JP3387329B2 - Viewfinder optical system - Google Patents
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- G02B15/14—Optical objectives with means for varying the magnification by axial movement of one or more lenses or groups of lenses relative to the image plane for continuously varying the equivalent focal length of the objective
- G02B15/143—Optical objectives with means for varying the magnification by axial movement of one or more lenses or groups of lenses relative to the image plane for continuously varying the equivalent focal length of the objective having three groups only
- G02B15/1435—Optical objectives with means for varying the magnification by axial movement of one or more lenses or groups of lenses relative to the image plane for continuously varying the equivalent focal length of the objective having three groups only the first group being negative
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Description
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、ファインダ光学系
に関するものであり、更に詳しくは、ケプラー型実像フ
ァインダ光学系に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】従来より、対物レンズと接眼レンズとか
ら成り、回折光学面を用いて色収差の補正を行うケプラ
ー型実像ファインダ光学系が知られている。例えば、米
国特許第５，０４４，７０６号では、対物レンズのみに
バイナリー回折格子が配置されたファインダ光学系が提
案されており、米国特許第５，４４６，５８８号では、
接眼レンズのみに回折光学素子が配置されたファインダ
光学系が提案されている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】ケプラー型実像ファイ
ンダ光学系の光学性能は、対物レンズの光学性能と接眼
レンズの光学性能とを合わせた総合性能で評価される。
したがって、例えば、軸上色収差は、対物レンズで生じ
る軸上色収差と接眼レンズで生じる軸上色収差とを加算
したものとなる。また、対物レンズがズームレンズであ
る場合には、ズーム全域で色収差が良好に補正されるよ
うに構成された対物レンズが必要となる。
【０００４】米国特許第５，０４４，７０６号で提案さ
れているファインダ光学系は、対物レンズがズームレン
ズではないため、回折光学面の配置がズームファインダ
設計の色収差補正を考慮したものとはなっていない。し
たがって、単に対物レンズにズーム機能をもたせたとし
ても、ズーム全域で色収差が良好に補正されるようにす
ることはできない。
【０００５】また、米国特許第５，４４６，５８８号で
提案されているファインダ光学系では、接眼レンズにの
み回折光学面が設けられており、その性能評価も接眼レ
ンズについてのみ行われている。したがって、対物レン
ズにズーム機能をもたせたとしても、対物レンズで発生
する色収差が残り、ズーム全域で色収差が良好に補正さ
れるようにすることはできない。また、接眼レンズに回
折光学面が設けられているため、ファインダから目を離
して接眼レンズを見ると、回折格子のパターンが見えて
しまい、外観上良くないという問題もある。
【０００６】本発明はこのような状況に鑑みてなされた
ものであって、その目的は、ズーム全域で色収差が良好
に補正されたズーム機能を有するケプラー型実像ファイ
ンダ光学系を提供することにある。
【０００７】
【課題を解決するための手段】上記目的を達成するた
め、本発明のファインダ光学系は、対物レンズと接眼レ
ンズとで構成されるケプラー型実像ファインダ光学系に
おいて、前記対物レンズがズームレンズであり、ズーミ
ングにおいて移動する群に回折光学面が設けられてお
り、前記対物レンズが、物体側から順に、負の第１群と
正の第２群とを含む２群以上で構成され、少なくとも前
記第２群に回折光学面が設けられており、更に次の条件
式(1)を満足することを特徴とする。-0.007＜φＮ・φＰＤ／φＰ＜-0.001 …(1) ただし、 φＮ ：負の第１群の屈折光学面と回折光学面との合成
パワー、 φＰ ：正の第２群の屈折光学面と回折光学面との合成
パワー、 φＰＤ：第２群に設けられている回折光学面のパワー である。
【０００８】
【０００９】
【００１０】
【００１１】
【００１２】
【発明の実施の形態】以下、本発明を実施したファイン
ダ光学系を、図面を参照しつつ説明する。図１は、一般
的なケプラー型実像ファインダ光学系の近軸パワー配置
を示す図である。図１中、瞳ｈｅの中心を通る光線が理
想主光線ＰＬであり、瞳ｈｅを平行に通過する光線が理
想マージナル光線ＭＬである。被写体の像は、対物レン
ズｔｇによってコンデンサーレンズｃｏの近傍で結像
し、結像した像は、接眼レンズｓｅによって拡大され
て、接眼レンズｓｅ後方の瞳ｈｅ位置から観察される。
【００１３】ところで、色収差には軸上色収差と倍率色
収差とが存在する。軸上色収差の程度は、次の式(A)で
定義される軸上色収差係数ＬＣで表され、倍率色収差の
程度は、次の式(B)で定義される倍率色収差係数ＴＣで
表される。
【００１４】ＬＣ＝Σ{ｈ2(φ／ν)} …(A)
ＴＣ＝Σ{ｈ・ｈ’(φ／ν)} …(B)
ただし、
ｈ ：各レンズを通過する理想マージナル光線ＭＬの高
さ、
ｈ’：各レンズを通過する理想主光線ＰＬの高さ、
φ ：各レンズのパワー、
ν ：各レンズのアッベ数である。
【００１５】式(A)中のｈ2，(φ／ν)はいずれも正であ
るので{ｈ2＞０，(φ／ν)＞０}、屈折光学面のみで構
成された光学系では、対物レンズｔｇと接眼レンズｓｅ
とでそれぞれ生じた軸上色収差は加算されることにな
る。したがって、正レンズだけでは、色補正を行うこと
はできない。
【００１６】光学系が屈折光学面と回折光学面を含む場
合、レンズの回折光学面で発生する軸上色収差と倍率色
収差が、前記式(A)，(B)で表される各色収差に加算され
ることになる。従って、屈折光学面と回折光学面を含む
光学系の軸上色収差，倍率色収差は、次の式(C)，(D)で
それぞれ定義される軸上色収差係数ＬＣ，倍率色収差係
数ＴＣで表される。
【００１７】
ＬＣ＝Σ{ｈ2(φｒ／νｒ＋φｋ／νｋ)} …(C)
ＴＣ＝Σ{ｈ・ｈ’(φｒ／νｒ＋φｋ／νｋ)} …(D)
ただし、
φｒ：各レンズの屈折光学面のパワー、
νｒ：各レンズの屈折光学面のアッベ数、
φｋ：各レンズの回折光学面のパワー、
νｋ：各レンズの回折光学面のアッベ数である。
【００１８】上記回折光学面のアッベ数νｋは、次の式
(E)で定義される。
νｋ＝λｄ／(λＦ−λｃ) …(E)
ただし、
λｄ：ｄ線の波長(=588nm)、
λＦ：Ｆ線の波長(=486nm)、
λｃ：ｃ線の波長(=656nm)である。
【００１９】式(E)から、回折光学面はνｋ＝−３．４
５という非常に小さい負のアッベ数を有することが分か
る。通常の屈折光学面のみを有するレンズのアッベ数
は、２０〜８０程度であるため、屈折光学面に回折光学
面を組み合わせて用いれば、正のφｒ／νｒが負のφｋ
／νｋで打ち消されることになる。したがって、屈折光
学面で発生した色収差を回折光学面で補正することが可
能である。
【００２０】本実施の形態は、対物レンズｔｇがズーム
レンズであり、ズーミングにおいて移動する群に回折光
学面を設けた点に特徴がある。回折光学面は大きな色収
差補正能力を有するが、回折光学面を接眼レンズｓｅに
設けた場合よりも対物レンズｔｇに設けた場合の方が、
回折光学面の色収差補正能力は大きくなる。つまり、対
物レンズｔｇに回折光学面を設けると、対物レンズｔｇ
で発生する色収差だけでなく、接眼レンズｓｅで発生す
る色収差をも含めて補正することが可能となる。
【００２１】さらに、接眼レンズｓｅが屈折光学面のみ
で構成されていることが望ましい。対物レンズｔｇのレ
ンズ面は視度が正であるため、本実施の形態のように対
物レンズｔｇに回折光学面を設けても、接眼レンズｓｅ
側から回折格子のパターンを観察することは不可能であ
る。したがって、対物レンズｔｇに回折光学面を設け、
かつ、接眼レンズｓｅを屈折光学面のみで構成すれば、
外観が回折格子のパターンによって損なわれることがな
くなる。
【００２２】各レンズｔｇ，ｓｅへの回折光学面の導入
は、屈折光学面に回折光学面が形成された回折光学素子
(すなわち、回折−屈折ハイブリッド型レンズ)を、対物
レンズｔｇと接眼レンズｓｅとのそれぞれに用いること
によって行うことが望ましい。屈折光学面で発生した色
収差を回折光学面で良好に補正することができるだけで
なく、色補正のための光学素子(例えば、負レンズ)を新
たに追加する必要がないからである。したがって、対物
レンズｔｇ又は接眼レンズｓｅに負レンズを用いること
により色補正を行う場合と比べて、レンズ枚数を少なく
することが可能である。
【００２３】図２に、対物レンズｔｇがズームレンズで
あるファインダ光学系の近軸パワー配置を示す。図２
[Ｗ]はワイド状態を示しており、図２[Ｔ]はテレ状態を
示している。対物レンズｔｇは、物体側から順に、負の
第１群ｇ１と正の第２群ｇ２とで構成されたズームレン
ズの代表的な例である。第２群ｇ２は主に変倍をつかさ
どるバリエータであり、第１群ｇ１は像面を一致させる
ためのコンペンセータである。
【００２４】図２[Ｗ]，[Ｔ]から、移動量の大きい第２
群ｇ２の移動に伴って、第２群ｇ２での高さｈ，ｈ’が
大きく変動することが分かる。これは、ズーミングにお
いて色収差が大きく変動することを意味する。したがっ
て、ズーミングにおいて移動する第２群ｇ２に回折光学
面を設ければ、ズーミングによる色収差の変動を少なく
することが可能となる。第１群ｇ１での高さｈ，ｈ’も
変動しているが、第１群ｇ１よりも第２群ｇ２のパワー
の方が大きいので、移動量の大きいバリエータ(第２群
ｇ２)に回折光学面を設けば、特に色収差の変動を小さ
くすることが可能となる。
【００２５】上記のように負・正の２群ズームから成る
対物レンズｔｇを備えたファインダ光学系においては、
少なくとも第２群ｇ２に回折光学面を設けることによっ
て、ズーム全域で色収差を良好に補正することができる
が、さらに、正又は負の第３群を対物レンズｔｇに加え
て３群ズームとすることが望ましい。３群ズームとすれ
ば、第３群によって他の収差性能をも向上させることが
可能である。
【００２６】対物レンズｔｇが、物体側から順に、負の
第１群ｇ１と正の第２群ｇ２とを含む２群以上で構成さ
れ、少なくとも第２群ｇ２に回折光学面が設けられたフ
ァインダ光学系は、次の条件式(1)を満足することが望
ましい。
-0.007＜φＮ・φＰＤ／φＰ＜-0.001 …(1)
ただし、
φＮ ：負の第１群ｇ１の屈折光学面と回折光学面との
合成パワー、
φＰ ：正の第２群ｇ２の屈折光学面と回折光学面との
合成パワー、
φＰＤ：第２群ｇ２に設けられている回折光学面のパワ
ーである。
【００２７】条件式(1)を満たすことにより、ズーム全
域で色収差をバランス良く補正することができる。条件
式(1)の下限を超えると、回折光学面の色収差補正能力
が大きくなりすぎて過剰補正になり、条件式(1)の上限
を超えると、回折光学面の色収差補正能力が充分発揮で
きなくなって、ズーム全域での色収差バランスが崩れて
しまう。
【００２８】
【実施例】以下、本発明を実施したファインダ光学系の
構成を、コンストラクションデータ，収差図等を挙げて
更に具体的に説明する。実施例１〜５は、前述した実施
の形態(図２)に対応する実施例である。図３〜図７は、
実施例１〜５のワイド端[Ｗ]での光学配置及び光路をそ
れぞれ示しており、図３〜図７中の矢印ｍ１，ｍ２，ｍ
３は、第１群ｇ１，第２群ｇ２，第３群ｇ３のワイド端
[Ｗ]からテレ端[Ｔ]にかけてのズーム移動をそれぞれ示
している。
【００２９】各実施例のコンストラクションデータにお
いて、Si(i=1,2,...)は被写体側から数えてi番目の面で
あり、ri(i=1,2,...)は被写体側から数えてi番目の面Si
の曲率半径を示しており、di(i=1,2,...)は被写体側か
ら数えてi番目の軸上面間隔を示している。ズーミング
によって変化する軸上面間隔(可変間隔)は、ワイド端
[Ｗ]〜テレ端[Ｔ]での各群間の面間隔である。また、Ni
(i=1,2,...)は、被写体側から数えてi番目のレンズのｅ
線に対する屈折率(Ｎe)を示しており、νi(i=1,2,...)
は、被写体側から数えてi番目のレンズのｄ線に対する
アッベ数(νd)を示している。そして、アッベ数の右側
に付されている符号は、用いられている光学要素の符号
である。なお、ワイド端[Ｗ]〜テレ端[Ｔ]でのファイン
ダ倍率β、並びに各実施例における条件式(1)の対応値
{φＮ・φＰＤ／φＰ}及び関連データ(φＮ，φＰ，φ
ＰＤ)を、コンストラクションデータと併せて示す。
【００３０】[DOE]印が付された面Siは、屈折光学面に
回折光学面が形成された面であることを示している。ま
た、*印が付された面Siは、非球面で構成された面であ
ることを示し、非球面の面形状を表わす次の式(AS)で定
義されるものとする。
【００３１】
【数１】
【００３２】ここで、式(AS)中、
Y :光軸方向の基準面からの変位量、
X :光軸に対して垂直な方向の高さ、
C :近軸曲率、
ε:２次曲面パラメータ、
Ai:i次式の非球面係数である。
【００３３】《実施例１》
β＝0.5〜1.0
[面] [曲率半径] [軸上面間隔][屈折率] [アッベ数]
S1 r1= -12.684
d1= 1.500 N1=1.49329 ν1= 57.82 …ｇ１
S2 r2= 45.187
d2= 11.86〜1.88
S3 r3= 18.140
d3= 3.500 N2=1.49329 ν2= 57.82 …ｇ２
S4* r4= -11.01818
d4= 0.000 N3=10001.00000 ν3=-3.45
S5[DOE]* r5= -11.0181494
d5= 20.8〜30.63
S6 r6= 15.391
d6= 3.000 N4=1.49329 ν4= 57.82 …ｃｏ
S7 r7= ∞
d7= 2.200
S8 r8= ∞
d8= 40.640 N5=1.81264 ν5= 25.5 …ｐ
S9 r9= ∞
d9= 1.000
S10* r10= 29.153
d10= 2.300 N6=1.49329 ν6= 57.82 …ｓｅ
S11 r11=-24.209
【００３４】
〈非球面係数〉
S4 ：ε=1.00，A4= 1.65×10-4，A6= 1.46×10-6，A8= 5.76×10-9
S5 ：ε=1.00，A4= 1.65×10-4，A6= 1.46×10-6，A8= 5.76×10-9
S10：ε=-6.2
【００３５】〈条件式(1)の対応値，関連データ〉
φＮ＝-0.0502，φＰ＝0.0714，φＰＤ＝0.0025，φＮ
・φＰＤ／φＰ＝-0.0018
【００３６】《実施例２》
β＝0.36〜0.64
[面] [曲率半径] [軸上面間隔][屈折率] [アッベ数]
S1 r1= -42.640
d1= 1.000 N1=1.58752 ν1= 30.36 …ｇ１
S2* r2= 4.346
d2= 7.69〜3.79
S3* r3= 6.561
d3= 3.000 N2=1.49329 ν2= 57.82 …ｇ２
S4 r4= -5.71190
d4= 0.000 N3=10001.00000 ν3=-3.45
S5[DOE] r5= -5.7118961
d5= 1.0〜4.86
S6 r6= 20.707
d6= 1.000 N4=1.58752 ν4= 30.36 …ｇ３
S7* r7= 6.649
d7= 13.620
S8 r8= 12.487
d8= 3.000 N5=1.49329 ν5= 57.82 …ｃｏ
S9 r9= -18.732
d9= 1.000
S10 r10= ∞
d10=32.500 N6=1.49329 ν6= 57.82 …ｐ
S11 r11= ∞
d11= 1.500
S12* r12= 17.239
d12= 2.000 N7=1.49329 ν7= 57.82 …ｓｅ
S13 r13=-35.124
【００３７】〈非球面係数〉
S2 ：ε=1.00，A4=-1.41×10-3，A6= 1.66×10-4
S3 ：ε=1.00，A4=-2.01×10-3，A6= 1.13×10-5
S7 ：ε=1.00，A4= 9.13×10-4，A6= 2.55×10-5
S12：ε=1.00，A4=-9.01×10-5，A6= 3.38×10-6
【００３８】〈条件式(1)の対応値，関連データ〉
φＮ＝-0.1501，φＰ＝0.1503，φＰＤ＝0.0021，φＮ
・φＰＤ／φＰ＝−０．００２１
【００３９】《実施例３》
β＝０．４４〜1.00
[面] [曲率半径] [軸上面間隔][屈折率] [アッベ数]
S1* r1= -19.349
d1= 1.000 N1=1.58752 ν1= 30.36 …ｇ１
S2* r2= 18.574
d2= 12.12〜1.92
S3* r3= 11.358
d3= 2.800 N2=1.49329 ν2= 57.82 …ｇ２
S4 r4= -10.24746
d4= 0.000 N3=10001.00000 ν3=-3.45
S5[DOE] r5= -10.2474392
d5= 0.78〜9.34
S6 r6= 40.000
d6= 16.000 N4=1.58752 ν4= 30.36 …ｇ３
S7 r7= ∞
d7= 3.000
S8 r8= 17.489
d8= 12.300 N5=1.58752 ν5= 30.36 …ｐ
S9 r9= ∞
d9= 8.980
S10* r10= 19.205
d10= 3.000 N6=1.49329 ν6= 57.82 …ｓｅ
S11 r11=-15.959
【００４０】〈非球面係数〉
S1 ：ε=1.00，A4=-6.23×10-4，A6=-2.40×10-6
S2 ：ε=1.00，A4=-7.00×10-4，A6= 2.80×10-6
S3 ：ε=1.00，A4=-5.13×10-4，A6= 1.00×10-6
S10：ε=1.00，A4=-1.05×10-4，A6= 2.00×10-7
【００４１】〈条件式(1)の対応値，関連データ〉
φＮ＝-0.0626，φＰ＝0.09，φＰＤ＝0.0026，φＮ・
φＰＤ／φＰ＝-0.0018
【００４２】《実施例４》
β＝0.46〜1.10
[面] [曲率半径] [軸上面間隔][屈折率] [アッベ数]
S1* r1=2680.750
d1= 1.000 N1=1.49329 ν1= 57.82 …ｇ１
S2* r2= 10.665
d2= 12.12〜0.47
S3[DOE]* r3= 10.1832442
d3= 0.000 N2=10001.00000 ν2=-3.45
S4* r4= 10.18327
d4= 2.800 N3=1.49329 ν3= 57.82 …ｇ２
S5 r5= -11.376
d5= 0.00〜8.57
S6 r6= 40.000
d6= 16.000 N4=1.58752 ν4= 30.36 …ｇ３
S7 r7= ∞
d7= 3.000
S8 r8= 17.489
d8= 12.300 N5=1.58752 ν5= 30.36 …ｐ
S9 r9= ∞
d9= 8.980
S10* r10= 19.598
d10= 3.000 N6=1.49329 ν6= 57.82 …ｓｅ
S11 r11=-15.701
【００４３】〈非球面係数〉
S1 ：ε=1.00，A4=-6.23×10-4，A6=-2.41×10-6
S2 ：ε=1.00，A4=-7.00×10-4，A6= 2.80×10-6
S3 ：ε=1.00，A4=-5.13×10-4，A6= 1.00×10-6
S4 ：ε=1.00，A4=-1.05×10-4，A6= 2.00×10-7
S10：ε=1.00，A4=-1.05×10-4，A6= 2.00×10-7
【００４４】〈条件式(1)の対応値，関連データ〉
φＮ＝-0.0549，φＰ＝0.09，φＰＤ＝0.0023，φＮ・
φＰＤ／φＰ＝-0.0014
【００４５】《実施例５》
β＝0.44〜1.04
[面] [曲率半径] [軸上面間隔][屈折率] [アッベ数]
S1* r1= -23.205
d1= 1.000 N1=1.49329 ν1= 57.82 …ｇ１
S2* r2= 15.33486
d2= 0.000 N2=10001.00000 ν2=-3.45
S3[DOE]* r3= 15.3346764
d3= 12.12〜0.48
S4[DOE]* r4= 22.2347675
d4= 0.000 N3=10001.00000 ν3=-3.45
S5* r5= 22.23492
d5= 2.800 N4=1.49329 ν4= 57.82 …ｇ２
S6 r6= -7.75600
d6= 0.00〜8.57
S7 r7= 40.000
d7= 16.000 N5=1.58752 ν5= 30.36 …ｇ３
S8 r8= ∞
d8= 3.000
S9 r9= 17.489
d9= 12.300 N6=1.58752 ν6= 30.36 …ｐ
S10* r10= ∞
d10= 8.980
S11 r11= 28.573
d11= 3.000 N7=1.49329 ν7= 57.82 …ｓｅ
S12 r12=-12.619
【００４６】〈非球面係数〉
S1 ：ε=1.00，A4=-6.23×10-4，A6=-2.41×10-6
S2 ：ε=1.00，A4=-7.00×10-4，A6= 2.80×10-6
S3 ：ε=1.00，A4=-7.00×10-4，A6= 2.80×10-6
S4 ：ε=1.00，A4=-5.13×10-4，A6= 1.00×10-6
S5 ：ε=1.00，A4=-5.13×10-4，A6= 1.00×10-6
S10：ε=1.00，A4=-1.05×10-4，A6= 2.00×10-7
【００４７】〈条件式(1)の対応値，関連データ〉
φＮ＝-0.057，φＰ＝0.09，φＰＤ＝0.0078，φＮ・φ
ＰＤ／φＰ＝-0.0049
【００４８】図８は実施例１のワイド端[Ｗ]での収差図
であり、図９は実施例１のテレ端[Ｔ]での収差図であ
る。図１０は実施例２のワイド端[Ｗ]での収差図であ
り、図１１は実施例２のテレ端[Ｔ]での収差図である。
図１２は実施例３のワイド端[Ｗ]での収差図であり、図
１３は実施例３のテレ端[Ｔ]での収差図である。図１４
は実施例４のワイド端[Ｗ]での収差図であり、図１５は
実施例４のテレ端[Ｔ］での収差図である。図１６は実
施例５のワイド端［Ｗ]での収差図であり、図１７は実
施例５のテレ端[Ｔ]での収差図である。
【００４９】各収差図は、上から順に、非点収差，歪曲
収差，倍率色収差を表しており、被写体距離３ｍで計算
されたものである。各収差図中に、各波長に対応する光
線(設計波長：ｅ線，ｃ線，ｇ線)を併せて示す。非点収
差の縦軸は視度(Diopter)を示し、歪曲収差の縦軸は％
を示し、倍率色収差の縦軸は光軸となす角度(ラジアン)
を示す。各収差図の横軸は、すべて瞳面への入射角度
(ラジアン)を示す。
【００５０】コンストラクションデータから分かるよう
に、回折光学面の収差評価の計算にはＳｗｅａｔｔモデ
ルを用いている。Ｓｗｅａｔｔモデルとは、簡易的に回
折光学面の光学計算を行うための手法であり、非常に大
きな屈折率を波長に比例して用いると、通常の幾何光学
の計算と同様の取扱いが可能となる手法である。ここで
は、ｅ線に対する屈折率を10001.00000と仮定して、各
収差を求めている。
【００５１】実施例１を構成している対物レンズｔｇ
は、負の第１群ｇ１と正の第２群とで構成されている。
そして、第１群ｇ１と第２群ｇ２が矢印ｍ１，ｍ２に示
すようにそれぞれ移動することによって、ズーミングが
行われる。対物レンズｔｇの像面近傍にはコンデンサー
レンズｃｏが配置されている。対物レンズｔｇによって
形成された像は、左右上下反転用のプリズムｐと接眼レ
ンズｓｅとによって拡大されて、瞳ｈｅ位置で観察され
る。
【００５２】実施例２を構成している対物レンズｔｇ
は、負の第１群ｇ１と正の第２群ｇ２と負の第３群ｇ３
とで構成されている。そして、第２群ｇ２と第３群ｇ３
が矢印ｍ２，ｍ３に示すようにそれぞれ移動することに
よって、ズーミングが行われる。第３群ｇ３として負レ
ンズを用いることにより、対物レンズｔｇのレンズバッ
クを短くすることができる。したがって、コンパクトな
光学系が得られる。また、負レンズを像面近くに置くこ
とによって、像面性の改良が可能となる。
【００５３】実施例３〜５を構成している対物レンズｔ
ｇは、いずれも負の第１群ｇ１と正の第２群ｇ２と正の
第３群ｇ３とで構成されている。そして、第１群ｇ１と
第２群ｇ２が矢印ｍ１，ｍ２に示すようにそれぞれ移動
することによって、ズーミングが行われる。第３群ｇ３
として正レンズを用いることにより、第１群ｇ１と第２
群ｇ２との合成パワーが小さくなるため、誤差感度が低
くなる。したがって、ファインダ性能を向上させること
が可能となる。第３群ｇ３は、反転機能を有するプリズ
ムと一体化されており、コンデンサーレンズｃｏは、反
転系プリズムｐの入射面に一体化されている。
【００５４】実施例１〜３では、移動量の大きい第２群
ｇ２の瞳ｈｅ側面に回折光学面が設けられているが、回
折光学面は、レンズの物体側，瞳ｈｅ側のいずれであっ
てもよい。実施例４では、移動量の大きい第２群ｇ２の
物体側面に回折光学面が設けられており、実施例５で
は、第１群ｇ１の瞳ｈｅ側面と第２群ｇ２の物体側面と
に回折光学面が設けられている。また、実施例５では、
瞳ｈｅと共役な位置が第１群ｇ１と第２群ｇ２との中間
にあり、倍率色収差の符号が逆転しているので、２つの
回折光学面により色収差のバランスがとりやすい構成と
なっている。いずれの実施例についても、ワイド端[Ｗ]
とテレ端[Ｔ]とで軸上色収差と倍率色収差のバランスが
とれていることが、図８〜図１７の収差図から分かる。
【００５５】
【発明の効果】以上説明したように本発明によれば、対
物レンズのズーミングにおいて移動する群に回折光学面
が設けられているため、ズーム全域で色収差が良好に補
正された、ズーム機能を有するファインダ光学系を実現
することができる。また前記条件式(1)を満たしている
ため、ズーム全域で色収差をバランス良く補正すること
ができる。 Description: BACKGROUND OF THE INVENTION 1. Field of the Invention The present invention relates to a finder optical system, and more particularly to a Keplerian real image finder optical system. Conventionally, a Kepler-type real image finder optical system which includes an objective lens and an eyepiece lens and corrects chromatic aberration using a diffractive optical surface has been known. For example, U.S. Pat. No. 5,044,706 proposes a finder optical system in which a binary diffraction grating is arranged only on an objective lens, and in U.S. Pat. No. 5,446,588,
A finder optical system in which a diffractive optical element is arranged only on an eyepiece has been proposed. [0003] The optical performance of a Kepler-type real image finder optical system is evaluated based on the total performance combining the optical performance of an objective lens and the optical performance of an eyepiece.
Therefore, for example, the axial chromatic aberration is the sum of the axial chromatic aberration generated by the objective lens and the axial chromatic aberration generated by the eyepiece. Further, when the objective lens is a zoom lens, an objective lens that is configured so that chromatic aberration is favorably corrected over the entire zoom range is required. In the viewfinder optical system proposed in US Pat. No. 5,044,706, since the objective lens is not a zoom lens, the arrangement of the diffractive optical surfaces is in consideration of chromatic aberration correction in the design of the zoom viewfinder. Not. Therefore, even if the objective lens is simply provided with a zoom function, it is not possible to satisfactorily correct chromatic aberration over the entire zoom range. In the viewfinder optical system proposed in US Pat. No. 5,446,588, a diffractive optical surface is provided only on an eyepiece, and its performance is evaluated only for the eyepiece. Therefore, even if the objective lens has a zoom function, chromatic aberration generated in the objective lens remains, and it is not possible to satisfactorily correct chromatic aberration over the entire zoom range. In addition, since the eyepiece lens is provided with a diffractive optical surface, when the eyepiece is viewed away from the finder, the pattern of the diffraction grating is visible, which is not good in appearance. The present invention was made in view of such circumstances, the purpose of that is to provide a Keplerian real image viewfinder optical system having a zoom function chromatic aberration is satisfactorily corrected over the entire zooming range There is . [0007] To achieve the above Purpose Means for Solving the Problems], the finder optical system of the present invention, in the Keplerian real image viewfinder optical system constituted by the objective lens and the eyepiece, the objective lens This is a zoom lens, and a group that moves during zooming is provided with a diffractive optical surface .
The objective lens is, in order from the object side,
A positive second group, and at least a front group
The second group is provided with a diffractive optical surface.
Characterized that you satisfy equation (1). -0.007 <φN · φPD / φP <-0.001 (1) where φN is a combination of the negative first group refracting optical surface and diffractive optical surface.
Power, φP: Combination of positive second group refractive and diffractive optical surfaces
Power, φPD: Power of the diffractive optical surface provided in the second lens unit . DETAILED DESCRIPTION OF THE PREFERRED EMBODIMENTS Hereinafter, a finder optical system embodying the present invention will be described with reference to the drawings. FIG. 1 is a diagram showing a paraxial power arrangement of a general Kepler real image finder optical system. In FIG. 1, a light ray passing through the center of the pupil he is an ideal principal ray PL, and a light ray passing through the pupil he in parallel is an ideal marginal light ray ML. The image of the subject is formed near the condenser lens co by the objective lens tg, and the formed image is enlarged by the eyepiece se and observed from the pupil he position behind the eyepiece se. Incidentally, chromatic aberration includes axial chromatic aberration and lateral chromatic aberration. The degree of axial chromatic aberration is represented by an axial chromatic aberration coefficient LC defined by the following equation (A), and the degree of lateral chromatic aberration is represented by a lateral chromatic aberration coefficient TC defined by the following equation (B). . LC = {{h 2 (φ / ν)} (A) TC = {{h · h ′ (φ / ν)} (B) where h: ideal marginal ray ML passing through each lens H ′: height of the ideal principal ray PL passing through each lens, φ: power of each lens, ν: Abbe number of each lens. Since h 2 and (φ / ν) in the equation (A) are both positive, {h 2 > 0, (φ / ν)> 0}. Therefore, in an optical system composed only of a refractive optical surface, , Objective lens tg and eyepiece se
The axial chromatic aberrations respectively generated in and are added. Therefore, color correction cannot be performed using only the positive lens. When the optical system includes a refractive optical surface and a diffractive optical surface, the axial chromatic aberration and the lateral chromatic aberration generated on the diffractive optical surface of the lens are added to the chromatic aberrations represented by the above formulas (A) and (B). Will be done. Accordingly, the axial chromatic aberration and the lateral chromatic aberration of the optical system including the refractive optical surface and the diffractive optical surface are represented by the axial chromatic aberration coefficient LC and the lateral chromatic aberration coefficient TC defined by the following equations (C) and (D), respectively. You. LC = {{h 2 (φr / νr + φk / νk)} (C) TC = {{h · h ′ (φr / νr + φk / νk)} (D) where φr: refractive optics of each lens Surface power, νr: Abbe number of refractive optical surface of each lens, φk: Power of diffractive optical surface of each lens, νk: Abbe number of diffractive optical surface of each lens. The Abbe number νk of the diffractive optical surface is given by the following equation:
Defined in (E). νk = λd / (λF−λc) (E) where λd: wavelength of d line (= 588 nm), λF: wavelength of F line (= 486 nm), λc: wavelength of c line (= 656 nm). From equation (E), the diffractive optical surface is νk = −3.4.
It can be seen that it has a very small negative Abbe number of 5. Since the Abbe number of a lens having only a normal refractive optical surface is about 20 to 80, if a refractive optical surface is used in combination with a diffractive optical surface, positive φr / νr becomes negative φk
/ Νk. Therefore, it is possible to correct the chromatic aberration generated on the refractive optical surface by the diffractive optical surface. The present embodiment is characterized in that the objective lens tg is a zoom lens, and a group that moves during zooming is provided with a diffractive optical surface. Although the diffractive optical surface has a large chromatic aberration correcting ability, the case where the diffractive optical surface is provided on the objective lens tg is more than the case where the diffractive optical surface is provided on the eyepiece se.
The ability of the diffractive optical surface to correct chromatic aberration increases. In other words, if the objective lens tg is provided with a diffractive optical surface, the objective lens tg
It is possible to correct not only the chromatic aberration generated in the eyepiece but also the chromatic aberration generated in the eyepiece se. Furthermore, it is desirable that the eyepiece se be constituted only by a refractive optical surface. Since the diopter of the lens surface of the objective lens tg is positive, even if the objective lens tg is provided with a diffractive optical surface as in the present embodiment, the eyepiece se
It is not possible to observe the diffraction grating pattern from the side. Therefore, a diffractive optical surface is provided on the objective lens tg,
And if the eyepiece se is composed of only a refractive optical surface,
The appearance is not impaired by the pattern of the diffraction grating. The introduction of the diffractive optical surface into each of the lenses tg and se is performed by a diffractive optical element having a diffractive optical surface formed on the refractive optical surface.
It is desirable to use (a diffraction-refraction hybrid lens) for each of the objective lens tg and the eyepiece se. This is because not only can the chromatic aberration generated on the refractive optical surface be favorably corrected by the diffractive optical surface, but it is not necessary to newly add an optical element (for example, a negative lens) for color correction. Therefore, it is possible to reduce the number of lenses as compared with the case where color correction is performed by using a negative lens as the objective lens tg or the eyepiece se. FIG. 2 shows a paraxial power arrangement of a finder optical system in which the objective lens tg is a zoom lens. FIG.
[W] shows a wide state, and FIG. 2 [T] shows a tele state. The objective lens tg is a typical example of a zoom lens including a negative first group g1 and a positive second group g2 in order from the object side. The second group g2 is a variator mainly responsible for zooming, and the first group g1 is a compensator for matching image planes. From FIGS. 2 [W] and [T], it can be seen from FIG.
It can be seen that the heights h and h ′ of the second group g2 greatly fluctuate with the movement of the group g2. This means that chromatic aberration fluctuates greatly during zooming. Therefore, if a diffractive optical surface is provided in the second group g2 that moves during zooming, it is possible to reduce fluctuations in chromatic aberration due to zooming. Although the heights h and h 'in the first group g1 also fluctuate, since the power of the second group g2 is larger than that of the first group g1, it is diffracted by the variator (second group g2) having a large moving amount. Providing the optical surface makes it possible to reduce the fluctuation of chromatic aberration in particular. In the finder optical system having the objective lens tg composed of the negative and positive two-unit zoom as described above,
By providing a diffractive optical surface at least in the second group g2, chromatic aberration can be satisfactorily corrected over the entire zoom range. However, the third or positive third group is added to the objective lens tg to provide a three-group zoom. Is desirable. If three-unit zoom is used, other aberration performances can be improved by the third unit. The objective lens tg is composed of, in order from the object side, two or more groups including a negative first group g1 and a positive second group g2, and at least a finder provided with a diffractive optical surface in the second group g2. It is desirable that the optical system satisfies the following conditional expression (1). -0.007 <φN · φPD / φP <−0.001 (1) where φN is the combined power of the negative first group g1 refractive optical surface and the diffractive optical surface, and φP is the positive second group g2 refractive optical surface. ΦPD: power of the diffractive optical surface provided in the second group g2. By satisfying conditional expression (1), chromatic aberration can be corrected with good balance over the entire zoom range. If the lower limit of conditional expression (1) is exceeded, the chromatic aberration correction capability of the diffractive optical surface becomes too large, resulting in excessive correction.If the upper limit of conditional expression (1) is exceeded, the chromatic aberration correction capability of the diffractive optical surface can be sufficiently exhibited. And the chromatic aberration balance over the entire zoom range is lost. Hereinafter, the configuration of a finder optical system embodying the present invention will be described more specifically with reference to construction data, aberration diagrams, and the like. Examples 1 to 5 are examples corresponding to the above-described embodiment (FIG. 2). FIG. 3 to FIG.
4A and 4B respectively show the optical arrangement and the optical path at the wide end [W] of Examples 1 to 5, and arrows m1, m2, and m in FIGS.
3 is a wide end of the first group g1, the second group g2, and the third group g3.
The zoom movement from [W] to the telephoto end [T] is shown. In the construction data of each embodiment, Si (i = 1, 2,...) Is the i-th surface counted from the object side, and ri (i = 1, 2,. I-th surface Si counted from the side
, And di (i = 1, 2,...) Indicates the i-th axial top surface distance counted from the subject side. The top surface spacing (variable spacing) that changes due to zooming is
This is the surface spacing between each group from [W] to the telephoto end [T]. Also, Ni
(i = 1,2, ...) is the i-th lens e counted from the subject side.
Indicates the refractive index (Ne) for the line, and νi (i = 1, 2,...)
Indicates the Abbe number (νd) of the i-th lens counted from the subject side with respect to the d-line. And the code | symbol attached to the right side of Abbe number is the code | symbol of the optical element used. Note that the viewfinder magnification β at the wide end [W] to the tele end [T], and the corresponding value of the conditional expression (1) in each embodiment.
{φN • φPD / φP} and related data (φN, φP, φ
PD) is shown together with the construction data. The surface Si marked with [DOE] indicates that the surface is a refracting optical surface on which a diffractive optical surface is formed. Further, the surface Si marked with * indicates a surface constituted by an aspherical surface, and is defined by the following equation (AS) representing the surface shape of the aspherical surface. ## EQU1 ## Here, in the formula (AS), Y: displacement amount from the reference plane in the optical axis direction, X: height in the direction perpendicular to the optical axis, C: paraxial curvature, ε: quadratic surface Parameter, Ai: i is the aspheric coefficient of the following equation. Example 1 β = 0.5-1.0 [Surface] [Radius of curvature] [Spacing of the upper surface of the shaft] [Refractive index] [Abbe number] r2 = 45.187 d2 = 11.86 to 1.88 S3 r3 = 18.140 d3 = 3.500 N2 = 1.49329 ν2 = 57.82… g2 S4 * r4 = -11.01818 d4 = 0.000 N3 = 10001.00000 ν3 = -3.45 S5 [DOE] * r5 = -11.0181494 d5 = 20.8-30.63 S6 r6 = 15.391 d6 = 3.000 N4 = 1.49329 ν4 = 57.82… co S7 r7 = ∞ d7 = 2.200 S8 r8 = ∞ d8 = 40.640 N5 = 1.81264 ν5 = 25.5… p S9 r9 = ∞ d9 = 1.000 S10 * r10 = 29.153 d10 = 2.300 N6 = 1.49329 ν6 = 57.82… se S11 r11 = -24.209 <Aspherical surface coefficient> S4: ε = 1.00, A4 = 1.65 × 10 -4 , A6 = 1.46 × 10 -6 , A8 = 5.76 × 10 -9 S5: ε = 1.00, A4 = 1.65 × 10 -4 , A6 = 1.46 × 10 -6 , A8 = 5.76 × 10 -9 S10: ε = -6.2 Corresponding value, related data> φN = -0.0502, φP = 0.0714, φPD = 0.0025, φN
・ ΦPD / φP = -0.0018 << Example 2 >> β = 0.36 to 0.64 [Surface] [Radius of curvature] [Shaft upper surface interval] [Refractive index] [Abbe number] S1 r1 = -42.640 d1 = 1.000 N1 = 1.58752 ν1 = 30.36… g1 S2 * r2 = 4.346 d2 = 7.69 to 3.79 S3 * r3 = 6.561 d3 = 3.000 N2 = 1.49329 ν2 = 57.82… g2 S4 r4 = -5.71190 d4 = 0.000 N3 = 10001.00000 ν3 = -3.45 S5 [DOE ] r5 = -5.7118961 d5 = 1.0 to 4.86 S6 r6 = 20.707 d6 = 1.000 N4 = 1.58752 ν4 = 30.36… g3 S7 * r7 = 6.649 d7 = 13.620 S8 r8 = 12.487 d8 = 3.000 N5 = 1.49329 ν5 = 57.82… co S9 r9 = -18.732 d9 = 1.000 S10 r10 = ∞ d10 = 32.500 N6 = 1.49329 ν6 = 57.82… p S11 r11 = ∞ d11 = 1.500 S12 * r12 = 17.239 d12 = 2.000 N7 = 1.49329 ν7 = 57.82… se S13 r13 = -35.124 [ <Aspherical surface coefficient> S2: ε = 1.00, A4 = −1.41 × 10 −3 , A6 = 1.66 × 10 −4 S3: ε = 1.00, A4 = −2.01 × 10 −3 , A6 = 1.13 × 10 − 5 S7: ε = 1.00, A4 = 9.13 × 10 -4 , A6 = 2.55 × 10 -5 S12: ε = 1.00, A4 = -9.01 × 10 -5 , A6 = 3.38 × 10 -6 Corresponding value of (1), related data ΦN = -0.1501, φP = 0.1503, φPD = 0.0021, φN
ΦPD / φP = −0.0021 << Third Embodiment >> β = 0.44 to 1.00 [Surface] [Radius of Curvature] [Spacing of Upper Surface of the Shaft] [Refractive Index] [Abbe Number] S1 * r1 = -19.349 d1 = 1.000 N1 = 1.58752 ν1 = 30.36… g1 S2 * r2 = 18.574 d2 = 12.12 to 1.92 S3 * r3 = 11.358 d3 = 2.800 N2 = 1.49329 ν2 = 57.82… g2 S4 r4 = -10.24746 d4 = 0.000 N3 = 10001.00000 ν3 = -3.45 S5 [DOE] r5 = -10.2474392 d5 = 0.78 to 9.34 S6 r6 = 40.000 d6 = 16.000 N4 = 1.58752 ν4 = 30.36… g3 S7 r7 = ∞ d7 = 3.000 S8 r8 = 17.489 d8 = 12.300 N5 = 1.58752 ν5 = 30.36 … P S9 r9 = ∞ d9 = 8.980 S10 * r10 = 19.205 d10 = 3.000 N6 = 1.49329 ν6 = 57.82… se S11 r11 = -15.959 <Aspherical surface coefficient> S1: ε = 1.00, A4 = -6.23 × 10 -4 , A6 = -2.40 × 10 -6 S2: ε = 1.00, A4 = -7.00 × 10 -4 , A6 = 2.80 × 10 -6 S3: ε = 1.00, A4 = -5.13 × 10 -4 , A6 = 1.00 × 10 -6 S10: ε = 1.00, A4 = -1.05 × 10 -4 , A6 = 2.00 × 10 -7 <Corresponding values of conditional expression (1), related data> φN = −0.0626, φP = 0.09, φPD = 0.0026 , ΦN
φPD / φP = −0.0018 << Embodiment 4 >> β = 0.46 to 1.10 [Surface] [Radius of curvature] [Shaft upper surface interval] [Refractive index] [Abbe number] S1 * r1 = 2680.750 d1 = 1.000 N1 = 1.49329 ν1 = 57.82… g1 S2 * r2 = 10.665 d2 = 12.12 ~ 0.47 S3 [DOE] * r3 = 10.1832442 d3 = 0.000 N2 = 10001.00000 ν2 = -3.45 S4 * r4 = 10.18327 d4 = 2.800 N3 = 1.49329 ν3 = 57.82… g2 S5 r5 = -11.376 d5 = 0.00 to 8.57 S6 r6 = 40.000 d6 = 16.000 N4 = 1.58752 ν4 = 30.36… g3 S7 r7 = ∞ d7 = 3.000 S8 r8 = 17.489 d8 = 12.300 N5 = 1.58752 ν5 = 30.36… p S9 r9 = ∞ d9 = 8.980 S10 * r10 = 19.598 d10 = 3.000 N6 = 1.49329 ν6 = 57.82… se S11 r11 = -15.701 <Aspherical surface coefficient> S1: ε = 1.00, A4 = -6.23 × 10 -4 , A6 =- 2.41 × 10 -6 S2: ε = 1.00, A4 = -7.00 × 10 -4 , A6 = 2.80 × 10 -6 S3: ε = 1.00, A4 = -5.13 × 10 -4 , A6 = 1.00 × 10 -6 S4 : Ε = 1.00, A4 = -1.05 × 10 -4 , A6 = 2.00 × 10 -7 S10: ε = 1.00, A4 = -1.05 × 10 -4 , A6 = 2.00 × 10 -7 Corresponding value of 1), related data> φN = -0.0549, φP 0.09, φPD = 0.0023, φN ·
φPD / φP = -0.0014 << Example 5 >> β = 0.44 to 1.04 [Surface] [Radius of curvature] [Shaft upper surface interval] [Refractive index] [Abbe number] S1 * r1 = -23.205 d1 = 1.000 N1 = 1.49329 ν1 = 57.82… g1 S2 * r2 = 15.33486 d2 = 0.000 N2 = 10001.00000 ν2 = -3.45 S3 [DOE] * r3 = 15.3346764 d3 = 12.12 to 0.48 S4 [DOE] * r4 = 22.2347675 d4 = 0.000 N3 = 10001.00000 ν3 = -3.45 S5 * r5 = 22.23492 d5 = 2.800 N4 = 1.49329 ν4 = 57.82… g2 S6 r6 = -7.75600 d6 = 0.00 to 8.57 S7 r7 = 40.000 d7 = 16.000 N5 = 1.58752 ν5 = 30.36… g3 S8 r8 = ∞ d8 = 3.000 S9 r9 = 17.489 d9 = 12.300 N6 = 1.58752 ν6 = 30.36… p S10 * r10 = ∞ d10 = 8.980 S11 r11 = 28.573 d11 = 3.000 N7 = 1.49329 ν7 = 57.82… se S12 r12 = -12.619 <Aspheric coefficient > S1: ε = 1.00, A4 = -6.23 × 10 -4 , A6 = -2.41 × 10 -6 S2: ε = 1.00, A4 = -7.00 × 10 -4 , A6 = 2.80 × 10 -6 S3: ε = 1.00, A4 = -7.00 × 10 -4 , A6 = 2.80 × 10 -6 S4: ε = 1.00, A4 = -5.13 × 10 -4 , A6 = 1.00 × 10 -6 S5: ε = 1.00, A4 = -5.13 × 10 -4 , A6 = 1.00 × 10 -6 S10: ε = 1.00, A4 = -1.05 × 10 -4 , A6 = 2.00 × 10 -7 <Corresponding value of conditional expression (1), related data> φN = −0.057, φP = 0.09, φPD = 0.0078, φN · φ
FIG. 8 is an aberration diagram at the wide end [W] of the first embodiment, and FIG. 9 is an aberration diagram at the telephoto end [T] of the first embodiment. FIG. 10 is an aberration diagram at the wide end [W] of the second embodiment, and FIG. 11 is an aberration diagram at the telephoto end [T] of the second embodiment.
FIG. 12 is an aberration diagram at the wide end [W] of the third embodiment, and FIG. 13 is an aberration diagram at the telephoto end [T] of the third embodiment. FIG.
15 is an aberration diagram at the wide end [W] of the fourth embodiment, and FIG. 15 is an aberration diagram at the telephoto end [T] of the fourth embodiment. FIG. 16 is an aberration diagram at the wide end [W] of the fifth embodiment, and FIG. 17 is an aberration diagram at the telephoto end [T] of the fifth embodiment. Each aberration diagram represents, from the top, astigmatism, distortion, and chromatic aberration of magnification, which are calculated at an object distance of 3 m. Light rays (design wavelengths: e-line, c-line, g-line) corresponding to each wavelength are also shown in each aberration diagram. The vertical axis of astigmatism indicates diopter, and the vertical axis of distortion is%.
The vertical axis of the lateral chromatic aberration is the angle (radian) with the optical axis.
Is shown. The horizontal axis of each aberration diagram is the angle of incidence on the pupil plane.
(Radians). As can be seen from the construction data, the Sweat model is used for calculating the evaluation of the aberration of the diffractive optical surface. The Sweat model is a method for simply performing an optical calculation of a diffractive optical surface. If a very large refractive index is used in proportion to the wavelength, the same treatment as that of a normal geometrical optics calculation can be performed. Method. Here, each aberration is determined assuming that the refractive index for the e-line is 10001.00000. The objective lens tg constituting the first embodiment
Is composed of a first negative group g1 and a second positive group.
Then, zooming is performed by moving the first group g1 and the second group g2 as indicated by arrows m1 and m2, respectively. A condenser lens co is arranged near the image plane of the objective lens tg. The image formed by the objective lens tg is enlarged by the prism p for reversing left and right and up and down and the eyepiece se and observed at the pupil he position. The objective lens tg constituting the second embodiment
Are a negative first group g1, a positive second group g2, and a negative third group g3.
It is composed of Then, the second group g2 and the third group g3
Move as indicated by arrows m2 and m3, thereby performing zooming. By using a negative lens as the third group g3, the lens back of the objective lens tg can be shortened. Therefore, a compact optical system can be obtained. Further, by placing the negative lens near the image plane, the image plane can be improved. Objective lenses t constituting Examples 3 to 5
g is composed of a negative first group g1, a positive second group g2, and a positive third group g3. Then, zooming is performed by moving the first group g1 and the second group g2 as indicated by arrows m1 and m2, respectively. Third group g3
The first group g1 and the second group g1
Since the combined power with the group g2 is small, the error sensitivity is low. Therefore, it is possible to improve the finder performance. The third group g3 is integrated with a prism having an inversion function, and the condenser lens co is integrated with the incident surface of the inversion system prism p. In the first to third embodiments, the diffractive optical surface is provided on the side of the pupil he of the second lens unit g2 having a large moving amount. The diffractive optical surface is located on either the object side or the pupil he side of the lens. You may. In the fourth embodiment, the diffractive optical surface is provided on the object side surface of the second group g2 having a large moving amount. In the fifth embodiment, the diffractive optical surface is diffracted by the pupil he side surface of the first group g1 and the object side surface of the second group g2. An optical surface is provided. In the fifth embodiment,
Since the position conjugate with the pupil he is located between the first group g1 and the second group g2 and the sign of the chromatic aberration of magnification is reversed, the chromatic aberration is easily balanced by the two diffractive optical surfaces. . In each embodiment, the wide end [W]
It can be seen from the aberration diagrams of FIGS. 8 to 17 that the axial chromatic aberration and the chromatic aberration of magnification are balanced between and the telephoto end [T]. As described above, according to the present invention, since the diffractive optical surface is provided in the group that moves during zooming of the objective lens, the chromatic aberration is favorably corrected over the entire zoom range. A finder optical system having a function can be realized. Further, since the conditional expression (1) is satisfied, chromatic aberration can be corrected with good balance over the entire zoom range .
【図面の簡単な説明】
【図１】一般的なケプラー型実像ファインダ光学系の近
軸パワー配置及び光路を模式的に示す図。
【図２】対物レンズがズームレンズであるケプラー型実
像ファインダ光学系の近軸パワー配置及び光路を模式的
に示す図。
【図３】実施例１の光学配置及び光路を示すレンズ構成
図。
【図４】実施例２の光学配置及び光路を示すレンズ構成
図。
【図５】実施例３の光学配置及び光路を示すレンズ構成
図。
【図６】実施例４の光学配置及び光路を示すレンズ構成
図。
【図７】実施例５の光学配置及び光路を示すレンズ構成
図。
【図８】実施例１のワイド端での収差図。
【図９】実施例１のテレ端での収差図。
【図１０】実施例２のワイド端での収差図。
【図１１】実施例２のテレ端での収差図。
【図１２】実施例３のワイド端での収差図。
【図１３】実施例３のテレ端での収差図。
【図１４】実施例４のワイド端での収差図。
【図１５】実施例４のテレ端での収差図。
【図１６】実施例５のワイド端での収差図。
【図１７】実施例５のテレ端での収差図。
【符号の説明】
ｔｇ …対物レンズ
ｇ１ …第１群
ｇ２ …第２群
ｇ３ …第３群
ｃｏ …コンデンサーレンズ
ｐ …反転系プリズム
ｓｅ …接眼レンズ
ｈｅ …瞳
ＤＯＥ…回折光学面
ＭＬ …理想マージナル光線
ＰＬ …理想主光線BRIEF DESCRIPTION OF THE DRAWINGS FIG. 1 is a diagram schematically showing a paraxial power arrangement and an optical path of a general Kepler-type real image finder optical system. FIG. 2 is a diagram schematically showing a paraxial power arrangement and an optical path of a Kepler real image finder optical system in which an objective lens is a zoom lens. FIG. 3 is a lens configuration diagram showing an optical arrangement and an optical path according to a first embodiment. FIG. 4 is a lens configuration diagram showing an optical arrangement and an optical path according to a second embodiment. FIG. 5 is a lens configuration diagram showing an optical arrangement and an optical path according to a third embodiment. FIG. 6 is a lens configuration diagram showing an optical arrangement and an optical path according to a fourth embodiment. FIG. 7 is a lens configuration diagram showing an optical arrangement and an optical path according to a fifth embodiment. FIG. 8 is an aberration diagram at a wide-angle end in the first embodiment. FIG. 9 is an aberration diagram at a telephoto end in the first embodiment. FIG. 10 is an aberration diagram at a wide end in the second embodiment. FIG. 11 is an aberration diagram at a telephoto end in the second embodiment. FIG. 12 is an aberration diagram at a wide end in Example 3. FIG. 13 is an aberration diagram at a telephoto end according to a third embodiment. FIG. 14 is an aberration diagram at a wide end in Example 4. FIG. 15 is an aberration diagram at a telephoto end in Example 4. FIG. 16 is an aberration diagram at a wide end in Example 5. FIG. 17 is an aberration diagram at a telephoto end in Example 5. [Description of Symbols] tg Objective lens g1 First group g2 Second group g3 Third group co Condenser lens p Inverting system prism se Eyepiece he Eye pupil DOE Diffractive optical surface ML Ideal marginal light beam PL ... ideal chief ray
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 平４−151116（ＪＰ，Ａ) 特開 平４−214517（ＪＰ，Ａ) 特開 平６−18780（ＪＰ，Ａ) 特開 平７−311346（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) G02B 15/16 G03B 13/02 ──────────────────────────────────────────────────続 き Continuation of the front page (56) References JP-A-4-151116 (JP, A) JP-A-4-214517 (JP, A) JP-A-6-18780 (JP, A) JP-A-7- 311346 (JP, A) (58) Field surveyed (Int. Cl. 7 , DB name) G02B 15/16 G03B 13/02
Claims (1)
ケプラー型実像ファインダ光学系において、 前記対物レンズがズームレンズであり、ズーミングにお
いて移動する群に回折光学面が設けられており、 前記対物レンズが、物体側から順に、負の第１群と正の
第２群とを含む２群以上で構成され、少なくとも前記第
２群に回折光学面が設けられており、 更に次の条件を満足す ることを特徴とするファインダ光
学系； -0.007＜φＮ・φＰＤ／φＰ＜-0.001 ただし、 φＮ ：負の第１群の屈折光学面と回折光学面との合成
パワー、 φＰ ：正の第２群の屈折光学面と回折光学面との合成
パワー、 φＰＤ：第２群に設けられている回折光学面のパワー である。 (57) [Claim 1] In a Keplerian real image finder optical system composed of an objective lens and an eyepiece lens, the objective lens is a zoom lens, and a diffractive optical surface is formed on a group that moves during zooming. Is provided, and the objective lens includes, in order from the object side, a negative first group and a positive
And a second group including at least the second group.
Diffractive optical surface into two groups is provided with further finder optical system, characterized that you meet the following conditions; -0.007 <φN · φPD / φP <-0.001 However, .phi.N: negative first group Synthesis of refractive and diffractive optical surfaces
Power, φP: Combination of positive second group refractive and diffractive optical surfaces
Power, φPD: Power of the diffractive optical surface provided in the second lens unit .
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