JP4453131B2 - Optical pickup device and objective lens - Google Patents

Description

ここで、樹脂材料は、（∂ｎ／∂Ｔ）＜０、（∂ｎ／∂λ）＜０である。
ガラス材料は、（∂ｎ／∂Ｔ）＝０、（∂ｎ／∂λ）＜０である。
半導体レーザは、（∂λ／∂Ｔ）＞０、ＳＨＧレーザ、固体レーザ、ガスレーザ等は（∂λ／∂Ｔ）＝０である。
【００１４】
尚、ここでガラス材料の（∂ｎ／∂Ｔ）を０、ＳＨＧレーザ、固体レーザ、ガスレーザ等の（∂λ／∂Ｔ）を０としたが、実際これらの値は厳密に０ではない。しかしながら、本発明の利用分野においては実用上０と考えられ、またそれにより説明を単純化できるので、以下これらの値を０として説明を進める。
【００１５】
さて、光源かＳＨＧレーザ、固体レーザ、ガスレーザ等であり（∂λ／∂Ｔ）＝０の場合、
∂ＳＡ／∂Ｔ＝（∂ＳＡ／ｎ）・（∂ｎ／∂Ｔ） （４）
となる。
【００１６】
このレンズがガラス製であれば、（∂ｎ／∂Ｔ）＝０であるから、∂ＳＡ／∂Ｔ＝０となる。一方、レンズが樹脂製であれば、（∂ｎ／∂Ｔ）＜０であり、この種のレンズは∂ＳＡ／∂Ｔ＞０であることから、 （∂ＳＡ／∂ｎ）＜０である。また、光源が半導体レーザの場合は、（∂λ／∂Ｔ）＞０である。
【００１７】
このときレンズがガラス製である場合においても

であり、（∂ｎ／∂λ）＜０、（∂ＳＡ／∂ｎ）＜０であるから∂ＳＡ／∂Ｔ＞０となる。
【００１８】
また、ガラス材料、樹脂材料を問わず、入射する光がより短被長になると、（∂ｎ／∂λ）の絶対値が大きくなる。したがって短波長の半導体レーザを利用する場合、たとえガラス材料であっても球面収差の温度変化に留意する必要がある。
【００１９】
一方、回折パターンを有する非球面樹脂製単レンズについて、温度変化に対する３次の球面収差量の変化量を∂ＳＡ／∂Ｔについて定式化すると以下のようになる。この場合、屈折レンズ部分の特性と回折パターン面の特性の双方を取り入れる必要がある。屈折レンズ部分が寄与する球面収差量の変化量∂ＳＡに添え字Ｒ、回折パターン面が寄与する球面収差量の変化量∂ＳＡに漆え字Ｄを付けて示すと、以下のように表せる。

ここで、光源がＳＨＧレーザ、固体レーザ、ガスレーザ等であり、（∂λ／∂Ｔ）＝０の場合には、
∂ＳＡ／∂Ｔ＝（∂ＳＡ_R／∂ｎ）・（∂ｎ／∂Ｔ） （７）
が成立する。
【００２０】
ここで、もちろんガラス製レンズの場合には、（∂ｎ／∂Ｔ）＝０であり、（∂ＳＡ_R／∂ｎ）の値によらず、∂ＳＡ／∂Ｔ＝０となる。一方、レンズが樹脂製であれば、（∂ｎ／∂Ｔ）＜０であるが、（∂ＳＡ_R／∂ｎ）＝０であれば、∂ＳＡ／∂Ｔ＝０とできる。
【００２１】
そこで、本発明においては、屈折レンズ部分に関して（∂ＳＡ_R／∂ｎ）＝０とすべく、非球面樹脂製単レンズに回折パターンを導入している。但し、この場合屈折レンズ部分だけでは球面収差が残留してしまうが、回折パターンを最適化して全体で球面収差を補正するようにすることで、光情報記録媒体の記録再生に適した対物レンズを設計することができる。
【００２２】
一方、光源が半導体レーザの場合は（∂λ／∂Ｔ）＞０であり、上記の（∂ＳＡ_R／∂ｎ）＝０の特性を持つ対物レンズの場合、上式（６）より
∂ＳＡ／∂Ｔ＝（∂ＳＡ_D／∂λ）・（∂λ／∂Ｔ） （８）
となるが、一般に（∂ＳＡ_D／∂λ）≠０であり、３次の球面収差量が温度により変化してしまうことがわかる。
【００２３】
更に、上式（６）は、以下の式のように変形できる。

【００２４】
ここで、樹脂製レンズの場合、（∂ＳＡ／∂Ｔ）＜０であり、また光源が半導体レーザであるから、（∂λ／∂Ｔ）＞０となるので、
（∂ｎ／∂Ｔ）＋（∂ｎ／∂λ）・（∂λ／∂Ｔ）＜０ （１０）
である。
【００２５】
前提として、（∂ＳＡ_R／∂ｎ）＜０とすると、（１０）より（９）の第１項は正の値となる。∂ＳＡ／∂Ｔ＝０とするためには、第２項が負の値をとる必要があるが、（∂λ／∂Ｔ）＞０なので、（∂ＳＡ_D／∂λ）＜０が条件となる。
【００２６】
このような特性の回折パターンを持つ非球面樹脂製単レンズにおいては、（∂λ／∂Ｔ）＝０の場合、上式（７）において（∂ＳＡ_R／∂ｎ）＜０でかつ（∂ｎ／∂Ｔ）＜０なので∂ＳＡ／∂Ｔ＞０となる。
【００２７】
また、温度が一定で、波長のみが変化する場合の球面収差∂ＳＡ／∂λは、

で表せるが、第１項は正、第２項は負であるが、良く知られているように、回折パターンを持つ非球面単レンズの色収差は、主に回折パターンからの寄与が大きいことから、上式（１１）の第２項により∂ＳＡ／∂λの符号がきまり、∂ＳＡ／∂λ＜０となるのが一般的である。
【００２８】
すなわち、回折パターンを導入した樹脂製単レンズでは、∂ＳＡ／∂Ｔ＞０でかつ∂ＳＡ／∂λ＜０とすることで、光源が半導体レーザの場合においても∂ＳＡ／∂Ｔ＝０とできる。
【００２９】
逆に（∂ＳＡ_R／∂ｎ）＞０とすると、計算は省略するが∂ＳＡ／∂Ｔ＜０でかつ∂ＳＡ／∂λ＞０とすることで、光源が半導体レーザの場合においても∂ＳＡ／∂Ｔ＝０とできる。
【００３０】
すなわち∂ＳＡ／∂Ｔと∂ＳＡ／∂λの符号が逆であればよい。
このとき、
（∂ＳＡ／∂Ｔ）・（∂ＳＡ／∂λ）＜０ （１２）
となる関係が成立する。ここで、（∂ＳＡ／∂Ｔ）＞０とした場合の方が、回折パターンのない非球面樹脂製単レンズの特性に近いため、回折パターンの負担が少なくより好ましい。請求項１によれば、使用環境の温度変化に対しても十分な性能を確保できる対物レンズが提供されることとなる。
【００３１】
ＤＶＤと同程度以下の記録密度である光情報記録媒体に対して、情報の記録及び／又は再生を行う光ピックアップ装置においては、対物レンズは、非球面や回折面を利用することにより、単レンズとすることができる。しかしながら、より高密度の光情報記録媒体に対して情報の記録及び／又は再生を行うのためには、より開口数の大きな対物レンズ必要となるが、このような対物レンズは正レンズを２牧以上含んでいることが多い。２枚玉においてはより自由度が大きく、これらの正レンズの少なくとも一方もしくは双方を樹脂レンズとして、光源の発振波長が温度に依存しない場合には（∂ＳＡ_R／∂ｎ）＝０とし、いずれかの面を回析パターン化することで、（∂ＳＡ／∂Ｔ）＝０とすることができる。
【００３２】
また光源の発振波長が温度に依存する場合においても、（∂ＳＡ／∂Ｔ）＝０とすることが可能である。
【００３３】
請求項２に記載の対物レンズは、
前記３次軸上球面収差変化量△ＳＡ２が、
△ＳＡ２／△λ１＜０λｒｍｓ／ｎｍ （１３）
を満たすとともに、前記３次軸上球面収差変化量△ＳＡ１が、
△ＳＡ１／△Ｔ＞０λｒｍｓ／℃ （１４）
を満たすことを特徴とする。ここで、（△ＳＡ１／△Ｔ）＞０λｒｍｓ／℃とすれば、回折パターンのない非球面樹脂製単レンズの特性に近くなるため、回折パターンの負端が少なくなってより好ましい。請求項２によれば、波長λの変動及び使用環境の温度変化に対しても十分な性能を確保できる対物レンズが提供されることとなる。
【００３４】
請求項３に記載の対物レンズは、
環境温度２０℃ないし３０℃の範囲内での温度変化△Ｔ（℃）に対する前記光源の波長変化量を△λ２（ｎｍ）としたとき、
０ｎｍ／℃＜△λ２／△Ｔ≦０．５ｎｍ／℃ （１５）
を満たすので、環境温度の変動に対して球面収差変化量をより小さく抑えることができ、安価な半導体レーザの使用が可能となる。
【００３５】
請求項４に記載の対物レンズは、
前記３次軸上球面収差変化量△ＳＡ１が、
｜△ＳＡ１／△Ｔ│≦０．００１λｒｍｓ／℃ （１６）
を満たすことを特徴とする。このように｜ΔＳＡ１／ΔＴ｜が、０．００１λｒｍｓ／℃以下を満たすことにより、環境温度変動に対して球面収差変化量をより小さく抑えることができる。
【００４３】
請求項５に記載の対物レンズは、
前記光源の波長λ（ｎｍ）と前記対物レンズの光情報記録媒体側の開口数ＮＡとは、
０．０００１５／ｎｍ≦（ＮＡ）⁴／λ≦４０／ｎｍ （２７）
を満たすので、既存の光情報記録媒体の光ピックアップ装置の温度特性を改善するだけでなく、近紫外光を使った開口数の大きい超高密度な光情報記録媒体に対応させることが可能な、対物レンズ及び安価で軽量な光ピックアップ装置が実現できる。
【００４４】
請求項６に記載の対物レンズは、
前記光源の波長λ（ｎｍ）と前記対物レンズの光情報記録媒体側の開口数ＮＡとは、
１０ｎｍ≦λ／ＮＡ≦１１００ｎｍ （２８）
を満たすので、既存の光情報記録媒体の光ピックアップ装置の温度特性を改善するだけでなく、近紫外光を使った開口数の大きい超高密度な光情報記録媒体に対応させることが可能な、対物レンズ及び安価で軽量な光ピックアップ装置が実現できる。
【００４５】
請求項７に記載の対物レンズは、
前記光源の波長λ（ｎｍ）の±５ｎｍの範囲内での波長変化△λ１（ｎｍ）に対する前記対物レンズの３次軸上球面収差変化量を△ＳＡ２としたとき、
│△ＳＡ２／△λ１｜≦０．１０λｒｍｓ／ｎｍ （２９）
を満たすので、光源の波長変動等の影響が許容できる対物レンズ及び光ピックアップ装置を構成することができる。
【００４６】
請求項８に記載の対物レンズは、
前記光源の波長λ（ｎｍ）の±５ｎｍの範囲内での波長変化△λ１（ｎｍ）に対する前記対物レンズの焦点位置変化量を△ｆ（μｍ）としたとき、
｜△ｆ／△λ１│≦２００ （２９）
を満たすので、光源の波長変動等の影響が許容できる対物レンズ及び光ピックアップ装置を構成することができる。
【００４７】
請求項９に記載の対物レンズは、
前記対物レンズの少なくとも１つの面は非球面であるので、対物レンズだけで球面収差を小さくすることができ、それによりトラッキング特性の良好な対物レンズ及び光ピックアップ装置を構成することができる。
【００４８】
請求項１０に記載の対物レンズは、
前記対物レンズの少なくとも２つの面は非球面であるので、対物レンズだけで球面収差を小さくすることができ、対物レンズへの入射光が平行光でなくとも良好な収差が得られる光ピックアップ装置を構成することができる。
【００４９】
請求項１１に記載の対物レンズは、
前記回折パターンは光軸を略中心とする同心円状の複数輪帯の形状を有し、前記複数輪帯の各輪帯の位置を表す光路差関数が、少なくともべき級数の６次項を含むので、開口数が大きくても、環境温度の変動に対して球面収差変化量をより小さく抑えることができる。
【００５０】
請求項１２に記載の対物レンズは、
前記対物レンズは、前記プラスチックレンズの単レンズからなるので、構成を簡素化し低コスト化を図れる。
【００５１】
請求項１３に記載の対物レンズは、
前記対物レンズの前記光源の波長λ（ｎｍ）におけるパワーをφ、屈折パワーをφＲとしたとき、
０．３≦φＲ／φ≦１．５ （３０）
を満たすので、光源の波長変動による焦点位置の変動が小さい光ピックアップ装置を構成することができる。
【００５２】
請求項１４に記載の対物レンズは、
前記対物レンズの光情報記録媒体側とは反対側のべース面の近軸曲率半径をｒ１（ｍｍ）、前記対物レンズの屈折率をｎ、屈折の焦点距離をｆＲ（ｍｍ）としたとき、
１．０≦ｒ１／｛（ｎ−１）・ｆＲ｝≦１．２ （３１）
を満たすので、非球面量を小さくできるため、その製造を容易とすることができる。
【００５３】
請求項１５に記載の対物レンズは、
環境温度２０℃ないし３０℃の範囲内での温度変化△Ｔ（℃）に対する前記対物レンズの屈折率変化量を△ｎとしたとき、
−０．００２／℃≦△ｎ／△Ｔ≦−０．００００５／℃ （３２）
を満たすので、透過率が良好な樹脂を使用できる。
【００５４】
請求項１６に記載の対物レンズは、
前記対物レンズは、非晶質ポリオレフィン系樹脂、ノルボルネン系樹脂及びフルオレン系樹脂のいずれかの樹脂からなることを特徴とする。
【００５５】
すなわち、対物レンズのプラスチック材料としては、三菱レイヨン製「アクリペットＶＨ」、三菱レイヨン製「アクリペットＷＦ−１００」、日立化成工業製「アプトレッツＯＺ−１０００」、クラレ製「バラペットＭＩ−９１」、等のアクリル系、日本ゼオン製「ＺＥＯＮＥＸ」、三井石油化学工業製「ＡＰＥＬ」等の非晶質ポリオレフィン系、日本合成ゴム製「ＡＲＴＯＮ」等のノルボルネン系、鐘紡製「Ｏ−ＰＥＴ」等のフルオレン系などの種々の樹脂材料を用いることができるが、射出成形時の金型への転写性が良好で、所期の光学性能を容易に得ることができ、最小肉厚を小さくすることが可能であることから、日本ゼオン製「ＺＥＯＮＥＸ」、三井石油化学工業製「ＡＰＥＬ」等の非晶質ポリオレフィン系、日本合成ゴム製「ＡＲＴＯＮ」等のノルボルネン系、鐘紡製「Ｏ−ＰＥＴ」等のフルオレン系の樹脂が好ましいのである。この内、成形時間の短縮ができる更なるコストの低減が可能で、高屈折率が望めるフルオレン系樹脂が特に好ましい。
【００５６】
請求項１７に記載の対物レンズは、前記対物レンズの光学機能部の外周にフランジ部を有することを特徴とする。かかるフランジ部を設けることによって、光学機能部の光学性能を確保することができる。また、このフランジ部に光軸とに対して略直交する面を設けることにより、光ピックアップ装置への取り付け精度の向上や、取り付けの容易化を図ることが可能となる。
【００５７】
請求項１８に記載の対物レンズは、前記フランジ部の一部に切り欠き部を有することを特徴とする。この切り欠き部の光軸と略平行な方向の切削面を光軸方向から見たとき、直線状、円弧状等の種々の形状とすることができるが、この切り欠き部によって成形時のゲート部の位置を認識可能とすることができる。従って、切り欠き部の位置は、ゲート部に対応する位置であることが望ましい。
【００６４】
なお、本明細書中で用いる回折パターン（又は回折面）とは、光学素子の表面、例えばレンズの表面に、レリーフを設けて、回折によって光束を集光あるいは発散させる作用を持たせた形態（又は面）のことをいい、一つの光学面に回折を生じる領域と生じない領域がある場合は、回折を生じる領域をいう。レリーフの形状としては、例えば、光学素子の表面に、光軸を中心とする略同心円状の輪帯として形成され、光軸を含む平面でその断面をみれば各輪帯は鋸歯のような形状が知られているが、そのような形状を含むものである。
【００７３】
請求項１９に記載の対物レンズは、波面収差の３次軸上球面収差成分の絶対値が、環境温度２０℃ないし３０℃の範囲内で０．０７λｒｍｓ以下であるので、対物レンズの球面収差が小さいため、トラッキング特性の良好な光ピックアップ装置を構成することができる。
【００７４】
請求項２０に記載の光ピックアップ装置は、請求項１〜１９のいずれか１項に記載の対物レンズを有することを特徴とする。
【００７７】
また、対物レンズの波面収差はフィゾー型の干渉計やトワイマングリーン型の干渉計で測定可能である。さらに光ピックアップ装置の波面収差はラジアルシアのマッハツエンダー型の干渉計が使用される。さらに光ピックアップ装置の波面収差や光ピックアップ装置の対物レンズの波面収差を測定し、Ｚｅｒｎｉｋｅの多項式を使用して干渉縞の解析を行い、３次球面収差成分のｒｍｓ値を求める機能を有する干渉計は既に市販されている。
【００７８】
また、対物レンズの波面収差の温度特定を評価する手段は、たとえば光ディスク用対物レンズの温度特定測定機の開発（ＫＯＮＩＣＡ ＴＥＣＨＮＩＣＡＬ ＲＥＰＯＲＴ Ｖｏｌ．１０ ｐ７９〜ｐ８２，１９９７）で紹介されているトワイマングリーン干渉計において、対物レンズ部分を加熱する方法が知られている。
【００７９】
フィゾー干渉計やトワイマングリーン干渉計には光源が内蔵されており、かかる光源は、通常は波長６３３ｎｍのＨｅ−Ｎｅレーザであるが、他の波長を発振させるレーザを代わりに用いることもできる。
【００８０】
光ピックアップ装置の波面収差の温度特性を評価するには、同様にラジアルシアのマッハツェンダー型の干渉計を使用し、光ピックアップ装置の部分を加熱すればよい。
【００８１】
本発明によれば、プラスチックレンズを含んだ対物レンズに回折パターンを設けることで、対物レンズ単独で波面収差の温度変化特性が極めて良好に改善することができる。尚、コリメータを環境温度で動かしたり、コリメータを回折コリメータとしたり、コリメータをＰＬ正レンズとガラス負レンズとする等公知の手段との組み合わせや、対物レンズへの入射光を収束光するなどの波面収差の温度変化特性を改善する方策等と組み合わせることで、回折パターンの輪帯数をむやみに増加させることなく、光ピックアップ装置の温度特性を改善することができる。また、光ピックアップ装置の波面収差の温度特性は必ずしも完全ゼロである必要はなく、光ピックアップ装置の開口数、光源の波長、光情報記録媒体の記録密度には依存する許容量以下であればよい。従って実際は、対物レンズ単独での波面収差の温度変化は必ずしもゼロでなくても良い。
【００８２】
本明細書中において、対物レンズとは、狭義には光ピックアップ装置に光情報記録媒体を装填した状態において、最も光情報記録媒体側の位置で、これと対向すべく配置される集光作用を有する１枚のレンズを指し、広義にはそのレンズと共に、アクチュエータによって少なくともその光軸方向に作動可能なレンズ群を指すものとする。ここで、かかるレンズ群には、少なくとも１枚以上のレンズを指すものであり、単玉レンズのみからなるものも含む。従って、本明細書中において、対物レンズの光情報記録媒体側の開口数ＮＡとは、対物レンズの最も光情報記録媒体側に位置するレンズ面の開口数ＮＡを指すものである。また、この開口数ＮＡは、光ピックアップ装置に設けられた絞りやフィルタ等の絞り機能を有する部品又は部材によって、光源からの光束が制限された結果として定義される開口数ＮＡである。
【００８３】
本明細書中において、光情報記録媒体としては、例えば、CD-R, CD-RW, CD-Video, CD-ROM等の各種ＣＤ、DVD-ROM, DVD-RAM, DVD-R, DVD-RW,DVD-Video等の各種ＤＶＤ、或いはＭＤ等のディスク状の現在の光情報記録媒体のみならず、次世代の記録媒体なども含まれる。多くの光情報記録媒体の情報記録面上には透明基板が存在する。しかしながら、透明基板の厚さが殆どゼロに近いもの、あるいは透明基板が全くないものも存在もしくは提案されている。説明の都合上、本明細書中「透明基板を介して」と記載することがあるが、かかる透明基板は厚さがゼロである、すなわち透明基板が全くない場合も含むものである。
【００８４】
本明細書中において、情報の記録および再生とは、上記のような情報記録媒体の情報記録面上に情報を記録すること、情報記録面上に記録された情報を再生することをいう。本発明の光ピックアップ装置は、記録だけ或いは再生だけを行うために用いられるものであってもよいし、記録および再生の両方を行うために用いられるものであってもよい。また、或る情報記録媒体に対しては記録を行い、別の情報記録媒体に対しては再生を行うために用いられるものであってもよいし、或る情報記録媒体に対しては記録または再生を行い、別の情報記録媒体に対しては記録及び再生を行うために用いられるものであってもよい。なお、ここでいう再生とは、単に情報を読み取ることを含むものである。
【００８５】
本発明の光ピックアップ装置は、各種のプレーヤまたはドライブ等、あるいはそれらを組み込んだＡＶ機器、パソコン、その他の情報端末等の音声および／または画像の記録および／または再生装置に搭載することができる。
【００８６】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の好適な実施の形態について、図面を参照しつつ説明する。
【００８７】
一般に、回折輪帯（各輪帯の位置）のピッチは、後述の実施例で詳述する位相差関数若しくは光路差関数を使って定義される。具体的には、位相差関数Φｂは単位をラジアンとして以下の〔数１〕で表され、光路差関数ΦＢは単位をｍｍとして〔数２〕で表わされる。
【数１】

【数２】

【００８８】
これら２つの表現方法は、単位が異なるが、回折輪帯のピッチを表わす意味では同等である。即ち、主波長λ（単位ｍｍ）に対し、位相差関数の係数ｂに、λ／２πを掛ければ光路差関数の係数Ｂに換算でき、また逆に光路差関数の係数Ｂに、２π／λを掛ければ位相差関数の係数ｂに換算できる。
【００８９】
今、説明を簡単にする為、１次回折光を用いる回折レンズについて述べることにすると、光路差関数なら、関数値が主波長λの整数倍を超える毎に輪帯が刻まれ、位相差関数なら、関数値が２πの整数倍を超える毎に輪帯が刻まれることになる。
【００９０】
例えば、屈折パワーのない円筒状の両平面の物体側面に回折輪帯を刻んだレンズを想定し、主波長を０．５μ＝０．０００５ｍｍ、光路差関数の２次係数（２乗項）を−０．０５（位相差関数の２次係数に換算すると−６２８．３）、他の次数の係数を全て零とすると、第１輪帯の半径はｈ＝０．１ｍｍであり、第２輪帯の半径はｈ＝０．１４１ｍｍということになる。また、この回折レンズの焦点距離ｆについては、光路差関数の２次係数Ｂ２＝−０．０５に対して、ｆ＝−１／（２・Ｂ２）＝１０ｍｍとなることが知られている。
【００９１】
今、上記の定義を基にした場合、位相差関数若しくは光路差関数の２次係数を零でない値とすることにより、レンズにパワーを持たせることができる。また、位相差関数若しくは光路差関数の２次以外の係数、例えば、４次係数、６次係数、８次係数、１０次係数等を零でない値とすることにより、球面収差を制御することができる。尚、ここで、制御するということは、屈折パワーを有する部分が持つ球面収差を、逆の球面収差を発生させて補正したり、全体の球面収差を所望な値にすることを意味する。
【００９２】
【実施例】
以下、対物レンズの具体的な実施例について説明する。
【００９３】
実施例１〜５の光ピックアップ用対物レンズは、次の〔数３〕で表される非球面形状を光学面の両面に有している。
【００９４】
【数３】

【００９５】
ただし、Ｚは光軸方向の軸、ｈは光軸と垂直方向の軸（光軸からの高さ：光の進行方向を正とする）、Ｒ0は近軸曲率半径、κは円錐係数、Ａは非球面係数、Ｐは非球面のべき数である。
【００９６】
表１には、各実施例の屈折パワー比率φＲ／φ、ｒ１、屈折率ｎ、焦点距離ｆ、輪帯数最小ピッチ、および下記の式（３８）での値を示している。但し、ｆＲは屈折の焦点距離である。
ｒ１／｛（ｎ−１）・ｆＲ｝ （３８）
【００９７】
【表１】

【００９８】
（実施例１）
実施例１は、基準波長λ＝４００ｎｍ、焦点距離ｆ＝２、１４ｍｍ、開口数０．７０、材料にオレフィン系樹脂を用いたものである。表２にレンズデータ、図２に断面図、図３に基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図を示す。一方、表３に温度変化（±３０℃）、波長変化（λ±１０ｎｍ）に対する球面収差の値を示す。なお、温度変化、波長変化による球面収差の変化は３次球面収差の成分が主体なのでここでは３次球面収差のみ示す。表中には、比較例として同じ焦点距離、同じ開口数、同じ材料で設計した屈折系のみの単レンズを示す。本実施例では、比較例のレンズでは発生している温度変化による球面収差変化が十分に補正されている。尚、表２及び他の表に示すレンズデータにおいて、１０のべき乗数（例えば３×１０^-2）を、Ｅを用いて（例えば３Ｅ−２）と表現している。
【表２】

【表３】

【００９９】
実施例２〜９の仕様は、屈折のパワー比率が、φＲ／φ＝０．５〜１．１で、基準波長λ＝６５０ｎｍ、焦点距離ｆ＝２．１４ｍｍ、開口数０．６５、材料にＰＣ（ポリカーボネート）樹脂を用いたものである。
【０１００】
また、表４に温度変化（基準温度±３０℃）、波長変化（基準波長±１０ｎｍ）に対する球面収差の値を示す。なお、温度変化、波長変化による球面収差の変化は３次球面収差の成分が主体なのでここでは３次球面収差のみ示す。表中には、比較例として同じ焦点距離、同じ開口数、同じ材料で設計した屈折系のみの単レンズを示す。表中のｆｂは基準温度における基準波長と基準温度における基準波長が±１０ｎｍ変化した時との焦点位置の変化量を表している。
【表４】

【０１０１】
（実施例２）
前記の仕様で屈折パワー比がφＲ／φ＝０．５の実施例である。表５にレンズデータ、図４に断面図、図５に基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図を示す。表４より、本実施例では、比較例のレンズでは発生している温度変化による球面収差変化が十分に補正されていることがわかる。
【表５】

【０１０２】
（実施例３）
前記の仕様で、屈折パワー比がφＲ／φ＝０．６の実施例である。表６にレンズデータ、図６に断面図、図７に基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図を示す。表４より、本実施例では、比較例のレンズでは発生している温度変化による球面収差変化が十分に補正されていることがわかる。
【表６】

【０１０３】
（実施例４）
前記の仕様で、屈折パワー比がφＲ／φ＝０．７８の実施例である。表７にレンズデータ、図８に断面図、図９に基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図を示す。表４より、本実施例では、比較例のレンズでは発生している温度変化による球面収差変化が十分に補正されていることがわかる。
【表７】

【０１０４】
（実施例５）
前記の仕様で、屈折パワー比がφＲ／φ＝０．９の実施例である。表８にレンズデータ、図１０に断面図、図１１に基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図を示す。表４より、本実施例では、比較例のレンズでは発生している温度変化による球面収差変化が十分に補正されていることがわかる。
【表８】

【０１０５】
（実施例６）
前記の仕様で、屈折パワー比がφＲ／φ＝０．９５の実施例である。表９にレンズデータ、図１２に断面図、図１３に基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図を示す。表４より、本実施例では、比較例のレンズでは発生している温度変化による球面収差変化が十分に補正されていることがわかる。
【表９】

【０１０６】
（実施例７）
前記の仕様で屈折パワ一比がφＲ／φ＝１．０の実施例である。表１０にレンズデータ、図１４に断面図、図１５に基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図を示す。表４より、本実施例では、比較例のレンズでは発生している温度変化による球面収差変化が十分に補正されていることがわかる。
【表１０】

【０１０７】
（実施例８）
前記の仕様で屈折パワー比がφＲ／φ＝１．１の実施例である。表１１にレンズデータ、図１６に断面図、図１７に基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図を示す。表１２より、本実施例では、比較例のレンズでは発生している温度変化による球面収差変化が十分に補正されていることがわかる。
【表１１】

【０１０８】
さて、上述した実施例２〜８では、温度によって光の波長が変化しない光源（例えば、ＳＨＧレーザーなど）に特に適した対応の実施例である。次に示す実施例では、比較的安価な半導体レーザーを光源にした時の実施例である。一般に半導体レーザーは、使用環境の温度が変化するとレーザー波長も変化する。本実施例では、半導体レーザーの温度によるレーザー波長変化が、０．２ｎｍ／℃とした。
【０１０９】
（実施例９）
前記の仕様で、屈折パワー比がφＲ／φ＝０．９５の実施例である。表１２にレンズデータ、図１８に断面図、図１９に基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図を示す。実施例と比較例との差を示す表１３より、比較例のレンズでは波長の変化による球面収差、温度変化により発生している球面収差により、収差が劣化しているが、本実施例では球面収差が十分に補正されていることがわかる。
【表１２】

【表１３】

【０１１０】
さて、以上の実施例より温度変化による球面収差変化を補正するという効果は、屈折パワー比率に依存しない。しかし、輪帯数、最小ピッチ、基準波長以外での球面収差、波長シフト（半導体レーザーのモードホップ等）に影響のある焦点位置の差等は、屈折のパワーに依存する。したがって、金型加工精度、光学系の仕様等により屈折パワーを最適な比率にする必要がある。
【０１１１】
尚、レーザ光の波長に対する素材の屈折率の変化を表１４に示す。
【表１４】

【０１１２】
図１は、上記の対物レンズの実施例１〜９を適用した光ピックアップ装置の実施の形態の例を示す概念図である。この実施の形態の例では、半導体レーザを用いているので、特に実施例１，９の対物レンズを適用することが望ましい。光ピックアップ装置１において、光源である半導体レーザ１１からの光束は、偏光ビームスプリッタ１２で反射し、コリメータ１３および１／４λ板１４を透過して円偏光の平行光束となり、絞り３により所定開口数に絞られ、回折一体型対物レンズ１５によって光情報記録媒体である高密度記録用光ディスク１６の透明基板１６’を介して情報記録面１６’’上にスポットを形成する。半導体レーザ光の波長（基準波長）は、６８０ｎｍ以下であること好ましく、５００ｎｍ以下であると更に好ましい。ここでは、実施例１〜９の対物レンズの仕様に合わせて、実施例１の対物レンズに対しては４００ｎｍ、実施例２〜９の対物レンズに対しては、６５０ｎｍのレーザ光を用いた。
【０１１３】
情報記録面１６’’で情報ビットにより変調された反射光束は、再ぴ回折一体型対物レンズ１５、絞り３、１／４λ板１４、コリメータ１３を介して収束光となり、偏光ビ―ムスプリッタ１２を透過し、シリンドリカルレンズ１７と凹レンズ１８と経て、非点収差と倍率変換がなされ、光検出器１８に収束する。尚、図中の２は、フォーカス制御およびトラッキング制御のためのアクチュエ―タである。尚、絞り３も実施例１〜９の対物レンズの仕様に合わせて、ディスク１６側の開口数が所定の値となるように適宜設定した。
【０１１４】
対物レンズ１５は、レンズ面の外側にフランジ部１５ａを有し、かかるフランジ部１５ａには、射出成形時のゲート位置に対応して切り欠き部（不図示）が設けられている。
【０１１５】
又、実施例１〜９のいずれの対物レンズを用いた場合においても、対物レンズ１５の、半導体レーザ光の波長λ（ｎｍ）におけるパワーをφ、屈折パワーをφＲとしたとき、
０．３≦φＲ／φ≦１．５ （３９）
を満たすようになっている。
【０１１６】
更に、対物レンズ１５の光情報記録媒体側とは反対側のべース面の近軸曲率半径をｒ１（ｍｍ）、前記対物レンズの屈折率をｎ、屈折の焦点距離をｆＲ（ｍｍ）としたとき、
１．０≦ｒ１／｛（ｎ−１）・ｆＲ｝≦１．２ （４０）
を満たすようになっている。
【０１１７】
又、環境温度２０℃ないし３０℃の範囲内での温度変化△Ｔ（℃）に対する前記対物レンズの屈折率変化量を△ｎとしたとき、
−０．００２／℃≦△ｎ／△Ｔ≦−０．００００５／℃ （４１）
を満たすようになっている。
【０１１８】
尚、本発明は以上の実施形態および実施例に限定されるものではない。例えば、上記の実施の形態の例では、１つの光源のみを有する光ピックアップ装置を示したが、互いに数１０ｎｍ以上異なる２以上の波長の光（光源）を有する光ピックアップ装置等にも適用できるものである。また、このとき、少なくとも１つの波長の光に対して（また、場合によっては、その光が使用できる光情報記録媒体が少なくとも１つに対して）、本発明の構成を満たすものは本発明に含まれるものである。又、例えば、上記の実施の形態の例では、コリメータを用いて略平行光が対物レンズに入射される光ピックアップ装置及びそれに適した対物レンズを示したが、コリメータを使用しない、あるいは光束の発散角を変更する他の手段を使用し、対物レンズに発散光又は収束光を入射させる光ピックアップ装置にも本発明を適用できることは勿論である。
【０１１９】
また、上記の対物レンズの実施例では、プラスチック単レンズからなる対物レンズを示したが、前述の通り、その構成を限定していない限り、少なくとも１枚のプラスチックレンズを含んでいれば、２枚以上のレンズからなる場合を含むものである。
【０１２０】
また、本出願人によって先に出願された特願平１１−２８７７６５号に記載の光ピックアップ用光学系の対物レンズ光学系、あるいは光ピックアップ装置の対物レンズ光学系に、本発明に係る対物レンズを適用することが可能である。その場合には、光源から出射された光束の発散角を変換するカップリング光学系（略平行光束とするコリメート光学系を含む）の少なくとも１つの面に設けた回折面（回折パターン）によって、本発明に係る少なくとも１つの面に回折パターンを有する対物レンズの軸上色収差を補正（小さく）したり、あるいは本発明に係る少なくとも１つの面に回折パターンを有する対物レンズを含む光学系全体の軸上色収差を補正（小さく）すること等が可能となり、そのような軸上色収差が補正された光ピックアップ装置を実現できるといった効果を奏することができる。
【０１２１】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明によると、使用環境温度により屈折率が変化する材料を用いた場合においても比較的簡単な構威で温度変化による球面収差の変化を補正する事かでき、さらに、光源が環境温度によって波長が変動するような光学系であっても、その波長変動による球面収差の変化および、材料の屈折率変動による球面収差の変化の両方を補正することができる。よって、低コストで製造可能な光ピックアップ装置用対物レンズ、これを備えた光ピックアップ装置、更には、これを備えた記録再生装置を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明にかかる光ピックアップ装置の構成を示す概念図である。
【図２】実施例１の対物レンズにかかる断面図である。
【図３】実施例１の対物レンズにかかる、基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図である。
【図４】実施例２の対物レンズにかかる断面図である。
【図５】実施例２の対物レンズにかかる、基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図である。
【図６】実施例３の対物レンズにかかる断面図である。
【図７】実施例３の対物レンズにかかる、基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図である。
【図８】実施例４の対物レンズにかかる断面図である。
【図９】実施例４の対物レンズにかかる、基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図である。
【図１０】実施例５の対物レンズにかかる断面図である。
【図１１】実施例５の対物レンズにかかる、基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図である。
【図１２】実施例６の対物レンズにかかる断面図である。
【図１３】実施例６の対物レンズにかかる、基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図である。
【図１４】実施例７の対物レンズにかかる断面図である。
【図１５】実施例７の対物レンズにかかる、基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図である。
【図１６】実施例８の対物レンズにかかる断面図である。
【図１７】実施例８の対物レンズにかかる、基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図である。
【図１８】実施例９の対物レンズにかかる断面図である。
【図１９】実施例９の対物レンズにかかる、基準波長、基準温度（２５℃）における球面収差図と非点収差図である。
【符号の説明】
１．光ピックアップ
２．アクチュエータ
３．絞り
１１．半導体レーザ
１２．偏光ビームスプリッ夕
１３．コリメー夕
１４．１／４λ板
１５．回折一体型対物レンズ
１６．光ディスク
１７．シリンドリカルレンズ
１８．凹レンズ
１９．光検出器[0001]
[Industrial application fields]
The present invention relates to an optical pickup device and an objective lens made of resin, and more particularly to an objective lens with improved temperature characteristics and aberrations and an optical pickup device that uses the objective lens and is suitably used for recording and reproducing optical information recording media. .
[0002]
[Prior art]
Optical system for recording / reproducing optical information recording medium having accuracy required in a conventional CD reproducing apparatus (Note that the recording / reproducing optical system or recording / reproducing apparatus in this specification is a recording optical system, reproducing optical system. Infinite conjugate optical system is disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 57-76512, and a finite conjugate optical system is a special feature. It is disclosed in Japanese Utility Model Publication No. 61-56314. Japanese Patent Application Laid-Open No. 6-258573 discloses a technique using a coupling lens in order to reduce the occurrence of aberration due to temperature changes when a resin objective lens is used. However, in recent years, lenses made of resin (plastic) materials are widely used for recording / reproducing optical systems, particularly objective lenses thereof, due to demands for cost reduction.
[0003]
However, an objective lens formed from a resin material has a problem that aberration generated by a change in refractive index accompanying a temperature change is larger than that of a lens formed from a glass material. In general, the change in the refractive index differs by one digit or more between the resin material and the glass material. Here, assuming that the temperature difference between the reference design temperature and the actual use environment is ΔT, the aberration that changes due to this temperature difference ΔT is mainly third-order spherical aberration. SA is defined as the rms value of the third-order spherical aberration component of the wavefront aberration. Here, the sign is defined as SA> 0 when the spherical aberration is positive (over), and SA <0 when the spherical aberration is negative (under). . The third-order spherical aberration ΔSA (λrms) that changes due to the temperature change ΔT is obtained by changing the numerical aperture NA, focal length f, imaging magnification m, proportionality coefficient k, and light wavelength λ of the objective lens on the optical information recording medium side (image side). make use of,
ΔSA / ΔT = k · f (1−m)^Four(NA)^Four/ Λ (1)
It can be expressed as. When a lens formed of a resin material has a positive refractive power, the third-order spherical aberration becomes more over when the temperature rises. That is, in the above equation (1), the coefficient k is a positive value. Further, when a single lens formed of a resin material is used as an objective lens, the coefficient k is a larger positive value.
[0004]
In an objective lens for a compact disc that is widely used at present, the NA is about 0.45. Therefore, it can be said that the aberration generated with the temperature change in the usage environment does not reach a level that causes a problem. However, at present, increasing the density of optical information recording media is being promoted, and the objective lens that constitutes the optical system of the recording / reproducing apparatus is also required to cope with it.
[0005]
Specifically, as an optical information recording medium, a DVD (storage capacity: 4.7 GB) having the same size as a CD (storage capacity: 640 MB) and a higher recording density has been developed and is rapidly spreading. In order to reproduce a DVD, it is common to use laser light having a predetermined wavelength in which the wavelength of the light source is in the range of 635 nm to 660 nm. In general, a divergent light beam from a laser light source is collimated by a collimator lens and then incident on an objective lens having a NA on the DVD side of 0.6 or more, and information is recorded via a transparent substrate of the DVD. Focused on the surface.
[0006]
Particularly recently, development of an optical information recording medium similar to a CD or DVD having a storage capacity of 10 to 30 GB using an objective lens having a higher NA and a further shorter wavelength light source has been actively conducted. Promising short wavelength light sources include GaN blue semiconductor lasers and SHG blue lasers with an oscillation wavelength of about 400 nm. That is, the optical system in the recording / reproducing apparatus is required to have a high NA and be compatible with a laser beam having a shorter wavelength.
[0007]
Considering this from the wavefront aberration, in the above formula (1), for example, when the NA increases from 0.45 to 0.6 and the wavelength λ of the laser light decreases from 660 nm to 400 nm, the wavefront aberration Wrms. Is (0.6 / 0.45)^Four÷ 400/660 = 5.17 times increase.
[0008]
Here, it is conceivable to reduce the focal length f in order to suppress the wavefront aberration based on the formula (1). However, in reality, it is necessary to secure a focusing working distance, so that f is smaller than the present. It is difficult to do. Further, in a finite conjugate optical system with m <0 and an infinite conjugate optical system with m = 0, aberrations that occur with temperature changes have become a more serious problem when the NA is high. Although it is conceivable to improve the temperature characteristics by setting 0 <m <1 in an optical system using a coupling lens, in this case, in order to secure the working distance necessary for focusing, the distance between the images of the optical system Or a high NA coupling lens is required, and there is a problem that the optical system and the apparatus are increased in size.
[0009]
[Problems to be solved by the invention]
Thus, in a lens system using an objective lens formed of a conventional resin material, the numerical aperture NA on the image side of the objective lens is 4 due to the refractive index change Δn of the resin material caused by a temperature change. Due to the occurrence of aberration proportional to the power, it has been difficult to realize a high NA optical system.
[0010]
Therefore, in the optical system of an optical information recording / reproducing apparatus that attempts to achieve high-density information recording by shortening the wavelength of the laser light source and increasing the NA of the objective lens, the temperature change can be used instead of using the resin objective lens Although the refractive index change with respect to is small, it is necessary to use a glass mold lens or a combination lens of glass with higher cost.
[0011]
  The present invention relates to an objective lens for a recording / reproducing apparatus (optical pickup apparatus) for an optical information recording medium., DepartureFor semiconductor lasers whose oscillation wavelength changesCanAn objective lens made of a resin material that can secure sufficient performance against temperature changes in the use environment, or an objective lens including at least one lens made of a resin material, and an optical pickup device using such an objective lens The purpose is to provide.
[0012]
[Means for Solving the Problems]
  In order to achieve the above object, the objective lens according to claim 1 comprises:
  A light source that emits a light beam having a wavelength λ (nm);
  An objective lens for condensing the light beam emitted from the light source onto the information recording surface of the optical information recording medium via the transparent substrate of the optical information recording medium;
  In an objective lens used in an optical pickup device having a photodetector for receiving reflected light from the optical information recording medium,
  The objective lens includes a plastic lens having a positive refractive power,
  Having a diffraction pattern on at least one surface of the objective lens;
  The numerical aperture NA on the optical information recording medium side of the objective lens is
  NA ≧0.7
And the wavelength λ (nm) of the light source is
  λ ≦ 500nm
The filling,
  The amount of change of the third-order spherical aberration of the objective lens with respect to the wavelength change Δλ1 (nm) within the range of ± 5 nm of the wavelength λ (nm) of the light source is ΔSA2, and the ambient temperature is in the range of 20 ° C. to 30 ° C. When the amount of spherical aberration on the third axis of the objective lens with respect to temperature change ΔT (° C.) is ΔSA1,
  (ΔSA2 / Δλ1) * (ΔSA1 / ΔT) <0λrms²/ (℃ ・ nm) (2)
It is characterized by satisfying.
[0013]
Changes in the amount of third-order spherical aberration with respect to changes in temperature of a positive lens made of resin corrected for spherical aberration, such as an aspherical resin objective single lens having no diffraction pattern, which is often used for recording and reproduction of optical information recording media. If ∂SA / ∂T, it can be expressed by the following equation.

Here, the resin material satisfies (∂n / ∂T) <0 and (∂n / ∂λ) <0.
The glass material has (∂n / ∂T) = 0 and (∂n / ∂λ) <0.
The semiconductor laser has (∂λ / ∂T)> 0, and the SHG laser, solid laser, gas laser, etc. have (∂λ / ∂T) = 0.
[0014]
Here, (∂n / ∂T) of the glass material is 0, and (∂λ / ∂T) of SHG laser, solid laser, gas laser, etc. is 0, but these values are not strictly 0 in practice. However, it is considered practically 0 in the field of use of the present invention, and the explanation can be simplified thereby, so that explanation will be made with these values as 0.
[0015]
Now, when the light source is an SHG laser, a solid-state laser, a gas laser, etc. (∂λ / ∂T) = 0,
∂SA / ∂T = (∂SA / n) ・ (∂n / ∂T) (4)
It becomes.
[0016]
If this lens is made of glass, (∂n / ∂T) = 0, so that ∂SA / ∂T = 0. On the other hand, if the lens is made of resin, (∂n / ∂T) <0, and since this type of lens has ∂SA / ∂T> 0, (∂SA / ∂n) <0. . When the light source is a semiconductor laser, (∂λ / ∂T)> 0.
[0017]
Even if the lens is made of glass at this time

Since (∂n / ∂λ) <0 and (∂SA / ∂n) <0, ∂SA / ∂T> 0.
[0018]
Regardless of glass material or resin material, when the incident light becomes shorter, the absolute value of (∂n / ∂λ) increases. Therefore, when using a semiconductor laser with a short wavelength, it is necessary to pay attention to the temperature change of spherical aberration even if it is a glass material.
[0019]
On the other hand, for a single lens made of aspherical resin having a diffraction pattern, the change amount of the third-order spherical aberration amount with respect to the temperature change is formulated for ∂SA / ∂T as follows. In this case, it is necessary to incorporate both the characteristics of the refractive lens portion and the characteristics of the diffraction pattern surface. If the subscript R is added to the change amount 収 差 SA of the spherical aberration amount contributed by the refractive lens portion, and the lacquered letter D is added to the change amount ∂ SA of the spherical aberration amount contributed by the diffraction pattern surface, it can be expressed as follows.

Here, when the light source is an SHG laser, a solid-state laser, a gas laser or the like and (∂λ / ∂T) = 0,
∂SA / ∂T = (∂SA_R/ ∂n) ・ (∂n / ∂T) (7)
Is established.
[0020]
Here, of course, in the case of a glass lens, (∂n / ∂T) = 0, and (∂SA_R/ ∂n = 0 regardless of the value of / ∂n). On the other hand, if the lens is made of resin, (∂n / ∂T) <0, but (∂SA_RIf / ∂n) = 0, then で き る SA / ∂T = 0.
[0021]
Therefore, in the present invention, the refractive lens portion (∂SA_R/ ∂n) = 0 so that a diffraction pattern is introduced into the aspherical resin single lens. However, in this case, spherical aberration remains only in the refractive lens portion, but by optimizing the diffraction pattern and correcting the spherical aberration as a whole, an objective lens suitable for recording and reproduction of an optical information recording medium can be obtained. Can be designed.
[0022]
On the other hand, when the light source is a semiconductor laser, (∂λ / ∂T)> 0, and the above (∂SA_R/ ∂n) = 0 for the objective lens having the characteristic:
∂SA / ∂T = (∂SA_D/ ∂λ) ・ (∂λ / ∂T) (8)
In general, (∂SA_D/ ∂λ) ≠ 0, and it can be seen that the amount of third-order spherical aberration changes with temperature.
[0023]
Furthermore, the above equation (6) can be transformed into the following equation.

[0024]
Here, in the case of a resin lens, (∂SA / ∂T) <0, and since the light source is a semiconductor laser, (∂λ / ∂T)> 0.
(∂n / ∂T) + (∂n / ∂λ) · (∂λ / ∂T) <0 (10)
It is.
[0025]
As a premise, (∂SA_R/ ∂n) <0, the first term of (9) is a positive value from (10). In order to set ∂SA / ∂T = 0, the second term needs to take a negative value. However, since (∂λ / ∂T)> 0, (∂SA_D/ ∂λ) <0 is a condition.
[0026]
In an aspherical resin single lens having a diffraction pattern with such characteristics, when (∂λ / ∂T) = 0, (に お い て SA_R/ ∂n) <0 and (∂n / ∂T) <0, so that ∂SA / ∂T> 0.
[0027]
Also, when the temperature is constant and only the wavelength changes, the spherical aberration ∂SA / ∂λ is

Although the first term is positive and the second term is negative, as is well known, the chromatic aberration of an aspherical single lens having a diffraction pattern is mainly due to the large contribution from the diffraction pattern. In general, the sign of ∂SA / き λ is determined by the second term of the above equation (11), so that ∂SA / ∂λ <0.
[0028]
That is, in a resin single lens with a diffraction pattern introduced, ∂SA / ∂T> 0 and ∂SA / ∂λ <0, so that ∂SA / ∂T = 0 even when the light source is a semiconductor laser. it can.
[0029]
Conversely (∂SA_R/ ∂n)> 0, the calculation is omitted, but ∂SA / ∂T <0 and ∂SA / ∂λ> 0, so that ∂SA / ∂T = 0 even when the light source is a semiconductor laser. And can.
[0030]
That is, the signs of ∂SA / ∂T and ∂SA / ∂λ need only be reversed.
At this time,
(∂SA / ∂T) ・ (∂SA / ∂λ) <0 (12)
This relationship is established. Here, the case where (∂SA / ∂T)> 0 is more preferable because it is close to the characteristics of an aspherical resin single lens having no diffraction pattern, and the burden of the diffraction pattern is small. According to the first aspect of the present invention, an objective lens capable of ensuring sufficient performance against temperature changes in the usage environment is provided.
[0031]
In an optical pickup device for recording and / or reproducing information with respect to an optical information recording medium having a recording density less than or equal to that of a DVD, the objective lens is a single lens by using an aspherical surface or a diffractive surface. It can be. However, in order to record and / or reproduce information on a higher-density optical information recording medium, an objective lens having a larger numerical aperture is required. Such an objective lens has two positive lenses. In many cases it contains. The two-lens ball has a greater degree of freedom, and when at least one or both of these positive lenses are resin lenses and the oscillation wavelength of the light source does not depend on the temperature (∂SA_R/ ∂n) = 0, and (面 SA / ∂T) = 0 can be achieved by diffracting one of the surfaces.
[0032]
Even when the oscillation wavelength of the light source depends on temperature, it is possible to set (∂SA / ∂T) = 0.
[0033]
  Claim 2Objective lensIs
  The third-order axial spherical aberration change amount ΔSA2 is
  ΔSA2 / Δλ1 <0λrms / nm (13)
And the third-order spherical aberration change ΔSA1 is
  ΔSA1 / ΔT> 0λrms / ° C. (14)
It is characterized by satisfying. Here, if (ΔSA1 / ΔT)> 0λrms / ° C., it becomes closer to the characteristics of an aspherical resin single lens having no diffraction pattern, and therefore, the negative end of the diffraction pattern is reduced, which is more preferable. According to the second aspect of the present invention, an objective lens capable of ensuring sufficient performance against fluctuations in the wavelength λ and temperature changes in the use environment is provided.
[0034]
  Claim 3Objective lensIs
  When the wavelength change amount of the light source with respect to the temperature change ΔT (° C.) in the range of ambient temperature 20 ° C. to 30 ° C. is Δλ2 (nm),
  0 nm / ° C. <Δλ2 / ΔT ≦ 0.5 nm / ° C. (15)
Thus, the amount of change in spherical aberration can be further reduced with respect to fluctuations in the environmental temperature, and an inexpensive semiconductor laser can be used.
[0035]
  Claim 4Objective lensIs
  The third-order axial spherical aberration change amount ΔSA1 is
  | ΔSA1 / ΔT | ≦ 0.001λrms / ° C. (16)
It is characterized by satisfying. Thus, | ΔSA1 / ΔT | is 0.001λrms./ ℃By satisfying the following, the amount of change in spherical aberration can be further reduced with respect to environmental temperature fluctuations.
[0043]
  Claim5Described inObjective lensIs
  The wavelength λ (nm) of the light source and the numerical aperture NA on the optical information recording medium side of the objective lens are:
  0.00015 / nm ≦ (NA)^Four/ Λ ≦ 40 / nm (27)
As well as improving the temperature characteristics of the optical pickup device of the existing optical information recording medium, it is possible to cope with an ultra-high density optical information recording medium having a large numerical aperture using near ultraviolet light.Objective lens andAn inexpensive and lightweight optical pickup device can be realized.
[0044]
  Claim6Described inObjective lensIs
  The wavelength λ (nm) of the light source and the numerical aperture NA on the optical information recording medium side of the objective lens are:
  10 nm ≦ λ / NA ≦ 1100 nm (28)
As well as improving the temperature characteristics of the optical pickup device of the existing optical information recording medium, it is possible to cope with an ultra-high density optical information recording medium having a large numerical aperture using near ultraviolet light.Objective lens andAn inexpensive and lightweight optical pickup device can be realized.
[0045]
  Claim7Described inObjective lensIs
  When the amount of change in the third-order spherical aberration of the objective lens with respect to a wavelength change Δλ1 (nm) within a range of ± 5 nm of the wavelength λ (nm) of the light source is ΔSA2,
  │ △ SA2 / △ λ1 | ≦ 0.10λrms / nm (29)
Because it satisfies the conditions, the influence of wavelength variation of the light source is acceptable.Objective lens andAn optical pickup device can be configured.
[0046]
  Claim8Described inObjective lensIs
  When the focal position change amount of the objective lens with respect to a wavelength change Δλ1 (nm) within a range of ± 5 nm of the wavelength λ (nm) of the light source is Δf (μm),
  | Δf / Δλ1 | ≦ 200 (29)
Because it satisfies,lightThe influence of source wavelength variation is acceptableObjective lens andAn optical pickup device can be configured.
[0047]
  Claim9Described inObjective lensIs
  Since at least one surface of the objective lens is an aspherical surface, spherical aberration can be reduced only by the objective lens, thereby improving the tracking characteristics.Objective lens andAn optical pickup device can be configured.
[0048]
  Claim10Described inObjective lensIs
  Since at least two surfaces of the objective lens are aspherical, an optical pickup device capable of reducing spherical aberration only by the objective lens and obtaining good aberration even if the incident light to the objective lens is not parallel light. Can be configured.
[0049]
  Claim11Described inObjective lensIs
  The diffraction pattern has a shape of a plurality of concentric annular zones that are substantially centered on the optical axis, and the optical path difference function representing the position of each annular zone of the plurality of annular zones includes at least a sixth-order term of a power series. Even if the numerical aperture is large, the amount of change in spherical aberration can be reduced with respect to fluctuations in environmental temperature.
[0050]
  Claim12Described inObjective lensIs
  Since the objective lens is a single lens of the plastic lens, the configuration can be simplified and the cost can be reduced.
[0051]
  Claim13Described inObjective lensIs
  When the power at the wavelength λ (nm) of the light source of the objective lens is φ and the refractive power is φR,
  0.3 ≦ φR / φ ≦ 1.5 (30)
Therefore, it is possible to configure an optical pickup device in which the focal position variation due to the wavelength variation of the light source is small.
[0052]
  Claim14Described inObjective lensIs
  When the paraxial radius of curvature of the base surface opposite to the optical information recording medium side of the objective lens is r1 (mm), the refractive index of the objective lens is n, and the focal length of refraction is fR (mm). ,
  1.0 ≦ r1 / {(n−1) · fR} ≦ 1.2 (31)
Since the aspherical amount can be reduced, the manufacture thereof can be facilitated.
[0053]
  Claim15Described inObjective lensIs
  When the refractive index change amount of the objective lens with respect to a temperature change ΔT (° C.) within the range of ambient temperature 20 ° C. to 30 ° C. is Δn,
  −0.002 / ° C. ≦ Δn / ΔT ≦ −0.00005 / ° C. (32)
Therefore, a resin having good transmittance can be used.
[0054]
  Claim16Described inObjective lensIs
  The objective lens is made of any one of an amorphous polyolefin resin, a norbornene resin, and a fluorene resin.
[0055]
That is, as plastic materials for the objective lens, “Acrypet VH” manufactured by Mitsubishi Rayon, “Acrypet WF-100” manufactured by Mitsubishi Rayon, “Aptretz OZ-1000” manufactured by Hitachi Chemical, and “Varapet MI-91” manufactured by Kuraray. , Etc., such as "ZEONEX" manufactured by Nippon Zeon Co., Ltd., amorphous polyolefins such as "APEL" manufactured by Mitsui Petrochemical Industries, norbornene systems such as "ARTON" manufactured by Nippon Synthetic Rubber, "O-PET" manufactured by Kanebo, etc. Various resin materials such as fluorene can be used, but transferability to the mold during injection molding is good, the desired optical performance can be easily obtained, and the minimum thickness can be reduced. Since it is possible, amorphous polyolefins such as “ZEONEX” manufactured by Nippon Zeon Co., Ltd. and “APEL” manufactured by Mitsui Petrochemical Industries, Ltd. TON "like a norbornene, Kanebo Ltd.," O-PET "fluorene-based resin, such as is the preferred. Of these, a fluorene-based resin that can reduce the molding time and can further reduce the cost and can be expected to have a high refractive index is particularly preferable.
[0056]
  Claim17Described inObjective lensHas a flange portion on the outer periphery of the optical function portion of the objective lens. By providing such a flange portion, the optical performance of the optical function portion can be ensured. Further, by providing a surface substantially orthogonal to the optical axis in the flange portion, it is possible to improve the mounting accuracy to the optical pickup device and facilitate the mounting.
[0057]
  Claim18Described inObjective lensHas a notch in a part of the flange. When the cut surface in a direction substantially parallel to the optical axis of the cutout portion is viewed from the optical axis direction, it can be formed in various shapes such as a straight line and an arc shape. The position of the part can be recognized. Therefore, the notchPartThe position of is desirably a position corresponding to the gate portion.
[0064]
  In additionThe diffraction pattern (or diffractive surface) used in this specification is a form in which a relief is provided on the surface of an optical element, for example, the surface of a lens, and has a function of condensing or diverging a light beam by diffraction (or Surface), and when there is a region where diffraction occurs on one optical surface and a region where it does not occur, it refers to a region where diffraction occurs. As the shape of the relief, for example, on the surface of the optical element, it is formed as a substantially concentric annular zone centered on the optical axis, and each annular zone is shaped like a sawtooth if the cross section is viewed in a plane including the optical axis. Are known, but include such shapes.
[0073]
  Claim19The objective lens described inWavefront aberrationSince the absolute value of the spherical aberration component on the third-order axis is 0.07λ rms or less within the environmental temperature range of 20 ° C. to 30 ° C., the spherical aberration of the objective lens is small, so that an optical pickup device with good tracking characteristics is constructed. can do.
[0074]
  Claim20Described inOptical pickup deviceIsIt has the objective lens of any one of Claims 1-19, It is characterized by the above-mentioned..
[0077]
The wavefront aberration of the objective lens can be measured with a Fizeau interferometer or a Twiman Green interferometer. Further, the wave front aberration of the optical pickup device is a radial shear Mach-Zender interferometer. Further, the interferometer has a function of measuring the wavefront aberration of the optical pickup device and the wavefront aberration of the objective lens of the optical pickup device, analyzing the interference fringes using the Zernike polynomial, and obtaining the rms value of the third-order spherical aberration component. Is already on the market.
[0078]
Further, as a means for evaluating the temperature specification of the wavefront aberration of the objective lens, for example, Twiman Green interference introduced in the development of a temperature specific measuring instrument for an objective lens for optical discs (KONICA TECHNICICAL REPORT Vol. 10 p79-p82, 1997). In the meter, a method of heating the objective lens portion is known.
[0079]
The Fizeau interferometer and Twiman Green interferometer have a built-in light source, which is usually a He—Ne laser with a wavelength of 633 nm, but a laser that oscillates other wavelengths can be used instead.
[0080]
In order to evaluate the temperature characteristic of the wavefront aberration of the optical pickup device, a radial Mach-Zehnder type interferometer may be similarly used to heat the portion of the optical pickup device.
[0081]
According to the present invention, by providing a diffraction pattern in an objective lens including a plastic lens, the temperature change characteristic of wavefront aberration can be improved extremely satisfactorily by the objective lens alone. Wavefronts such as moving the collimator at ambient temperature, using the collimator as a diffractive collimator, combining the collimator with a PL positive lens and a glass negative lens, and combining with other known means, and focusing the incident light on the objective lens In combination with a measure for improving the temperature change characteristic of aberration, the temperature characteristic of the optical pickup device can be improved without increasing the number of ring zones of the diffraction pattern. Further, the temperature characteristic of the wavefront aberration of the optical pickup device does not necessarily have to be completely zero, and may be less than an allowable amount depending on the numerical aperture of the optical pickup device, the wavelength of the light source, and the recording density of the optical information recording medium. . Therefore, actually, the temperature change of the wavefront aberration with the objective lens alone may not necessarily be zero.
[0082]
In this specification, the objective lens is, in a narrow sense, a light collecting action that is arranged to face the optical information recording medium at the position closest to the optical information recording medium when the optical information recording medium is loaded in the optical pickup device. In the broad sense, it refers to a lens group that can be operated at least in the optical axis direction by an actuator. Here, such a lens group indicates at least one lens, and includes only a single lens. Accordingly, in this specification, the numerical aperture NA of the objective lens on the optical information recording medium side refers to the numerical aperture NA of the lens surface located closest to the optical information recording medium of the objective lens. The numerical aperture NA is a numerical aperture NA defined as a result of limiting the light flux from the light source by a component or member having a diaphragm function such as a diaphragm or a filter provided in the optical pickup device.
[0083]
In this specification, examples of the optical information recording medium include various CDs such as CD-R, CD-RW, CD-Video, and CD-ROM, DVD-ROM, DVD-RAM, DVD-R, and DVD-RW. In addition, various DVDs such as DVD-Video, and disc-shaped current optical information recording media such as MD, as well as next-generation recording media are included. A transparent substrate exists on the information recording surface of many optical information recording media. However, there exist or have been proposed that the thickness of the transparent substrate is almost zero, or that there is no transparent substrate at all. For convenience of explanation, the description “through a transparent substrate” may be used in the present specification, but such a transparent substrate includes a case where the thickness is zero, that is, there is no transparent substrate.
[0084]
In this specification, recording and reproducing information refers to recording information on the information recording surface of the information recording medium as described above and reproducing information recorded on the information recording surface. The optical pickup device of the present invention may be used only for recording or reproduction, or may be used for both recording and reproduction. Further, it may be used for recording on a certain information recording medium and reproducing on another information recording medium, or may be used for recording or recording on a certain information recording medium. It may be used for performing reproduction and recording and reproduction on another information recording medium. Note that reproduction here includes simply reading information.
[0085]
The optical pickup device of the present invention can be mounted on audio and / or image recording and / or reproducing devices of various players or drives, or AV equipment, personal computers, and other information terminals in which they are incorporated.
[0086]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, preferred embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
[0087]
In general, the pitch of the diffraction ring zones (positions of each ring zone) is defined using a phase difference function or an optical path difference function that will be described in detail in an embodiment described later. Specifically, the phase difference function Φb is expressed by the following [Equation 1] with a unit of radians, and the optical path difference function ΦB is expressed by [Equation 2] with a unit of mm.
[Expression 1]

[Expression 2]

[0088]
Although these two representation methods are different in unit, they are equivalent in terms of representing the pitch of the diffraction zone. That is, if the phase difference function coefficient b is multiplied by λ / 2π with respect to the main wavelength λ (unit: mm), it can be converted to the optical path difference function coefficient B, and conversely, the optical path difference function coefficient B is 2π / λ. Can be converted to the coefficient b of the phase difference function.
[0089]
For the sake of simplicity, a diffractive lens using first-order diffracted light will be described. If the optical path difference function is used, an annular zone is engraved every time the function value exceeds an integral multiple of the main wavelength λ. Each time the function value exceeds an integer multiple of 2π, an annular zone is engraved.
[0090]
For example, assuming a lens with a diffracting ring zone formed on both sides of a cylindrical object with no refractive power, the principal wavelength is 0.5 μ = 0.0005 mm, and the second order coefficient (square term) of the optical path difference function is -0.05 (-628.3 when converted to the second order coefficient of the phase difference function), when all other order coefficients are zero, the radius of the first ring zone is h = 0.1 mm, and the second wheel The band radius is h = 0.141 mm. Further, it is known that the focal length f of the diffractive lens is f = −1 / (2 · B2) = 10 mm with respect to the second order coefficient B2 = −0.05 of the optical path difference function.
[0091]
Now, based on the above definition, the lens can be given power by setting the second-order coefficient of the phase difference function or the optical path difference function to a non-zero value. Also, spherical aberration can be controlled by setting non-secondary coefficients of the phase difference function or the optical path difference function, for example, fourth-order coefficients, sixth-order coefficients, eighth-order coefficients, tenth-order coefficients, etc., to non-zero values. it can. Here, the control means that the spherical aberration of the portion having refractive power is corrected by generating an opposite spherical aberration, or the entire spherical aberration is set to a desired value.
[0092]
【Example】
Hereinafter, specific examples of the objective lens will be described.
[0093]
The objective lenses for optical pickups of Examples 1 to 5 have the aspheric shape represented by the following [Equation 3] on both surfaces of the optical surface.
[0094]
[Equation 3]

[0095]
However, Z is an axis in the optical axis direction, h is an axis perpendicular to the optical axis (height from the optical axis: the light traveling direction is positive), R0 is a paraxial radius of curvature, κ is a conical coefficient, A Is the aspheric coefficient, and P is the power of the aspheric surface.
[0096]
Table 1 shows the refractive power ratios φR / φ, r1, the refractive index n, the focal length f, the minimum pitch of the number of annular zones, and the values in the following formula (38) for each example. Here, fR is the focal length of refraction.
r1 / {(n-1) .fR} (38)
[0097]
[Table 1]

[0098]
Example 1
In Example 1, a reference wavelength λ = 400 nm, a focal length f = 2, 14 mm, a numerical aperture of 0.70, and an olefin resin is used as a material. Table 2 shows lens data, FIG. 2 shows a sectional view, and FIG. 3 shows a spherical aberration diagram and an astigmatism diagram at a reference wavelength and a reference temperature (25 ° C.). On the other hand, Table 3 shows values of spherical aberration with respect to temperature change (± 30 ° C.) and wavelength change (λ ± 10 nm). Since the change in spherical aberration due to temperature change and wavelength change is mainly composed of the third-order spherical aberration component, only the third-order spherical aberration is shown here. In the table, as a comparative example, a single lens of only a refractive system designed with the same focal length, the same numerical aperture, and the same material is shown. In this example, the change in spherical aberration due to the temperature change generated in the lens of the comparative example is sufficiently corrected. In the lens data shown in Table 2 and other tables, a power of 10 (for example, 3 × 10^-2) Is expressed using E (for example, 3E-2).
[Table 2]

[Table 3]

[0099]
In the specifications of Examples 2 to 9, the power ratio of refraction is φR / φ = 0.5 to 1.1, the reference wavelength λ = 650 nm, the focal length f = 2.14 mm, the numerical aperture 0.65, PC (polycarbonate) resin is used.
[0100]
Table 4 shows spherical aberration values with respect to temperature change (reference temperature ± 30 ° C.) and wavelength change (reference wavelength ± 10 nm). Since the change in spherical aberration due to temperature change and wavelength change is mainly composed of the third-order spherical aberration component, only the third-order spherical aberration is shown here. In the table, as a comparative example, a single lens of only a refractive system designed with the same focal length, the same numerical aperture, and the same material is shown. Fb in the table represents the amount of change in the focal position between the reference wavelength at the reference temperature and the change in the reference wavelength at the reference temperature by ± 10 nm.
[Table 4]

[0101]
(Example 2)
In this embodiment, the refractive power ratio is φR / φ = 0.5. Table 5 shows lens data, FIG. 4 shows a sectional view, and FIG. 5 shows a spherical aberration diagram and an astigmatism diagram at a reference wavelength and a reference temperature (25 ° C.). From Table 4, it can be seen that in this example, the change in spherical aberration due to the temperature change occurring in the lens of the comparative example is sufficiently corrected.
[Table 5]

[0102]
(Example 3)
In this example, the refractive power ratio is φR / φ = 0.6. Table 6 shows lens data, FIG. 6 is a cross-sectional view, and FIG. 7 shows spherical aberration diagrams and astigmatism diagrams at a reference wavelength and a reference temperature (25 ° C.). From Table 4, it can be seen that in this example, the change in spherical aberration due to the temperature change occurring in the lens of the comparative example is sufficiently corrected.
[Table 6]

[0103]
Example 4
In this example, the refractive power ratio is φR / φ = 0.78. Table 7 shows lens data, FIG. 8 shows a sectional view, and FIG. 9 shows a spherical aberration diagram and an astigmatism diagram at a reference wavelength and a reference temperature (25 ° C.). From Table 4, it can be seen that in this example, the change in spherical aberration due to the temperature change occurring in the lens of the comparative example is sufficiently corrected.
[Table 7]

[0104]
(Example 5)
In this example, the refractive power ratio is φR / φ = 0.9. Table 8 shows lens data, FIG. 10 shows a cross-sectional view, and FIG. 11 shows a spherical aberration diagram and an astigmatism diagram at a reference wavelength and a reference temperature (25 ° C.). From Table 4, it can be seen that in this example, the change in spherical aberration due to the temperature change occurring in the lens of the comparative example is sufficiently corrected.
[Table 8]

[0105]
(Example 6)
In this example, the refractive power ratio is φR / φ = 0.95. Table 9 shows lens data, FIG. 12 shows a cross-sectional view, and FIG. 13 shows a spherical aberration diagram and an astigmatism diagram at a reference wavelength and a reference temperature (25 ° C.). From Table 4, it can be seen that in this example, the change in spherical aberration due to the temperature change occurring in the lens of the comparative example is sufficiently corrected.
[Table 9]

[0106]
(Example 7)
In this embodiment, the refractive power ratio is φR / φ = 1.0. Table 10 shows lens data, FIG. 14 is a cross-sectional view, and FIG. 15 shows a spherical aberration diagram and an astigmatism diagram at a reference wavelength and a reference temperature (25 ° C.). From Table 4, it can be seen that in this example, the change in spherical aberration due to the temperature change occurring in the lens of the comparative example is sufficiently corrected.
[Table 10]

[0107]
(Example 8)
In this embodiment, the refractive power ratio is φR / φ = 1.1. Table 11 shows lens data, FIG. 16 shows a cross-sectional view, and FIG. 17 shows a spherical aberration diagram and an astigmatism diagram at a reference wavelength and a reference temperature (25 ° C.). From Table 12, it can be seen that in this embodiment, the change in spherical aberration due to the change in temperature occurring in the lens of the comparative example is sufficiently corrected.
[Table 11]

[0108]
The above-described Examples 2 to 8 are corresponding examples particularly suitable for a light source (for example, an SHG laser) in which the wavelength of light does not change with temperature. The following embodiment is an embodiment when a relatively inexpensive semiconductor laser is used as a light source. In general, the laser wavelength of a semiconductor laser changes as the temperature of the usage environment changes. In this example, the laser wavelength change due to the temperature of the semiconductor laser was 0.2 nm / ° C.
[0109]
Example 9
In this example, the refractive power ratio is φR / φ = 0.95. Table 12 shows lens data, FIG. 18 is a cross-sectional view, and FIG. 19 shows a spherical aberration diagram and an astigmatism diagram at a reference wavelength and a reference temperature (25 ° C.). From Table 13 showing the difference between the example and the comparative example, in the lens of the comparative example, the aberration is deteriorated due to the spherical aberration caused by the change in wavelength and the spherical aberration caused by the temperature change. It can be seen that the aberration is sufficiently corrected.
[Table 12]

[Table 13]

[0110]
Now, the effect of correcting the spherical aberration change due to the temperature change from the above embodiments does not depend on the refractive power ratio. However, the number of ring zones, the minimum pitch, spherical aberration other than the reference wavelength, the difference in focal position that affects the wavelength shift (such as the mode hop of a semiconductor laser), etc. depend on the power of refraction. Therefore, it is necessary to set the refractive power to an optimum ratio depending on the mold processing accuracy, the specifications of the optical system, and the like.
[0111]
Table 14 shows changes in the refractive index of the material with respect to the wavelength of the laser beam.
[Table 14]

[0112]
FIG. 1 is a conceptual diagram showing an example of an embodiment of an optical pickup device to which Examples 1 to 9 of the objective lens are applied. In the example of this embodiment, since the semiconductor laser is used, it is particularly desirable to apply the objective lenses of Examples 1 and 9. In the optical pickup device 1, the light beam from the semiconductor laser 11, which is a light source, is reflected by the polarization beam splitter 12, passes through the collimator 13 and the ¼λ plate 14, and becomes a circularly polarized parallel light beam. The diffraction integrated objective lens 15 forms a spot on the information recording surface 16 ″ via the transparent substrate 16 ′ of the high-density recording optical disk 16 that is an optical information recording medium. The wavelength (reference wavelength) of the semiconductor laser light is preferably 680 nm or less, and more preferably 500 nm or less. Here, in accordance with the specifications of the objective lenses of Examples 1 to 9, laser light of 400 nm was used for the objective lens of Example 1, and 650 nm was used for the objective lenses of Examples 2 to 9.
[0113]
The reflected light beam modulated by the information bit on the information recording surface 16 '' becomes convergent light via the re-diffraction integrated objective lens 15, the diaphragm 3, the quarter λ plate 14, and the collimator 13, and the polarization beam splitter 12 Through the cylindrical lens 17 and the concave lens 18, astigmatism and magnification conversion are performed, and the light is converged on the photodetector 18. Note that reference numeral 2 in the figure denotes an actuator for focus control and tracking control. The diaphragm 3 was also appropriately set so that the numerical aperture on the disk 16 side was a predetermined value in accordance with the specifications of the objective lenses of Examples 1 to 9.
[0114]
The objective lens 15 has a flange portion 15a outside the lens surface, and the flange portion 15a is provided with a notch (not shown) corresponding to the gate position at the time of injection molding.
[0115]
Moreover, in the case of using any objective lens of Examples 1 to 9, when the power of the objective lens 15 at the wavelength λ (nm) of the semiconductor laser light is φ and the refractive power is φR,
0.3 ≦ φR / φ ≦ 1.5 (39)
It comes to satisfy.
[0116]
Further, the paraxial radius of curvature of the base surface opposite to the optical information recording medium side of the objective lens 15 is r1 (mm), the refractive index of the objective lens is n, and the focal length of refraction is fR (mm). When
1.0 ≦ r1 / {(n−1) · fR} ≦ 1.2 (40)
It comes to satisfy.
[0117]
Further, when the refractive index change amount of the objective lens with respect to the temperature change ΔT (° C.) in the range of the environmental temperature of 20 ° C. to 30 ° C. is Δn,
−0.002 / ° C ≦ Δn / ΔT ≦ −0.00005 / ° C. (41)
It comes to satisfy.
[0118]
In addition, this invention is not limited to the above embodiment and Example. For example, in the example of the above embodiment, an optical pickup device having only one light source is shown. However, the present invention can also be applied to an optical pickup device having light (light source) having two or more wavelengths different from each other by several tens of nm or more. It is. Also, at this time, the present invention satisfies the constitution of the present invention for at least one wavelength of light (and, depending on the case, for at least one optical information recording medium that can use the light). It is included. Further, for example, in the example of the above embodiment, an optical pickup device in which substantially collimated light is incident on the objective lens using a collimator and an objective lens suitable for the optical pickup device are shown. However, no collimator is used or the light beam diverges. Of course, the present invention can also be applied to an optical pickup device that uses other means for changing the angle and causes diverging light or convergent light to enter the objective lens.
[0119]
In the above-described objective lens embodiment, an objective lens made of a plastic single lens is shown. However, as described above, unless the configuration is limited, two objective lenses are included as long as the objective lens includes at least one plastic lens. This includes the case of the above lenses.
[0120]
Further, the objective lens according to the present invention is applied to the objective lens optical system of the optical pickup optical system or the objective lens optical system of the optical pickup device described in Japanese Patent Application No. 11-287765 filed earlier by the present applicant. It is possible to apply. In such a case, the diffraction surface (diffraction pattern) provided on at least one surface of a coupling optical system (including a collimating optical system that converts the light beam emitted from the light source) into a substantially parallel light beam is used. The axial chromatic aberration of an objective lens having a diffraction pattern on at least one surface according to the invention is corrected (reduced), or the entire optical system including the objective lens having a diffraction pattern on at least one surface according to the present invention It is possible to correct (reduce) chromatic aberration, and the like, and an effect that an optical pickup device in which such axial chromatic aberration is corrected can be realized.
[0121]
【The invention's effect】
As described above, according to the present invention, it is possible to correct a change in spherical aberration due to a temperature change with a relatively simple structure even when using a material whose refractive index changes depending on the use environment temperature. Even if the light source is an optical system in which the wavelength varies depending on the environmental temperature, both the change in spherical aberration due to the wavelength variation and the change in spherical aberration due to the refractive index variation of the material can be corrected. Accordingly, it is possible to obtain an objective lens for an optical pickup device that can be manufactured at low cost, an optical pickup device including the objective lens, and a recording / reproducing device including the objective lens.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a conceptual diagram showing a configuration of an optical pickup device according to the present invention.
FIG. 2 is a sectional view of the objective lens according to Example 1;
FIG. 3 is a spherical aberration diagram and an astigmatism diagram at the reference wavelength and reference temperature (25 ° C.) for the objective lens of Example 1.
4 is a sectional view of an objective lens according to Example 2. FIG.
5 is a spherical aberration diagram and astigmatism diagram for the objective lens of Example 2 at a reference wavelength and a reference temperature (25 ° C.). FIG.
6 is a cross-sectional view of an objective lens according to Example 3. FIG.
7 is a spherical aberration diagram and astigmatism diagram for the objective lens of Example 3 at the reference wavelength and reference temperature (25 ° C.). FIG.
8 is a cross-sectional view of an objective lens according to Example 4. FIG.
9 is a spherical aberration diagram and astigmatism diagram for the objective lens of Example 4 at the reference wavelength and reference temperature (25 ° C.). FIG.
FIG. 10 is a cross-sectional view of an objective lens according to a fifth example.
11 is a spherical aberration diagram and astigmatism diagram for the objective lens of Example 5 at the reference wavelength and reference temperature (25 ° C.). FIG.
12 is a cross-sectional view of an objective lens according to Example 6. FIG.
13 is a spherical aberration diagram and astigmatism diagram for the objective lens of Example 6 at the reference wavelength and reference temperature (25 ° C.). FIG.
14 is a sectional view of the objective lens according to Example 7. FIG.
15 is a spherical aberration diagram and astigmatism diagram for the objective lens of Example 7 at the reference wavelength and reference temperature (25 ° C.). FIG.
FIG. 16 is a cross-sectional view of an objective lens in Example 8.
17 is a spherical aberration diagram and astigmatism diagram for the objective lens of Example 8 at the reference wavelength and reference temperature (25 ° C.). FIG.
18 is a sectional view of the objective lens according to Example 9. FIG.
19 is a spherical aberration diagram and astigmatism diagram for the objective lens of Example 9 at the reference wavelength and reference temperature (25 ° C.). FIG.
[Explanation of symbols]
1. Optical pickup
2. Actuator
3. Aperture
11. Semiconductor laser
12 Polarized beam split evening
13. Collimated evening
14.1 / 4λ plate
15. Diffraction integrated objective lens
16. optical disk
17. Cylindrical lens
18. concave lens
19. Photodetector

Claims (20)

A light source that emits a light beam having a wavelength λ (nm);
An objective lens for condensing the light beam emitted from the light source onto the information recording surface of the optical information recording medium via the transparent substrate of the optical information recording medium;
In an objective lens used in an optical pickup device having a photodetector for receiving reflected light from the optical information recording medium,
The objective lens includes a plastic lens having a positive refractive power,
Having a diffraction pattern on at least one surface of the objective lens;
The numerical aperture NA on the optical information recording medium side of the objective lens is
NA ≧ 0.7
While satisfying
The wavelength λ (nm) of the light source is
λ ≦ 500nm
The filling,
A third-order spherical aberration change amount of the objective lens with respect to a wavelength change Δλ1 (nm) within the range of ± 5 nm of the wavelength λ (nm) of the light source is ΔSA2, and the ambient temperature ranges from 20 ° C. to 30 ° C. When the amount of spherical aberration on the third axis of the objective lens with respect to the temperature change ΔT (° C.) is ΔSA1,
(ΔSA2 / Δλ1) * (ΔSA1 / ΔT) <0λrms ² / (° C./nm)
Objective lens characterized by satisfying The third-order spherical aberration change amount ΔSA2 is
ΔSA2 / Δλ1 <0λrms / nm
And the third-order axial spherical aberration change amount ΔSA1 is
ΔSA1 / ΔT> 0λrms / ° C
The objective lens according to claim 1, wherein: When the wavelength change amount of the light source with respect to the temperature change ΔT (° C.) in the range of ambient temperature 20 ° C. to 30 ° C. is Δλ2 (nm),
0 nm / ° C <Δλ2 / ΔT ≦ 0.5 nm / ° C
The objective lens according to claim 1, wherein: The third-order spherical aberration change amount ΔSA1 is
│ △ SA1 / △ T│ ≦ 0.001λrms / ℃
The objective lens according to claim 1, wherein: The wavelength λ (nm) of the light source and the numerical aperture NA on the optical information recording medium side of the objective lens are:
0.00015 / nm ≦ (NA) ⁴ / λ ≦ 40 / nm
The objective lens according to claim 1, wherein: The wavelength λ (nm) of the light source and the numerical aperture NA on the optical information recording medium side of the objective lens are:
10 nm ≦ λ / NA ≦ 1100 nm
The objective lens according to claim 1, wherein the objective lens satisfies the following conditions. When the amount of change in the third-order spherical aberration of the objective lens with respect to a wavelength change Δλ1 (nm) within a range of ± 5 nm of the wavelength λ (nm) of the light source is ΔSA2,
│ △ SA2 / △ λ1 | ≦ 0.10λrms / nm
The objective lens according to claim 1, wherein: When the focal position change amount of the objective lens with respect to a wavelength change Δλ1 (nm) within a range of ± 5 nm of the wavelength λ (nm) of the light source is Δf (μm),
| Δf / Δλ1 | ≦ 200
The objective lens according to claim 1, wherein:   The objective lens according to claim 1, wherein at least one surface of the objective lens is an aspherical surface.   The objective lens according to claim 9, wherein at least two surfaces of the objective lens are aspherical surfaces.   The diffraction pattern has a shape of a plurality of concentric annular zones that are substantially centered on the optical axis, and an optical path difference function that represents the position of each annular zone of the plurality of annular zones includes at least a sixth-order term of a power series. The objective lens according to any one of claims 1 to 10, characterized in that:   The objective lens according to claim 1, wherein the objective lens is a single lens of the plastic lens.   13. The objective according to claim 12, wherein 0.3 ≦ φR / φ ≦ 1.5 is satisfied, where φ is a power at a wavelength λ (nm) of the light source of the objective lens and φR is a refractive power. lens. When the paraxial radius of curvature of the base surface opposite to the optical information recording medium side of the objective lens is r1 (mm), the refractive index of the objective lens is n, and the focal length of refraction is fR (mm). ,
1.0 ≦ r1 / {(n−1) · fR} ≦ 1.2
The objective lens according to claim 12, wherein: When the refractive index change amount of the objective lens with respect to a temperature change ΔT (° C.) in the range of ambient temperature 20 ° C. to 30 ° C. is Δn,
−0.002 / ° C ≦ Δn / ΔT ≦ −0.00005 / ° C.
The objective lens according to claim 12, wherein:   The objective lens according to claim 12, wherein the objective lens is made of any one of an amorphous polyolefin resin, a norbornene resin, and a fluorene resin.   The objective lens according to claim 1, further comprising a flange portion on an outer periphery of the optical function portion of the objective lens.   The objective lens according to claim 17, further comprising a notch in a part of the flange portion.   19. The absolute value of the third-order spherical aberration component of the wavefront aberration is 0.07 λ rms or less within an ambient temperature range of 20 ° C. to 30 ° C. 19. Objective lens.   An optical pickup device comprising the objective lens according to claim 1.

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