DE19924640A1

DE19924640A1 - Objektivlinse für einen optischen Abnehmer

Info

Publication number: DE19924640A1
Application number: DE19924640A
Authority: DE
Inventors: Koichi Maruyama
Original assignee: Asahi Kogaku Kogyo Co Ltd
Current assignee: Hoya Corp
Priority date: 1998-05-29
Filing date: 1999-05-28
Publication date: 1999-12-02
Anticipated expiration: 2019-05-29
Also published as: DE19924640B4; KR19990088635A; US6191889B1; JPH11337818A; KR100361587B1; JP3385213B2

Abstract

Eine Objektivlinse (10) hat eine brechende Linse mit positiver Brechkraft und ein Beugungsgitter (11) mit mehreren konzentrischen, ringförmigen Stufen, die an mindestens einer Linsenfläche der brechenden Linse ausgebildet sind. Die Objektivlinse (10) ist eine bikonvexe Kunststofflinse, deren erste und deren zweite Linsenfläche asphärisch sind. Das Beugungsgitter (11) ist an der ersten Linsenfläche der Objektivlinse (10) ausgebildet. Das Beugungsgitter (11) ähnelt einer Fresnellinse, d. h. sie besteht aus einer Vielzahl konzentrischer Ringe, die im Schnitt keilförmig ausgebildet sind. Die Grenze zwischen benachbarten Ringen bildet eine Stufe, die eine vorbestimmte optische Wegdifferenz vorgibt. Die Wellenlängenabhängigkeit des Beugungsgitters (11) ist so bemessen, daß die sphärische Aberration mit anwachsender Wellenlänge des auftreffenden Lichtes in der unterkorrigierten Richtung variiert.

Description

Die Erfindung betrifft eine Objektivlinse mit hoher numerischer Apertur, die in ei nem optischen Abnehmer eines für optische Platten bestimmten Gerätes, z. B. ei nes auf DVD-Platten, magnetooptische Platten etc. ausgelegten Gerätes ange bracht ist. Insbesondere betrifft die Erfindung eine Objektivlinse mit einem Beu gungsgitter, das an einer Linsenfläche einer brechenden Linse ausgebildet ist.

Ein optischer Abnehmer eines Gerätes vorstehend genannter Art verwendet im allgemeinen eine einstückige, aus Kunststoff gefertigte Objektivlinse, deren beide Linsenflächen asphärisch sind. Kunststofflinsen haben den Vorteil, daß sie ein vergleichsweise ein geringes Gewicht haben und in einem Spritzgußverfahren relativ einfach herzustellen sind.

Kunststofflinsen haben jedoch auch folgende Nachteile. Der Hauptnachteil be steht darin, daß ihre Leistung signifikant von der Temperatur abhängt. So zeigt eine Kunststofflinse hinsichtlich ihres Brechungsindex eine höhere Sensitivität gegenüber der Temperatur sowie eine größere Wärmeausdehnung als eine Glas linse. Beispielsweise nimmt der Brechungsindex der Kunststofflinse bei einem Temperaturanstieg ab, worauf sich die sphärische Aberration so ändert, daß sie überkorrigiert wird und in der Folge die Wellenfrontaberration ansteigt. Übersteigt die Wellenfrontaberration ein vorbestimmtes Toleranzniveau, so kann die Objektivlinse auf der optischen Platte keinen ausreichend kleinen Lichtpunkt er zeugen. Die eben erläuterte Sensitivität, die durch das Verhältnis der Variation des Brechungsindex zur Temperaturänderung angegeben wird, beträgt etwa -10 × 10^-5/°C.

Fig. 27 zeigt die Änderung der Wellenfrontaberration (Einheit: λ, Wellenlänge) gegenüber der numerischen Apertur, kurz NA, für eine Kunststofflinse (Brenn weite: 3,0 mm bei einer Wellenlänge von 650 nm), wenn die Temperatur um 40°C ansteigt und der Brechungsindex sich um -400 × 10^-6 ändert. Wie der Graph nach Fig. 27 zeigt, ist die Änderung der Wellenfrontaberration mit Änderung der Tem peratur im wesentlichen proportional zur vierten Potenz von NA.

Die NA einer für ein CD-Gerät bestimmten Objektivlinse beträgt etwa 0,45 und das Toleranzniveau für die Wellenfrontaberration etwa 0,04 λ. Dies erlaubt eine Temperaturvariation in einem Bereich von 90°, beispielsweise in einem Bereich von 30 ± 40°C. Da dieser mit dem Toleranzbereich für die Wellenfrontaberration im Einklang stehender Temperaturbereich ausreichend groß ist, ist in einem CD- Gerät eine Verschlechterung der Wellenfrontaberration aufgrund einer Tempe raturvariation nicht zu erwarten.

Andererseits beträgt die NA einer Objektivlinse für ein DVD-Gerät etwa 0,60 und für ein auf magnetooptische Platten ausgelegtes Gerät, kurz MO-Gerät, etwa 0,65, und der Toleranzpegel der Wellenfrontaberration liegt etwa bei 0,03 λ. Bei einer Temperaturänderung von 40 oder 50°C übersteigt also in diesem Fall die Wellenfrontaberration das Toleranzniveau, wodurch Probleme beim Lesen und/oder Schreiben von Informationen auftreten können.

Aufgabe der Erfindung ist es, eine Objektivlinse für einen optischen Abnehmer anzugeben, welche die durch eine Temperaturänderung verursachte Änderung der Wellenfrontaberration verringert und so den Toleranzbereich für die Tempe raturänderung erweitert, selbst wenn die Objektivlinse in einem DVD-Gerät oder einem MO-Gerät eingesetzt wird.

Die Erfindung löst diese Aufgabe durch die Objektivlinse mit den Merkmalen des Anspruchs 1. Vorteilhafte Weiterbildungen der Erfindung sind Gegenstand der Unteransprüche.

Wie vorstehend erläutert, variiert die sphärische Aberration einer brechenden Linse mit positiver Brechkraft mit Temperaturanstieg in der überkorrigierten Richtung. Ein Halbleiterlaser, der im allgemeinen als Lichtquelle eines optischen Abnehmers (optischer Kopf, optische Abtast-/Aufnahmevorrichtung) verwendet wird, hat eine Temperaturabhängigkeit derart, daß die Wellenlänge des ausge sendeten Laserlichtes mit Temperaturanstieg anwächst. Bei einem Tempera turanstieg verändert die brechende Linse die sphärische Aberration in der über korrigierten Richtung, während das Beugungsgitter die sphärische Aberration in der unterkorrigierten Richtung verändert, da die Wellenlänge des von dem Halb leiterlaser ausgesendeten Lichtes anwächst. Die durch die brechende Linse und das Beugungsgitter verursachten Änderungen der sphärischen Aberrationen können so gegeneinander ausgeglichen werden.

Die brechende Linse ist vorteilhaft eine Kunststofflinse. Auf diese Weise erhält man eine kostengünstige und leichtgewichtige Objektivlinse, auf die man in ein facher Weise ein Beugungsmuster einer Form übertragen kann. Da eine Linse mit hoher numerischer Apertur eine strikte Aberrationskorrektion erforderlich macht, verwendet man für eine solche Linse vorzugsweise eine doppelt asphärische Bikonvexlinse.

Die Erfindung wird im folgenden an Hand der Figuren näher erläutert. Darin zei gen:

Fig. 1A die Vorderansicht der erfindungsgemäßen Objektivlinse gemäß den nachfolgend erläuterten Ausführungsbeispielen,

Fig. 1B die Seitenansicht der Objektivlinse,

Fig. 1C einen Ausschnitt aus Fig. 1B in vergrößerter Darstellung,

Fig. 2 ein erstes Ausführungsbeispiel der Objektivlinse,

Fig. 3A, 3B und 3C unterschiedliche Aberrationen des ersten Ausführungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex,

Fig. 4A, 4B und 4C die Aberrationen des ersten Ausführungsbeispiels bei Verringerung des Brechungsindex um 0,004 gegenüber dem Standardwert,

Fig. 5 ein zweites Ausführungsbeispiel der Objektivlinse,

Fig. 6A, 6B und 6C die unterschiedlichen Aberrationen des zweiten Ausführungsbei spiels bei dem Standardbrechungsindex,

Fig. 7A, 7B und 7C die Aberrationen des zweiten Ausführungsbeispiels bei Verringerung des Brechungsindex um 0,004 gegenüber dem Standardwert,

Fig. 8 ein drittes Ausführungsbeispiel der Objektivlinse,

Fig. 9A, 9B und 9C die unterschiedlichen Aberrationen des dritten Ausführungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex,

Fig. 10A, 10B und 10C die Aberrationen des dritten Ausführungsbeispiels bei Verringerung des Brechungsindex um 0,004 gegenüber dem Standardwert,

Fig. 11 ein viertes Ausführungsbeispiel der Objektivlinse,

Fig. 12A, 12B und 12C die unterschiedlichen Aberrationen des vierten Ausführungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex,

Fig. 13A, 13B und 13C die Aberrationen des vierten Ausführungsbeispiels bei Verringerung des Brechungsindex um 0,004 gegenüber dem Standardwert,

Fig. 14 ein fünftes Ausführungsbeispiel der Objektivlinse,

Fig. 15A, 15B und 15C die unterschiedlichen Aberrationen des fünften Ausführungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex,

Fig. 16A, 16B und 16C die Aberrationen des fünften Ausführungsbeispiels bei Verringerung des Brechungsindex um 0,004 gegenüber dem Standardwert,

Fig. 17 ein sechstes Ausführungsbeispiel der Objektivlinse,

Fig. 18A, 18B und 18C die unterschiedlichen Aberrationen des sechsten Ausführungsbei spiels bei dem Standardbrechungsindex,

Fig. 19A, 19B und 19C die Aberrationen des sechsten Ausführungsbeispiels bei Verringe rung des Brechungsindex um 0,004 gegenüber dem Standardwert,

Fig. 20 ein siebtes Ausführungsbeispiel der Objektivlinse,

Fig. 21A, 21B und 21C die unterschiedlichen Aberrationen der Objektivlinse des siebten Ausführungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex,

Fig. 22A, 22B und 22C die Aberrationen des siebten Ausführungsbeispiels bei Verringerung des Brechungsindex um 0,004 gegenüber dem Standardwert,

Fig. 23 ein achtes Ausführungsbeispiel der Objektivlinse,

Fig. 24A, 24B und 24C die unterschiedlichen Aberrationen des achten Ausführungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex,

Fig. 25A, 25B und 25C die Aberrationen des achten Ausführungsbeispiels bei Verringerung des Brechungsindex um 0,004 gegenüber dem Standardwert,

Fig. 26 die Abhängigkeit der Wellenfrontaberration von der Temperatur bei unterschiedlichen Wellenlängen für die Objektivlinse des fünften Ausführungsbeispiels und

Fig. 27 die Variation der Wellenfrontaberration einer herkömmlichen Ob jektivlinse aus Kunststoff, deren Brennweite bei einer Wellenlänge von 650 nm den Wert 3,0 mm hat, für einen Temperaturanstieg von 40°C mit der numerischen Apertur als Parameter.

Die Fig. 1A, 1B und 1C zeigen eine Objektivlinse 10 gemäß den nachfolgend er läuterten Ausführungsbeispielen der Erfindung. Fig. 1A ist eine Vorderansicht,

Fig. 1B eine Seitenansicht und Fig. 1C ein vergrößerter Ausschnitt der Seitenan sicht. Die Objektivlinse 10 ist für einen optischen Abnehmer (Abtast-Aufnahme vorrichtung) eines auf optische Platten ausgelegten Gerätes verwendbar, wie es beispielsweise ein DVD-Gerät oder ein MO-Gerät darstellt. DVD steht hierbei für die englische Bezeichnung "digital versatile disc". Die Objektivlinse 10 bündelt des auf sie treffende Licht, das von einem Halbleiterlaser als Lichtquelle ausge sendet wird, auf eine optische Platte.

Die Objektivlinse 10 ist eine bikonvexe Kunststofflinse, deren erste Linsenfläche 11 und deren zweite Linsenfläche 12 asphärisch sind. An der ersten Linsenfläche 11 der Objektivlinse 10 ist ein Beugungsgitter ausgebildet. Das Beugungsgitter ähnelt einer Fresnellinse, es besteht also aus einer Vielzahl konzentrischer Ringe, die jeweils im Schnitt keilförmig sind. Die Grenze zwischen jeweils zwei benachbarten Ringen wird von einer Stufe gebildet, die eine vorbestimmte opti sche Wegdifferenz vorgibt.

Das Beugungsgitter hat eine Wellenlängenabhängigkeit derart, daß die sphäri sche Aberration mit Ansteigen der Wellenlänge des auftreffenden Lichtes in der unterkorrigierten Richtung variiert. Die Wellenlänge des aus einem Halbleiterlaser stammenden Laserstrahls wächst mit steigender Temperatur an, wobei das Va riationsverhältnis etwa 0,2 nm/°C beträgt. Steigt beispielsweise die Temperatur um 40°C, so wächst die Wellenlänge des ausgesendeten Laserstrahls um 8 nm an.

Andererseits variiert auch der Brechungsindex der brechenden Linse mit der Temperatur, wodurch die sphärische Aberration verändert wird. Die sphärische Aberration einer positiven brechenden Linse variiert mit Temperaturanstieg in der überkorrigierten Richtung.

Steigt die Temperatur an, so verändert die brechende Linse die sphärische Aber ration in der überkorrigierten Richtung, während das Beugungsgitter die sphäri sche Aberration in der unterkorrigierten Richtung verändert, da die Wellenlänge des von dem Halbleiterlaser ausgesendeten Lichtes ansteigt. Die durch die bre chende Linse und das Beugungsgitter verursachten Änderungen der sphärischen Aberration können so gegeneinander ausgeglichen werden.

Eine durch ein Beugungsgitter zusätzlich verursachte optische Weglänge wird durch folgende optische Wegdifferenzfunktion Φ(h) ausgedrückt:

Φ(h) = (P₂h² + P₄h⁴ + P₆h⁶ + . . .) × λ

worin P₂, P₄ und P₆ Beugungskoeffizienten zweiter, vierter und sechster Ordnung bezeichnen, und h die Höhe über der optischen Achse sowie λ die Wellenlänge des auftreffenden Lichtes angibt. Die Funktion Φ(h) gibt die optische Wegdiffe renz zwischen einem imaginären Strahl, der durch das Beugungsgitter nicht ge beugt werden soll, und einem von dem Beugungsgitter gebeugten, tatsächlichen Strahl an einem Punkt des Gitters an, an dem die Höhe über der optischen Achse gleich h ist. In einem solchen Ausdruck stellt ein negativer Wert des Koeffizienten P₂ zweiter Ordnung eine positive Paraxialwirkung (Brechkraft) des Beugungsgitters dar. Die negative Wirkung (Brechkraft) wächst mit Ansteigen des Abstandes von der optischen Achse an, wenn der Koeffizient P₄ vierter Ordnung größer als Null ist.

Die tatsächliche mikroskopische Form des Beugungsgitters ist entsprechend einer Fresnellinse definiert, die eine große Anzahl konzentrischer Ringe hat. Die tat sächliche Form Φ(h) ergibt sich durch Subtrahieren von λ × m (m: ganze Zahl) von Φ(h) wie folgt:

Φ'(h) = (MOD(P₂h² + P₄h⁴ + . . . + C, 1) - C) × λ

C gibt eine Konstante an, die eine Phase an einer Grenze zwischen benachbar ten Ringen festlegt (0 ≦ C ≦ 1). Die Funktion MOD (x, y) gibt den Rest an, wenn x durch y geteilt wird. MOD(P₂h²+ P₄h⁴+ . . . + Const, 1) ist an der Grenze gleich Null. Das Beugungsgitter ist an der Basiskurve ausgebildet. Neigungen und Stufen der Ringbereiche sind so entworfen, daß die optischen Wegdifferenzen durch Φ'(h) festgelegt sind.

Die Objektivlinse 10 erfüllt folgende Bedingung (1):

-75,0 < P₄ × (h_max)⁴/(f × NA⁴) ≦ 25,0 (1)

worin h_max die maximale Höhe über der optischen Achse im effektiven Durchmes ser, NA die numerische Apertur und f die gesamte Brennweite der brechenden Linse und des Beugungsgitters bezeichnet.

Ist die Bedingung (1) erfüllt, so kann die durch die Änderung des Brechungsindex verursachte Variation der sphärischen Aberration der brechenden Linse in effizi enter Weise durch die durch die Wellenlängenänderung verursachte Variation der sphärischen Aberration des Beugungsgitters ausgeglichen werden. Wird der mittlere Term der Bedingung (1) kleiner als -75,0, so wird die durch die Wellen längenverschiebung verursachte Variation der sphärischen Aberration zu groß. Da die Laserwellenlänge des Halbleiterlasers infolge individueller Unterschiede eine Toleranz von etwa ±10 nm hat, verhindert die große Variation der sphäri schen Aberration die Verwendung eines Halbleiterlasers, dessen Laserwellen länge von der Standardwellenlänge abweicht. Dies erfordert eine Auswahl des Halbleiterlasers, welche die Ausbeute verringert. Es ist deshalb wünschenswert, daß die durch das Beugungsgitter verursachte Kompensationswirkung der sphäri schen Aberration kurz ist.

Übersteigt andererseits der mittlere Term der Bedingung (1) den Wert -25,0, so wird die durch die Wellenlängenverschiebung verursachte Variation der sphäri schen Aberration zu klein, um die durch die Änderung des Brechungsindex verur sachte Variation der sphärischen Aberration auszugleichen. Der am besten ge eignete Wert für den mittleren Term der Bedingung (1) beträgt etwa -55, wenn die sphärische Aberration in Abhängigkeit der durch die Temperaturänderung verursachten Wellenlängenverschiebung des Halbleiterlasers von etwa 0,2 nm/°C variiert.

Die Wellenlängenverschiebung des Lasers infolge der Temperaturänderung ver ändert die hintere Schnittweite oder Bildschnittweite (Brennpunktschnittweite) der Objektivlinse, wodurch Fokussierfehler verursacht werden. Da die Variationen der sphärischen Aberrationen ausgeglichen sind, verschlechtert diese Wellenlän genverschiebung die Wellenfrontaberration nicht. Da sich die hintere Schnittweite mit Änderung der Temperatur nur sehr langsam ändert, kann der Fokussierfehler durch einen in dem optischen Abnehmer vorgesehenen Scharfstellmechanismus korrigiert werden.

Andererseits ändert sich die Wellenlänge des Lasers durch Schalten des Laser ausgangs während der Aufzeichnung in dem MO-Gerät sehr schnell. Da diese schnelle Wellenlängenverschiebung keine Temperaturänderung mit sich bringt, wird die durch das Beugungsgitter verursachte Variation der sphärischen Aber ration nicht durch die Änderung des Brechungsindex der brechenden Linse aus geglichen. Unter diesem Gesichtspunkt ist es wünschenswert, daß die durch das Beugungsgitter verursachte Kompensationswirkung der sphärischen Aberration kurz ist. Es ist nämlich wünschenswert, daß die sphärische Aberration der bre chenden Linse durch das Beugungsgitter nicht vollständig kompensiert wird.

Die schnelle Wellenlängenverschiebung verursacht einen Fokussierfehler, der durch den Scharfstellmechanismus nicht vollständig korrigiert werden kann. Es ist deshalb wünschenswert, die Bewegung des Brennpunktes zu verringern.

Die Bewegung des Brennpunktes kann dadurch verringert werden, daß die longi tudinale chromatische Aberration im allgemeinen korrigiert wird. Da jedoch das erläuterte Ausführungsbeispiel der erfindungsgemäßen Objektivlinse eine Wel lenlängenabhängigkeit hinsichtlich der sphärischen Aberration hat, führt eine perfekte Korrektion der longitudinalen chromatischen Aberration auf der anderen Seite zu einer stärkeren Bewegung der besten Scharfstell- oder Fokusposition. Die Korrektion der chromatischen Aberration sollte deshalb mit der durch die Wellenlängenverschiebung verursachten Variation der sphärischen Aberration ins Gleichgewicht gebracht werden.

Zu diesem Zweck haben die brechende Linse und das Beugungsgitter bei dem erläuterten Ausführungsbeispiel eine longitudinale chromatische Gesamtaberra tion derart, daß die hintere Schnittweite mit Anstieg der Wellenlänge des auftref fenden Lichtes anwächst und folgende Bedingung (2) erfüllt ist:

-1 < ΔCA/ΔSA < 0 (2)

worin ΔCA die Bewegung des paraxialen Brennpunktes mit der Wellenlänge und ΔSA die Variation der sphärischen Aberration für die Randstrahlen mit der Wel lenlängenverschiebung ist.

Ist die Bedingung (2) erfüllt, so wird durch das Anwachsen der Wellenlänge der paraxiale Brennpunkt von der Linse weg und der Brennpunkt für die Randstrahlen zu der Linse hin bewegt. Ist die sphärische Aberration für die Standardwellen länge λ₀ nahezu korrigiert, so befindet sich der paraxiale Brennpunkt bei der größeren Wellenlänge λ₁ (<λ) weiter von der Linse entfernt als der paraxiale Brennpunkt bei der Standardwellenlänge λ₀. In entsprechender Weise befindet sich der Brennpunkt für die Randstrahlen bei der größeren Wellenlänge λ₁ näher an der Linse als der paraxiale Brennpunkt bei der Standardwellenlänge λ₀. Die Bewegung der besten Fokusposition, die das Mittel aus dem paraxialen Brenn punkt und dem Brennpunkt für die Randstrahlen ist, kann so verringert werden.

Noch vorteilhafter ist es, wenn die folgende Bedingung (2') erfüllt ist. Die obere Grenze -0,5 ist so festgelegt, daß die Anzahl der Ringe des Beugungsgitters zur Steigerung der Beugungseffizienz minimiert ist. Dagegen ist die untere Grenze -0,7 so festgelegt, daß der auf die Objektivlinse auftreffende Laserstrahl die Inten sitätsverteilung eines Gaußschen Strahls hat.

-0,7 < ΔCA/ΔSA < -0,5 (2')

Die Objektivlinse 10 erfüllt weiterhin folgende Bedingung (3), um so die durch die schnelle Wellenlängenverschiebung verursachte Bewegung der besten Fokuspo sition zu verringern.

40,0 < f_D/f < 140,0 (3)

Dabei ist f die Gesamtbrennweite der Objektivlinse und f_D die Brennweite des Beugungsgitters, die durch folgende Gleichung festgelegt ist:

f_D = 1/(-P₂ × 2λ)

Die Bedingung (3) legt die Kompensationswirkung für die longitudinale chromati sche Aberration fest. Bekanntlich ist ein der Abbe-Zahl entsprechender Wert für eine Beugungslinse für gewöhnlich negativ. Das negative Vorzeichen dieses Wertes spiegelt dabei den entgegengesetzten Sinn der Dispersion verglichen mit der von brechenden Linsen wieder, während sein kleiner Betrag ein Zeichen starker Dispersion ist. Durch Verwendung eines Beugungsgitters mit kleiner po sitiver Wirkung in Verbindung mit der brechenden Linse kann so die chromatische Aberration kompensiert werden.

Ist die Bedingung (3) erfüllt, kann die durch die schnelle Wellenlängenverschie bung verursachte Bewegung der besten Fokusposition verringert werden, wobei der Kompensationseffekt bezogen auf die durch die Temperaturänderung verur sachte sphärische Aberration erhalten bleibt.

Im folgenden werden acht Ausführungsbeispiele erläutert, die den vorstehend be schriebenen Aufbau haben. Die Ausführungsbeispiele 1 bis 4 zeigen Objektivlin sen, die in einem optischen Abnehmer eines DVD-Geräts verwendet werden, welches für eine mit einer 0,6 mm starken Deckschicht versehene optische Platte ausgelegt ist. Die Ausführungsbeispiele 5 bis 8 zeigen Objektivlinsen, die in ei nem optischen Abnehmer eines MO-Gerätes verwendet werden, welches für eine mit einer 1,2 mm starken Deckschicht versehene optische Platte ausgelegt ist. In allen Ausführungsbeispielen ist das Beugungsgitter an der ersten Linsenfläche ausgebildet.

Ausführungsbeispiel 1

Fig. 2 zeigt die Objektivlinse 10 gemäß Ausführungsbeispiel 1 sowie die Deck schicht D der optischen Platte. Die zugehörigen numerischen Konstruktionsdaten sind in Tabelle 1 angeführt. Die Linsenflächen #1 und #2 gehören zu der Objek tivlinse 10 und die Linsenflächen #3 und #4 zu der Deckschicht D.

In Tabelle 1 bezeichnet NA die numerische Apertur, f (Einheit: mm) die Gesamt brennweite, f_D (Einheit: mm) die Brennweite des Beugungsgitters, ω (Einheit: Grad) den halben Bildwinkel, λ (Einheit: nm) die Wellenlänge, h_max (Einheit: mm) die maximale Höhe über der optischen Achse im effektiven Durchmesser, r (Ein heit: mm) den Krümmungsradius einer Linsenfläche (wobei sich für asphärische Flächen die Werte auf den Scheitel beziehen), d (Einheit: mm) den Abstand zwi schen den Linsenflächen längs der optischen Achse, nλ den Brechungsindex bei der Wellenlänge λ und νd die Abbe-Zahl. Der Brechungsindex ist für eine Stan dardtemperatur, z. B. 25°C, festgelegt.

Die Basiskurve der ersten Linsenfläche 11 (Linsenfläche #1) ist asphärisch. Sie ist als Form der das Beugungsgitter nicht enthaltenden brechenden Linse defi niert. Die zweite Linsenfläche 12 (Linsenfläche #2) ist ebenfalls asphärisch. Eine asphärische Linsenfläche kann durch folgende Gleichung ausgedrückt werden:

X(h) ist ein SAG, d. h. der Abstand einer Kurve von einer Tangentialebene, die an einem Punkt auf der Linsenfläche anliegt, an dem die Höhe über der optischen Achse h ist. C ist die Krümmung (1/r) des Scheitels der Linsenfläche. K ist die Ke gelschnittkonstante, und A₄, A₅, A₈, A₁₀ und A₁₂ sind Asphärizitätskoeffizienten vierter, sechster, achter, zehnter bzw. zwölfter Ordnung. Die Kegelschnittkon stante K und die Asphärizitätskoeffizienten A₄ bis A₁₂ der ersten und der zweiten Linsenfläche der Objektivlinse 10 sind in Tabelle 2 angeführt.

In Tabelle 2 finden sich weiterhin Koeffizienten zweiter, vierter, sechster, achter und zehnter Ordnung P₂, P₄, P₆, P₈, P₁₀ der optischen Wegdifferenzfunktion Φ(h), durch die das Beugungsgitter definiert ist.

Tabelle 1

Tabelle 2

Die Fig. 3A bis 3C zeigen Aberrationen dritter Ordnung des Objektivlinsensy stems gemäß dem ersten Ausführungsbeispiel bei dem Standardbrechungsindex, wobei

Fig. 3A die sphärische Aberration SA und die Sinusbedingung SC bei der Wel lenlänge 650 nm,

Fig. 3B die durch die sphärische Aberration dargestellte chromatische Aberration bei den Wellenlängen 650 nm, 642 nm und

Fig. 3C den Astigmatismus (S: Sagittal, M: Meridional) zeigt.

In den Fig. 3A und 3B bezeichnen die vertikalen Achsen die numerische Apertur NA, und in Fig. 3C gibt die vertikale Achse die Bildhöhe Y an. Die Einheit für die horizontalen Achsen der Fig. 3A bis 3C ist mm. Die Fig. 4A, 4B und 4C sind die den Fig. 3A, 3B und 3C entsprechenden Diagramme für den Fall, daß der Bre chungsindex um 0,004 geringer ist als der Standardwert. Bei einem Tempera turanstieg um 40°C ändert sich der Brechungsindex um 0,004.

In den Fig. 3A und 4A spiegelt der Unterschied zwischen den dort dargestellten Kurven wieder, daß die sphärische Aberration mit Abnahme des Brechungsindex, d. h. mit Ansteigen der Temperatur, in der überkorrigierten Richtung variiert. Der Unterschied in den Kurven der sphärischen Aberration bei 650 nm und 658 nm in Fig. 3B zeigt, daß das Beugungsgitter die sphärische Aberration mit Anstieg der Wellenlänge um 8 nm in der unterkorrigierten Richtung verändert. Ein Tempera turanstieg von 40°C läßt die Wellenlänge des von dem Halbleiterlaser ausge sendeten Laserstrahls um 8 nm ansteigen. Die Kurve der sphärischen Aberration bei 658 nm in Fig. 4B stellt so die sphärische Aberration der Objektivlinse 10 dar, wenn die Temperatur verglichen mit der Standardtemperatur um 40°C steigt.

Bei einem Temperaturanstieg kann also die durch die Änderung des Brechungs index verursachte Änderung der sphärischen Aberration in der überkorrigierten Richtung mit der durch die Wellenlängenänderung verursachten Änderung der sphärischen Aberration in der unterkorrigierten Richtung ausgeglichen werden, wodurch ein Anstieg der Wellenfrontaberration ausgeschlossen werden kann. Da der Anstieg der Temperatur den Brechungsindex der Objektivlinse absenkt, be wegt sich die beste Fokusposition der Objektivlinse so, daß die hintere Schnitt weite anwächst. Die Bewegung der besten Fokusposition kann durch den Fokus siermechanismus des optischen Abnehmers kompensiert werden.

Der paraxiale Brennpunkt bewegt sich so, daß die hintere Schnittweite mit Anstieg der Wellenlänge des auftreffenden Lichtes größer wird. Die durch eine Wellen längenverschiebung von +8 nm verursachte Bewegung des paraxialen Brenn punktes ΔCA spiegelt sich in der Breite zwischen den unteren Enden der Kurven für 650 nm und 658 nm wieder. Die durch die Wellenlängenverschiebung von +8 nm verursachte Variation der sphärischen Aberration für die Randstrahlen ΔSA spiegelt sich in der Breite zwischen dem oberen Ende der Kurve für 658 nm und dem oberen Ende einer Kurve wieder, die sich aus einer Parallelverschiebung der Kurve für 650 nm ergibt. Die Kurve für 650 nm ist dabei so zu verschieben, daß ihr unteres Ende an das untere Ende der Kurve für 658 nm verschoben wird. Er füllt das Verhältnis dieser Werte die Bedingung (2), so schneiden die Kurven für 658 nm und 642 nm in Fig. 3B die vertikale Achse, was impliziert, daß die durch die schnelle Wellenlängenverschiebung verursachte Bewegungsstrecke der be sten Fokusposition vergleichsweise klein ist.

Ausführungsbeispiel 2

Fig. 5 zeigt das zweite Ausführungsbeispiel der Objektivlinse. Die numerischen Konstruktionsdaten des zweiten Ausführungsbeispiels sind in Tabelle 3 angeführt. Die Tabelle 4 beinhaltet Kegelschnittkonstanten und Asphärizitätskoeffizienten für die erste und die zweite Linsenfläche sowie Beugungskoeffizienten des an der ersten Linsenfläche ausgebildeten Beugungsgitters.

Die Fig. 6A bis 6C zeigen unterschiedliche Aberrationen des zweiten Ausfüh rungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex. Die Fig. 7A bis 7C zeigen die entsprechenden Aberrationen für den Fall, daß der Brechungsindex um 0,004 kleiner ist als der Standardwert.

Tabelle 3

Tabelle 4

Ausführungsbeispiel 3

Fig. 8 zeigt das dritte Ausführungsbeispiel der Objektivlinse. In Tabelle 5 sind die numerischen Konstruktionsdaten des dritten Ausführungsbeispiels angeführt.

Tabelle 6 beinhaltet die Kegelschnittkonstanten und die Asphärizitätskoeffizienten für die erste und die zweite Linsenfläche sowie die Beugungskoeffizienten des an der ersten Linsenfläche ausgebildeten Beugungsgitters.

Die Fig. 9A bis 9C zeigen unterschiedliche Aberrationen des dritten Ausführungs beispiels bei dem Standardbrechungsindex. Die Fig. 10A und 10C zeigen die ent sprechenden Aberrationen für den Fall, daß der Brechungsindex um 0,004 kleiner ist als der Standardwert.

Tabelle 5

Tabelle 6

Die Objektivlinse des dritten Ausführungsbeispiels ist hinsichtlich der longitudi nalen chromatischen Aberration nicht kompensiert und deshalb für einen Nur- Lese-Abnehmer geeignet. Der zweite Beugungskoeffizient P₂, der die paraxiale Linsenwirkung angibt, ist in dem dritten Ausführungsbeispiel Null. Dies bedeutet, daß keine Kompensation der longitudinalen chromatischen Aberration erfolgt. Da bei dem Nur-Lese-Abnehmer kein schneller Wechsel der Wellenlänge des Lasers vorkommt, ist eine Kompensation der longitudinalen chromatischen Aberration nicht erforderlich. Wird die longitudinale chromatische Aberration nicht kom pensiert, so kann die Anzahl der Ringe des Beugungsgitters verringert und damit auf unnötige Ordnungen des Beugungslichtes verzichtet werden, wodurch die Beugungseffizienz ansteigt.

Ausführungsbeispiel 4

Fig. 11 zeigt das vierte Ausführungsbeispiel der Objektivlinse. Die numerischen Konstruktionsdaten des vierten Ausführungsbeispiels sind in Tabelle 7 angeführt.

Tabelle 8 beinhaltet die Kegelschnittkonstanten und die Asphärizitätskoeffizienten für die erste und die zweite Linsenfläche sowie die Beugungskoeffizienten des an der ersten Linsenfläche ausgebildeten Beugungsgitters.

Die Fig. 12A bis 12C zeigen unterschiedliche Aberrationen des vierten Ausfüh rungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex. Die Fig. 13A bis 13C zeigen die entsprechenden Aberrationen für den Fall, daß der Brechungsindex um 0,004 kleiner ist als der Standardwert.

Tabelle 7

Tabelle 8

Ausführungsbeispiel 5

Fig. 14 zeigt das fünfte Ausführungsbeispiel der Objektivlinse. Die numerischen Konstruktionsdaten des fünften Ausführungsbeispiels sind in Tabelle 9 angeführt. In Tabelle 10 sind die Kegelschnittkonstanten und die Asphärizitätskoeffizienten für die erste und die zweite Linsenfläche sowie die Beugungskoeffizienten des an der ersten Linsenfläche ausgebildeten Beugungsgitters angeführt.

Die Fig. 15A bis 15C zeigen unterschiedliche Aberrationen des fünften Ausfüh rungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex. Die Fig. 16A bis 16C zeigen die entsprechenden Aberrationen für den Fall, daß der Brechungsindex um 0,004 kleiner ist als der Standardwert.

Tabelle 9

Tabelle 10

Ausführungsbeispiel 6

Fig. 17 zeigt das sechste Ausführungsbeispiel der Objektivlinse. Die numerischen Konstruktionsdaten des sechsten Ausführungsbeispiels sind in Tabelle 11 angeführt. Tabelle 12 beinhaltet die Kegelschnittkonstanten und die Asphärizitäts koeffizienten der ersten und der zweiten Linsenfläche sowie die Beugungskoeffi zienten des an der ersten Linsenfläche ausgebildeten Beugungsgitters.

Die Fig. 18A bis 18C zeigen unterschiedliche Aberrationen des sechsten Ausfüh rungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex. Die Fig. 19A bis 19C zeigen die entsprechenden Aberrationen für den Fall, daß der Brechungsindex um 0,004 kleiner ist als der Standardwert.

Tabelle 11

Tabelle 12

Ausführungsbeispiel 7

Fig. 20 zeigt das siebte Ausführungsbeispiel der Objektivlinse. Die numerischen Konstruktionsdaten des siebten Ausführungsbeispiels sind in Tabelle 13 ange führt. Tabelle 14 beinhaltet die Kegelschnittkonstanten und die Asphärizitäts koeffizienten der ersten und der zweiten Linsenfläche sowie die Beugungskoeffi zienten des an der ersten Linsenfläche ausgebildeten Beugungsgitters.

Die Fig. 21A bis 21 C zeigen unterschiedliche Aberrationen des siebten Ausfüh rungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex. Die Fig. 22A bis 22C zeigen die entsprechenden Aberrationen für den Fall, daß der Brechungsindex um 0,004 kleiner ist als der Standardwert.

Tabelle 13

Tabelle 14

Ausführungsbeispiel 8

Fig. 23 zeigt das achte Ausführungsbeispiel der Erfindung. Die numerischen Kon struktionsdaten des achten Ausführungsbeispiels sind in Tabelle 15 angeführt.

Tabelle 16 beinhaltet die Kegelschnittkonstanten und die Asphärizitätskoeffizien ten der ersten und der zweiten Linsenfläche sowie die Beugungskoeffizienten des an der ersten Linsenfläche ausgebildeten Beugungsgitters.

Die Fig. 24A bis 24C zeigen unterschiedliche Aberrationen des achten Ausfüh rungsbeispiels bei dem Standardbrechungsindex. Die Fig. 25A bis 25C zeigen die entsprechenden Aberrationen für den Fall, daß der Brechungsindex 0,004 kleiner ist als der Standardwert.

Tabelle 15

Tabelle 16

Die folgende Tabelle 17 zeigt die Werte der Ausführungsbeispiele 1 bis 8 für die Bedingungen (1), (2) und (3). Da alle Ausführungsbeispiele die Bedingung (1) erfüllen, kann eine durch Temperaturänderung verursachte Verschlechterung der Wellenfrontaberration weitgehend vermieden werden. Auch die Bedingung (2), welche die durch eine schnelle Wellenlängenverschiebung verursachte Bewe gung der besten Fokusposition verringert, ist in allen Ausführungsbeispielen er füllt. Die Ausführungsbeispiele erfüllen mit Ausnahme des dritten Ausführungs beispiels auch die Bedingung (3). Neben der guten Balance zwischen der Ände rung der longitudinalen chromatischen Aberration und der durch die Wellenlän genverschiebung verursachten sphärischen Aberration kann bei diesen Ausfüh rungsbeispielen deshalb die Bewegung der besten Fokusposition weiter verrin gert werden.

Tabelle 17

Fig. 26 zeigt die Abhängigkeit der Wellenfrontaberration von der Temperatur bei unterschiedlichen Wellenlängen für die Objektivlinse des fünften Ausführungs beispiels. Die Standardwellenlänge für das fünfte Ausführungsbeispiel beträgt 680 nm. In Fig. 26 sind jedoch Wellenfrontaberrationen für fünf Wellenlängen (670 nm, 675 nm, 680 nm, 685 nm und 690 nm) gezeigt, so daß für die Halblei terlaser individuelle Unterschiede zugelassen sind. Die feingepunktete Linie zeigt die Wellenfrontaberration einer Vergleichslinse, die ein Beugungsgitter hat, um die longitudinale chromatische Aberration zu kompensieren und die durch die Wellenlängenverschiebung verursachte Änderung der sphärischen Aberration zu verringern. Das Beugungsgitter der Vergleichslinse hat also keine Wellenlän genabhängigkeit hinsichtlich der sphärischen Aberration.

In einem Bereich von 25°C ± 60°C steigt die Wellenfrontaberration bei der Ver gleichslinse auf über 0,035 λ an, während die Wellenfrontaberration des fünften Ausführungsbeispiels kleiner als 0,020 λ ist. Die Objektivlinse dieses Ausfüh rungsbeispiels hat also eine Leistung, die für ein DVD-Gerät oder ein MO-Gerät ausreicht, bei denen ein striktes Toleranzniveau vorgeschrieben ist.

Claims

1. Objektivlinse (10) für einen optischen Abnehmer, mit einer brechenden Linse mit positiver Brechkraft und einem Beugungsgitter (11), das an mindestens einer Linsenfläche der brechenden Linse ausgebildet ist und mehrere konzentrische, ringförmige Stufen hat, dadurch gekennzeichnet, daß die Wellenlängenabhängigkeit des Beugungsgitters so bemessen ist, daß die sphärische Aberration mit anwachsender Wellenlänge des auftreffenden Lichtes in der unterkorrigierten Richtung variiert.

2. Objektivlinse (10) nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die brechende Linse eine Kunststofflinse ist.

3. Objektivlinse (10) nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß die brechende Linse eine bikonvexe Linse mit asphärischen Linsenflächen ist.

4. Objektivlinse (10) nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch ge kennzeichnet, daß folgende Bedingung (1) erfüllt ist:
-75,0 < P₄ × (h_max)⁴/(f × NA⁴) ≦ 25,0 (1)
worin h_max die maximale Höhe über der optischen Achse im effektiven Durchmesser, NA die numerische Apertur, f die Gesamtbrennweite von bre chender Linse und Beugungsgitter (11) und P₄ ein Koeffizient vierter Ord nung ist, wenn eine durch das Beugungsgitter (11) zusätzlich verursachte optische Weglänge durch folgende optische Wegdifferenzfunktion Φ(h) festgelegt ist:
Φ(h) = (P₂h² + P₄h⁴ + P₆h⁶ + . . .) × λ
worin P₂ ein Koeffizient zweiter Ordnung, P₆ ein Koeffizient sechster Ord nung, h die Höhe über der optischen Achse und λ die Wellenlänge des auftreffenden Lichtes ist.

5. Objektivlinse (10) nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die ge samte longitudinale chromatische Aberration von brechender Linse und Beugungsgitter (11) so eingestellt ist, daß die hintere Schnittweite mit an wachsender Wellenlänge des auftreffenden Lichtes ansteigt, wobei folgende Bedingung (2) erfüllt ist:
-1 < ΔCA/ΔSA < 0 (2)
worin ΔCA die Bewegung des paraxialen Brennpunktes mit der Wellenlän genverschiebung und ΔSA die auf die Randstrahlen bezogene Variation der sphärischen Aberration mit der Wellenlängenverschiebung ist.

6. Objektivlinse (10) nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, daß folgende Bedingung (2') erfüllt ist:
-0,7 < ΔCA/ΔSA ≦ 0,5 (2').

7. Objektivlinse (10) nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch ge kennzeichnet, daß das Beugungsgitter (11) eine positive paraxiale Wirkung hat und folgende Bedingung (3) erfüllt ist:
40,0 < f_D/f < 140,0 (3)
worin f die Gesamtbrennweite der Objektivlinse (10) und f_D die Brennweite des Beugungsgitters (11) ist, wobei f_D durch folgende Gleichung gegeben ist:
f_D = 1/(-P₂ × 2λ)
worin P₂ einen Koeffizienten zweiter Ordnung bezeichnet, wenn eine durch das Beugungsgitter (11) zusätzlich verursachte optische Weglänge durch folgende optische Wegdifferenzfunktion Φ(h) gegeben ist:
Φ(h) = (P₂h² + P₄h⁴ + P₆h⁶ + . . .) × λ
worin P₄ ein Koeffizient vierter Ordnung, P₆ ein Koeffizient sechster Ord nung, h die Höhe über der optischen Achse und λ die Wellenlänge des auf treffenden Lichtes ist.