KR20010030071A - ｆθ 렌즈 - Google Patents

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KR20010030071A
KR20010030071A KR1020000046105A KR20000046105A KR20010030071A KR 20010030071 A KR20010030071 A KR 20010030071A KR 1020000046105 A KR1020000046105 A KR 1020000046105A KR 20000046105 A KR20000046105 A KR 20000046105A KR 20010030071 A KR20010030071 A KR 20010030071A
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후제게이지
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Abstract

넓은 이차원 주사범위에 걸쳐 높은 fθ 선형성, 텔레센트릭성, 회절 한계의 집광성을 실현할 수 있는 프린트 기판 천공 가공을 위한 이차원 주사 광학계용 fθ 렌즈가 제공된다.
물계측으로부터 차례로 물계측에 볼록의 정 렌즈로 이루어지는 제 1 군과, 물계측에 오목의 부 렌즈로 이루어지는 제 2 군 및, 정 렌즈만의 1성분 또는 물계측으로부터 차례로 정 렌즈와 부 렌즈 또는 정 렌즈와 정 렌즈의 2성분으로 이루어져 전체로서 정의 굴절력을 갖는 제 3 군으로 이루어지고, 상기 제 2 군의 초점 거리를 f2, 상기 제 3 군의 초점 거리를 f3, 전체계의 초점 거리를 f, 전체계의 전측 초점으로부터 후측 초점까지의 거리를 d라고 할 때 다음 (a) 내지 (c)의 조건을 만족하도록 한다.
(a) -2,2≤f2/f≤-0.3
(b) 0.4≤f3/f≤0.9
(c) 1.8≤d/f≤2.4
또한, 각 렌즈의 재질은, 셀렌화아연(ZnSe) 또는 게르마늄(Ge)을 사용한다. 더욱이, 각 렌즈의 적어도 하나를 비구면 렌즈로 하면 설계가 용이하게 되어 매수를 줄일 수 있다.

Description

ｆθ 렌즈{ｆθ Lens}
본 발명은 탄산 가스 레이저의 주사 빔을 집광하여 프린트 기판에 조사하여 고속 천공하기 위한 fθ 렌즈에 관한 것이다. fθ 렌즈라는 개념 자체는 공지되어 있다. 상면(像面)에서의 변위(상 높이; h)가 빔의 입사각(θ)에 비례하여 변한다는 h=fθ의 관계가 있는 렌즈를 칭한다. fθ 렌즈는 지금까지 레이저 프린터, 레이저 COM 시스템(계산기 출력 마이크로 필름 시스템)에 사용되어 왔다. 폴리곤 미러에 의해서 빔을 주사하여 이것을 집광하여 드럼에 조사하기 위해서 사용한다. 프린터용의 fθ 렌즈에 대해서는 이미 몇몇의 발명이 이루어져 있다. 그러나 프린터용의 fθ 렌즈와 본 발명이 대상으로 하는 레이저 가공용의 fθ 렌즈는 크게 다르다. 프린터용 광원은 AlGaAs 등 미세한 반도체 레이저로 파워도 약하고 파장은 짧다. 광 도전체를 설치한 드럼의 전하를 제거하는 것이 목적이므로 텔레센트릭성 (telecentric 性)도 필요하지 않다.
이에 비해 레이저 가공용 광원은 탄산 가스 레이저, YAG 레이저 등이지만 파워는 극히 크다. 레이저 파장은 길다. 구멍 천공의 경우 텔레센트릭성은 불가결하다. 프린터용 fθ 렌즈와 레이저 가공용 fθ 렌즈의 차이에 대해서는 하기에 상세히 설명한다. 본 발명자가 아는 한, 레이저 가공의 분야에서 fθ 렌즈의 개량 등의 발명은 이루어져 있지 않다. 레이저 가공에서 지금까지 fθ 렌즈가 필요한 것과 같은 가공이 이루어져 있지 않기 때문이다. 빔을 집광하기 위한 렌즈나 미러는 다용되지만, 모두 통상의 ftanθ 렌즈이었다. 레이저 가공의 분야에서 신규로 fθ 렌즈가 필요하게 되는 이유를 설명한다.
최근의 전자 기기의 고성능화, 고기능화에 대응하기 위해서, 프린트 기판으로의 부품 장착이 점점 더 고밀도로 되고 있다. 그에 따라, 프린트 기판의 고밀도화, 다층화가 급속하게 진행되고 있다. 프린트 기판의 제조에서는, 미세하고 또한 고속의 천공 가공 기술이 불가결하다. 종래도 현재도 기계적 천공이 주류이다. 미소한 드릴(마이크로 드릴)을 회전시키면서 상하 동작시켜 기계적으로 프린트 기판에 구멍을 뚫는 것이다. 기계적 천공은 드릴이 상하로 작동하여 프린트 기판도 수평으로 상대 운동하기 때문에 천공 속도가 느리다. 게다가 드릴 날을 너무 가늘게 할 수 없기 때문에 100μm 이하의 구멍을 뚫는 것은 불가능하였다. 종래의 마이크로 드릴 가공에서는 곤란하거나 또는 불가능하였던 100μm 이하의 천공 가공 방법으로서, 레이저에 의한 천공 가공이 주목되고 있다. 이것은 기계적으로 기판을 깎는 것은 아니며 고밀도의 광 에너지에 의해서 프린트 기판을 완전하게 달구어 구멍을 뚫는 것이다.
프린트 기판의 레이저 천공의 원리는, 고 반복의 단 펄스 레이저를 X, Y 양축용의 2개의 갈바노 미러(galvano mirror)에서 고속으로 편향하여, 그것을 fθ 렌즈로 프린트 기판상의 목표로 집광, 조사하여 구멍을 뚫는다. 빛에는 질량이 없으므로 관성이 없고 편향 속도는 매우 빠르다. 기계적으로 작동하는 것은 갈바노 미러뿐이다. 갈바노 미러의 관성이 문제가 되지만, 이것은 충분히 가볍게 할 수 있다. 천공 속도가 고속이라는 제 1 장점이 있다. 그것에 더하여 100μm 직경 이하의 미소 구멍도 천공할 수 있다는 장점도 있다.
가공 대상이 되는 재료는, 에폭시, 폴리이미드 등의 수지 재료이다. 또한, 레이저는 탄산 가스 레이저가 주류로 되어 있다. 발진 파장은 통상 10.6μm 이지만, 상기 재료의 가공성의 점에서 9μm 대의 발진 라인을 사용할 수도 있다. YAG 레이저를 사용하는 경우는 1.06μm 이지만, 여기서는 9μm 내지 1O.6μm의 탄산 가스 레이저를 광원으로 하는 경우에 대해서 설명한다. 프린트 기판 천공용 fθ 렌즈는, 절단, 용접 등의 레이저 가공에서 사용되는 통상의 집광용 렌즈(ftanθ)와는 전혀 다르다. 매우 특수한 렌즈이다. 본 발명은 이 프린트 기판 천공 가공에 사용되는 fθ 렌즈에 관한 것이다.
본 발명은 레이저 가공에 사용되는 신규의 fθ 렌즈를 제안하고자 하는 것이다. 종래 기술로서는 fθ 렌즈와, 레이저 가공의 2개가 있다. 양쪽을 설명할 필요가 있다.
레이저 가공이라는 것은 고 출력의 레이저광을 금속, 세라믹, 플라스틱 등에 접촉시켜, 수렴광의 열작용에 의해, 절단, 용접, 열처리 등을 행하는 것이다. 탄산 가스 레이저(CO2)는, 레이저 가공용으로서 가장 널리 보급되어 있는 레이저이다. 그 고출력성(최대 수십 kW)을 살린 절단, 용접 등에 대한 적용이 가장 많다. 레이저 빔을 유도하고, 수렴시키기 위해서 미러나 렌즈 등의 광학 부품이 사용된다. 파장이 긴 적외광을 사용하기 때문에 가시광이나 근적외광용의 재료와는 전혀 다른 재료가 광학 부품으로서 사용된다. 고출력 레이저용의 광학 부품, 특히 레이저를 재료 표면으로 조사하기 위해서 사용되는 집광 광학 부품으로서는 수 kW의 출력까지는 셀렌화아연(ZnSe)제의 렌즈가 적합하게 사용된다. ZnSe는, 적외 영역에서 투과율이 높고, 대단히 흡수율이 낮은 재료이다.
그 외에 갈릴륨규소(GaAs), 게르마늄(Ge) 등의 적외용 광학 재료도 있다. 이들은 모두 10.6μm의 빛에 대하여 저흡수이고 투과형 광학 부품으로서 사용할 수 있다. 그러나 이들의 재료 사이에도 적합한 것과 부적합한 것이 있다. Ge는 10.6μm 광에 대하여 굴절률이 대단히 크므로(n=4) 설계의 자유도가 높다. 다이아몬드 공구에 의해서 절삭할 수 있어 비구면(非救面) 렌즈로 가공할 수 있다. 우수한 재료이다. 그러나 밴드갭이 좁기 때문에 자유 캐리어가 많이 가열되면 빛의 흡수가 급증하여 버린다.
ZnSe는 굴절률은 Ge보다 낮지만(n=2.4), 밴드갭이 넓기 때문에 가열되더라도 빛의 흡수가 그다지 증가하지 않는다. ZnSe는 기계 가공에 의해서 비구면으로 할 수 있다. GaAs(n=3.3)는 굴절률이 높고, 재료를 입수하기 쉽다는 장점이 있다. 그러나 이것은 기계적 수단으로 절삭할 수 없어 비구면 렌즈를 제작할 수 없다. 구면 렌즈는 연마만으로 조형할 수 있다. GaAs의 경우는 구면 렌즈로 할 수 밖에 없다. 이는 광학 설계를 제약한다. 10.6μm 광에 대하여, 구면 렌즈뿐이라면 GaAs라도 제조할 수 있지만, 비구면 렌즈가 필요하게 되면, ZnSe, Ge에 한정된다. 적외 재료는 모두 적외광에 대하여 굴절률이 높기 때문에 가시광용의 렌즈와는 현저하게 다른 점이 있다.
또, ZnSe 등이 저흡수라고 하더라도, 5 kW 이상의 고출력 레이저가 되면 투과형 광학 부품인 렌즈로서는 가열에 견딜 수 없다. 그 경우는 반사형 광학 부품이 이용된다. 집광 광학계로서 예를 들면 축 어긋남 포물면경 등의 반사경이 사용된다. 반사형이면 거의 빛이 내부로 들어가지 않기 때문에 흡수도 적다. 여기서는 레이저 가공용의 렌즈를 문제로 삼기 때문에 미러에 관해서는 설명하지 않는다.
레이저 가공에 사용되는 렌즈는 평볼록 렌즈와 같은 단순한 집광 렌즈이므로통상의 ftanθ 렌즈이다. 그러므로 상의 높이(중심으로부터의 거리)는 반드시 ftanθ가 된다. 레이저 가공의 분야에서 사용되는 것은 통상의 ftanθ 렌즈이다. fθ 렌즈는 필요하지 않았다. 그러므로 레이저 가공 분야에서 fθ 렌즈의 종래 기술로서 예로 들어야 할 것은 아무것도 없다.
레이저 프린터의 분야에서는 fθ 렌즈는 이미 실적이 있다. AlGaAs 레이저의 근적외광(800nm 내지 900nm)을 회전하는 폴리곤 미러로 반사하여 대전한 광전도재료 피복 드럼에 접촉한다. 폴리곤 미러는 정다각형의 단면을 갖는 원주형의 미러에서 등속 회전한다. 드럼 상에서의 주사 속도가 등속이기 위해서는, 반사 빔의 드럼에 있어서의 위치(h)와 폴리곤 미러의 경사각(θ)이 비례할 필요가 있다(h=fθ). 따라서, 프린터용의 집광 렌즈에는 fθ성이 요구된다.
레이저 프린터용의 렌즈와 레이저 가공용의 렌즈에서는 대상으로 하는 빛의 파워나 파장이 전혀 다르며, 작용도 다르다. 그러므로 신규로 제안하는 레이저 가공 fθ 렌즈와, 종래의 프린터용 fθ 렌즈는 다른 것이라고 할 수 있다. 프린터용의 광원은 AlGaAs 반도체 레이저이며 파장은 근적외이다. 빛을 접촉하여 광전도체의 저항을 낮추어 전하를 제거할 뿐이므로 파워는 극히 미약하다. 빔 주사를 위해서는 고속 회전하는 폴리곤 미러가 사용된다. 가시 내지 근적외에서 투명한 석영이나 유리, 투명 플라스틱을 렌즈 재료로 할 수 있다. 이들 가시 근적외 재료는 모두 굴절률이 낮다. 예를 들면 석영은 n=1.4정도이다. 각종 유리도 1.5 내지 1.8로 낮다. 동일한 굴절을 실현하기 위해서 저굴절률 재료는 보다 큰 곡률을 필요로 한다. 보다 큰 곡률을 부여하면 모든 수차(收差)도 변한다. 굴절률은 렌즈 설계에 있어서 중요한 파라미터이다. 마찬가지로 fθ 렌즈라고 하더라도 굴절률이 크게 다르면, 이제 다른 것이라 할 수 있을 것이다. 이하에 프린터, 팩시밀리나 COM 시스템용의 fθ 렌즈의 몇가지의 종래 기술들을 설명한다. 또한, fθ 렌즈에는 여러가지가 개발되어 실용화되어 있지만, 여기서는 본 발명에 관련되는 것으로서 텔레센트릭의 fθ 렌즈를 예로 든다.
① 일본 특개소58-88716호 「고해상력을 갖는 등속도 주사용 렌즈」(발명자; 타까하시사다도시(高橋貞利), 타쯔오까마사미찌(立岡正道), 출원인; 캐논 주식회사)는, 헬륨네온레이저(632.8nm)를 광원으로 한 화상 기록 판독 장치에 사용하는 fθ 렌즈를 제안한다. 목적은 편향기와 주사용 렌즈의 간격을 충분 넓게 잡는 것이다. 재료의 굴절률은 n=1.6 내지 1.8이다. 굴절률이 낮은 유리 렌즈이다. 4개의 군의 렌즈의 집합이며,
제 1 군=물계측(物界側)에 볼록면을 향한 정(正) 렌즈,
제 2 군=물계측에 오목면을 향한 부(負) 메니스커스(meniscus) 렌즈,
제 3 군=2장 이상의 정 렌즈,
제 4 군=물계측으로 오목면을 향한 부 렌즈로 이루어진다.
물계측이라는 것은 물체가 있는 측이라는 것이며 광이 입사하는 측이라는 것이다. 입사측이라는 것도 있다. 반대 개념은 상면측 또는 출사측이다. 정 렌즈라는 것은 광을 수렴시키는 작용(즉 정의 굴절력)이 있는 것이다. 부 렌즈라는 것은 빛을 발산시키는 작용(부의 굴절력)이 있는 것이다. 메니스커스라는 것은 렌즈의 2개의 면 중 하나가 오목면, 다른 한쪽이 볼록면인 것을 말한다. 이 fθ 렌즈는 최저라도 5장의 렌즈의 조합으로 이루어진다. 전초점(前焦点)과 제 1 렌즈의 제 1 면의 거리를 길게 하는 것이 목적의 하나이다. 전초점 내지 제 1 렌즈 제 1 면의 거리(d0)는 초점 거리(f)로 정규화하여 d0/f=0.82 내지 0.91로 되어 있다. 이는 편향기와 렌즈의 거리를 넓히는 목적을 달성하기 위해서이다. 그러나 최후의 렌즈면으로부터 상면까지의 거리(d10)는 짧고, f로 정규화하여 d10/f=0.22 내지 0.26에 불과하다.
② 일본 특개소58-17408호 「등속도 주사용 렌즈」(발명자; 코바야시유우꼬(小林祐子), 출원인; 올림퍼스 광학 공업 주식회사)는, 6장 세트의 렌즈를 제안하고 있다. 굴절률이 1.66인 유리를 재료로 하고 있고, 광원은 632.8nm의 헬륨 네온 레이저이다. 제 1 렌즈=정 렌즈, 제 2 렌즈=부 렌즈, 제 3 렌즈=물체측에 오목면을 갖는 부 메니스커스 렌즈, 제 4 렌즈=물체측에 오목면을 갖는 정 메니스커스 렌즈, 제 5 렌즈=정 렌즈, 제 6 렌즈=정 렌즈이다.
또한 f를 초점 거리, r5를 제 3 렌즈의 물체측 곡률 반경, r9를 제 5 렌즈의 물체측의 곡률 반경, S를 제 3 렌즈의 물체측면으로부터 제 4 렌즈의 상측면까지의 축상 거리로 하고,
-0.3f＜r5＜-O.26f (1)
15.6f≤｜r9｜ (2)
0.27f＜S＜0.31f (3)
로 한다. 치수의 절대값은 그다지 의미가 없기 때문에, 각각의 렌즈의 곡률 반경이나 거리는 전체의 초점 거리(f)로 나누어 나타내는 경우가 많다. 렌즈는 물체측으로부터 차례로 기호(L1, L2…)를 붙인다. 렌즈면도 물체측으로부터 번호(S1, S2…)를 붙인다. 공간 간극, 렌즈 두께는 구별하지 않고 d1, d2,… 등으로 번호를 붙이는 경우가 많다. 이 fθ 렌즈는 제 1, 2 렌즈에 의해서 정의 굴절을 주고 있기 때문에 강한 부의 구면 수차가 발생한다. 부의 구면 수차를 보정하기 위해서 제 3 렌즈의 작용으로 보정한다. 그 때문에 r5에 -0.3f 내지 -0.26f라는 조건이 부과된다. S가 지나치게 크면 상면 만곡이 과대하게 되고, 지나치게 작으면 왜곡 수차가 커지므로 3번째의 S에 관한 조건이 정해져 있다.
③ 일본 특개평4-93910호「텔레센트릭한 fθ 렌즈」(발명자; 오노까쯔아끼(小野克昭), 출원인; 리코 광학 주식회사)는, 4군으로 이루어지는 렌즈계를 제안하고 있다. 굴절률 1.5 내지 1.8의 유리 렌즈를 사용한다. 제 2 군은 물체측에 오목면을 향한 부 메니스커스 렌즈이고, 제 3 군은 물체측에 오목면을 향한 정 메니스커스 렌즈, 제 4 군은 상측 렌즈면이 볼록면인 정 렌즈이다. 전체계의 초점 거리를 f, 제 3 군의 초점 거리를 f3, 제 2 군의 물체측 및 상측의 렌즈면의 곡률 반경을 R3, R4,제 2, 제 3 군간의 축상 공기 간격을 D4,제 3 군 렌즈의 재질의 굴절률을 n3으로 하고,
0.4＜f/f3＜0.95 (4)
-0.3＜R3/f＜-O.2 (5)
-0.4＜R4/f＜-0.3 (6)
0＜D4/f＜0.06 (7)
1.6＜n3
이라는 조건이 필요하다. 제 1 렌즈에는 몇개의 사용 가능한 렌즈가 있다. 물계측에 볼록면을 갖는 부 메니스커스 렌즈, 또는 물계측에 볼록면을 가지는 정 렌즈와, 그의 상측에 접합되어 상측에 오목면을 갖는 부 렌즈, 또는 물계측에 볼록면을 향한 정 렌즈와 상기 정 렌즈의 상측에 배치되어 상측에 오목면을 향한 부 렌즈이다. 굴절률은 1.6 이상이 양호다는 결론을 내고 있지만, 고 굴절률의 재료가 없기 때문에 상한은 1.8 정도에 지나지 않는다.
④ 일본 특공평6-79103호「텔레센트릭 fθ 렌즈」(발명자; 시로타히로유끼(城田浩行), 출원인; 다이닛본 스크린 제조 주식회사)는 레이저 프린터용의 광빔 주사 장치에 사용되는 fθ 렌즈를 제안한다. 5장 세트의 렌즈이다. 광원은 헬륨네온 레이저(632.8nm)와 아르곤 레이저(488nm)이다. 굴절률이 1.5 내지 1.8의 유리 렌즈를 사용하고 있다. 제 1 렌즈=입사측에 오목면을 갖는 정 파워의 메니스커스 렌즈, 제 2 렌즈=입사측에 오목면을 갖는 부 파워의 렌즈, 제 3 렌즈=입사측에 오목면을 갖는 정 파워의 메니스커스 렌즈, 제 4 렌즈=입사측에 오목면을 갖는 정 파워의 메니스커스 렌즈, 제 5 렌즈=입사측은 평면에서 정 파워를 갖는 렌즈이다. 또한 다음 조건을 만족한다.
-0.65＜r1/f＜-0.25 (8)
0.4＜d8/f＜1.16 (9)
1.61＜f5/f＜3.5 (10)
r1은 제 1 렌즈(L1)의 전면(前面)의 곡률 반경, d8은 제 4 렌즈의 후면(後面)과 제 5 렌즈의 전면의 거리, f5는 제 5 렌즈의 초점 거리, f는 전체계의 초점 거리이다.
⑤ 일본 특개소61-30243호「f·θ 렌즈」(발명자; 시부야마사토 (澁谷眞人)) 출원인; 니혼 광학 공업 주식회사)도 레이저 프린터, 팩시밀리의 폴리곤 미러 주사계의 후단에 설치하는 fθ 렌즈를 제안하고 있다. 4군의 렌즈로 이루어진다. 제 1 군은 부 렌즈와 정 렌즈로 이루어져 함께 부의 굴절력을 가진다. 제 2 군은 물계측에 볼록의 메니스커스 렌즈이다. 제 3 군은 상면측에 볼록의 메니스커스 렌즈이다. 제 4 군은 정, 부, 정의 3개의 렌즈로 이루어져 전체로서 정의 굴절력을 갖는다. 합계 7장의 렌즈로 이루어지는 fθ 렌즈이다. 제 2 군 렌즈의 물계측의 면의 곡률 반경을 r5, 제 2 군 렌즈상계측(像界側)의 곡률 반경을 r6, 제 3 군의 물계측의 면의 곡률 반경을 r7, 제 3 군의 상계측의 곡률 반경을 r8, 제 3 군의 렌즈 중심 두께를 d7, 제 1 군과 제 2 군에 의해서 형성되는 입사눈동자로부터 제 3 군 전면까지의 거리를 1로 하고,
｜r8｜＞｜r7｜ (11)
1＞｜r7｜ (12)
1.0≤(｜r7｜+ d7)/｜r8｜＜1.2 (13)
0.8＜r6/r5＜1.1 (14)
렌즈의 재질은 석영, 유리 등이다. 굴절률은 낮고, n=1.4 내지 1.77이다. 광원은 He-Ne 레이저(632.8nm)와 YAG(1064nm)로, 양 파장에 대하여 색 소거되어 있는 것에 특징이 있다. 가시광용의 fθ 렌즈이다. 3개의 렌즈로 이루어져 강한 정의 굴절력을 가지는 제 4 군에 의해서 부의 왜곡 수차를 발생시켜 fθ성을 부여한다. 그 때문에 상면 만곡이 발생한다. 이것을 제 3 군에 의해서 보정하고자 한다. 제 3 군은 빔을 확대하기 위한 것으로 물계측에 오목이다. 상면 만곡 보정을 위해 제 3 군의 렌즈를 동심 원형인 것으로 한다. r7이 오목면, r8이 볼록면이지만, 동심형이라는 것을 식(11)에 의해서 표현한 것이다. 이것은 지나치게 엉성한 조건이다.
그래서 식(13)을 동심형을 정의하기 위해서 이용하고 있다. d7이 제 3 군 렌즈 두께이지만 내반경 r7과 d7을 더한 것이 외반경 r8과 동일{(｜r7｜+d7)=r8;r7은 부, r8은 정}하면 완전히 동심이다. 동심으로부터 2할 볼록측으로의 어긋남을 허용한다는 것이 식(13)의 의미이다.
제 4 군에 의해서 내 코마 수차가 발생한다. 제 3 군에 의해서 외 코마 수차를 발생시켜 코마 수차를 보정하고자 한다. 제 1 군, 제 2 군에 의해서 발생하는 입사눈동자와 제 3 군까지의 거리가 1이지만, 제 3 군의 전면의 곡률 반경(r7)을 이것보다 작게 하여 외 코마 수차를 발생시킨다. 그 조건이 식(12)이다. 제 4 군에 의해서 부의 왜곡 수차가 발생하지만, 이것을 제 2 군에 의해서 보정한다. 그 때문에 제 2 군은 굴절력이 거의 없는(부 렌즈도 정 렌즈도 아니다) 물계측에 볼록의 메니스커스로 한다. 제 2 군의 전반 직경이 r5(정), 후반 직경이 r6(부)이지만, 굴절력이 없다는 것은 r5=｜r6｜으로 나타난다. 여기에 O.8 내지 1.1의 폭을 붙여, 굴절력이 없는 제 2 군이라는 것을 표현한 것이 식(14)이다.
⑥ 일본 특허 제2558255호 「텔레센트릭 f·θ 렌즈」(발명자;하마다민챠(濱田明佳), 출원인; 미놀타 주식회사)는 레이저 빔을 회전 폴리곤 미러로 주사하는 레이저 COM 시스템의 fθ 렌즈를 제공한다. 프린터의 경우는 초점 거리가 200mm 내지 400mm로 길지만, 레이저 COM의 경우는 초점 거리가 50mm 정도로 짧다. 5군의 렌즈 세트로 이루어지는 fθ 렌즈이다. 제 1 군은 1장 이상의 부 렌즈, 제 2 군은 1 내지 2장의 정 렌즈, 제 3 군은 1장 이상의 정 렌즈, 제 4 군은 3장 이상의 렌즈, 제 5 군은 사지털(sagittal) 방향으로 굴절력이 큰 애너모픽(anamorphic) 렌즈로 이루어진다. 광원은 He-Ne 레이저의 632.8nm 이다. 굴절률은 n=1.5 내지 1.8이다. 재료는 유리이다. 5군으로 이루어져 최소 매수는 7장이 되지만, 실시예로서 예를 들고 있는 것은, 11장 렌즈, 10장 렌즈, 9장 렌즈, 8장 렌즈이다.
0.4＜-βs＜0.8 (15)
0≤fM/rA＜1 (16)
0.6＜fM/rB＜1 (17)
0≤-fM/rC＜1 (18)
0.4＜fM/dD＜0.6 (19)
βs는 전체계의 사지털측 배율이다. rA는 제 1 군 부 렌즈의 상계측 곡률 반경, rB는 제 3 군 정 렌즈의 물계측 곡률 반경, rC는 제 4 군에 존재하는 메리디오널 (meridional)측 부 렌즈의 물계측 곡률 반경이다. dD는 렌즈 전체의 축상 거리이다. fM은 전체계의 메리디오널측의 초점 거리이다. 메리디오널측 배율보다도 사지털 배율쪽이 크도록 제 5 군의 애너모픽 렌즈(원주 렌즈)를 사용하고 있다.
제 3 군, 제 4 군의 렌즈에도 애너모픽면을 형성해도 된다고 언급하고 있다. 메리디오널측의 배율(βM)은 실시예에 있어서는 모두 0으로 되어 있다. 이것은 제 5군에 애너모픽 렌즈를 사용하고 있기 때문이다. 이것은 일차원 주사라는 한정된 목적에 일치하도록 5군이나 3군 4군에 원주 렌즈를 사용하고 있는 것이다. βM=0이라는 것이 특징이다. 회전 비대칭의 렌즈를 사용하기 때문에 이차원 주사의 경우는 물론 사용할 수 없다.
⑦ 특허 제2576095호 「텔레센트릭 f·θ 렌즈」(발명자; 하마다민챠(濱田明佳), 출원인; 미놀타 주식회사)는, 폴리곤 미러에서 일차원 주사되는 빔을 집광하기 위한 4군의 렌즈군으로 이루어지는 fθ 렌즈를 제안하고 있다. 레이저 C0M에 사용되는 fθ 렌즈이다. 축상 거리를 dD로 하고, 전체의 초점 거리를 f로 한 경우, 종래의 것은 f와 dD가 거의 동일한 길이이기 때문에 폴리곤 미러까지의 거리를 충분히 얻을 수 없다는 것을 문제로 한다. 그리고, f/dD가 O.4 내지 0.7이 되는 fθ 렌즈를 제공하고자 하고 있다. 제 1 군은 1장 이상의 부 렌즈를 포함한다. 제 2 군은 1장 내지 2장의 정 렌즈로 이루어진다. 제 3 군은 물계측에 볼록면을 향한 정의 단 렌즈로 이루어진다. 제 4 군은 정,부,정의 3장 렌즈, 또는 정,정,부,정의 4장의 렌즈로 이루어진다. 최소 매수는 6장이다. 실시예는 9장이 1예, 8장이 4예, 7장이 7예, 6장이 4예이다.
0≤f/rA＜1 (20)
0.6＜f/rB＜1 (21)
0≤-f/rC＜1 (22)
0.4＜f/dD＜0.7 (23)
라는 조건이 부과된다. rA는 제 1 군 부 렌즈의 상계측의 곡률 반경, rB는 제 3 군 단 렌즈의 물계측 곡률 반경, rC는 제 4 군에 1장 존재하는 부 렌즈의 물계측 곡률 반경이다. dD는 축상 거리, f는 전체 렌즈계의 초점 거리이다. 큰 왜곡 수차를 발생시켜 fθ 성을 발휘시키기 위한 조건이 식(20)이다. 식(20)에 의해서 왜곡 수차가 크게 나타나기 때문에 비점 수차, 왜곡 수차를 보정하는 것이 식(21)이다. 식(22)는 다른 렌즈에서 발생한 구면 수차와 코마 수차를 보정하는 조건이다. 식(23)은 본 발명의 목적에 따르는 것으로 렌즈와 상면, 렌즈와 주사계의 거리를 길게 하기 위한 것이다.
이와 같이 fθ 렌즈에 대해서 다수의 제안이 이루어져 있지만, 모두 가시광, 근적외광이 대상이다. 레이저 프린터의 폴리곤 미러의 후단에 놓여져 AlGaAs 반도체 레이저 빔 주사용으로 사용된다. 단 이들의 공보에 기재되어 있는 실시예는 헬륨 네온(632.8nm)이나 아르곤 가스 레이저(488nm)로 실험하고 있지만, 기체 레이저의 가시광쪽이 실험이 용이하기 때문이다. 실제의 용도는 AlGaAs 레이저의 빔주사가 많을 것이다. 파장은 짧게 600nm 내지 900nm 이다. 렌즈는 각종의 유리이다. 이 파장 영역에는 굴절률이 높은 것이 없기 때문에 1.5 내지 1.8 정도의 저굴절률 재료를 사용하고 있다. 또한 파워는 약하여 1 mW 이하이다. 대전한 광전도체에 빔을 주사하여 대전을 해제할 뿐이므로 텔레센트릭성은 반드시 필요 없지만, fθ 선형성 향상이나 초점 맞춤 오차의 영향 저감 등을 위해, 여기서 예를 든 6개의 종래 기술은 모두 텔레센트릭 fθ 렌즈로 되어 있다. 또한 렌즈와 상면의 거리는 프린터의 경우 짧아도 지장이 없다.
본 발명은 프린트 기판의 천공을 드릴 천공보다도 고속으로 하기 위해서 레이저 빔으로 천공하고자 한다. 그 때문에 레이저 빔을 이차원 주사하여 기판에 접촉시킨다. 프린트 기판에 접촉하여, 그 부분을 수직으로 완전히 달구어 구멍을 뚫는다. 가는 구멍을 뚫는 것이므로 집광하지 않으면 안된다. 주사와 집광의 전후관계에 2가지가 있다.
주사보다 먼저 집광하는 것도 가능하다(집광+주사). 주사된 빔을 집광하는 것도 가능하다(주사+집광). 간단히 절단, 용접 등의 레이저 가공이면 집광한 빔을 주사하는 것도 가능하다. 이 경우 어떠한 렌즈나 미러를 사용하더라도 빔은 피가공물의 면과 수직으로 되지 않는다. 또한, 상면은 평탄하지 않다. 반대로 주사한 후에 집광하는 것도 가능하다. 이 경우 통상의 ftanθ 렌즈를 사용하면 주사각과 빔 편향 거리가 비례하지 않고, 통상은 텔레센트릭이 아니다. 절단, 용접 등이면 그것으로도 양호하다.
그러나 등간격으로 수직의 미소 구멍을 뚫는 경우는 빔의 수직성이 필요하다. 텔레센트릭성이 필요하다고 할 수 있다. 더욱이 주사각과 빔편향 거리(h)가 비례하고 있는 쪽이 적합하다. 그러므로 레이저 빔에 의해서 등간격으로 구멍을 뚫는 경우, 주사+집광계로서도, 종래의 ftanθ 렌즈는 집광 렌즈로서 도움이 되지 않는다. 레이저에 의한 미소 구멍 천공의 집광 렌즈로서 fθ 렌즈가 필요하다. fθ 렌즈의 새로운 용도이다. 텔레센트릭성이 fθ 성보다도 중요하다고도 말할 수 있다. 레이저 가공용 fθ 렌즈는 신규인 것이므로, 필요한 성능, 작용 등이 이해되어 있지 않다. 따라서 필요로 되는 성능을 미리 설명한다.
[1. fθ성]
프린트 기판 가공에 사용되는 fθ 렌즈의 제 1 의 특징은, 그 명칭과 같이, fθ성, 즉 레이저의 입사 각도(θ)에 비례하여 초점면(가공 재료의 표면)상에서 초점이 이동하는 것이다. 여기서 f는 렌즈의 초점 거리이다. 결국 갈바노 미러로 편향된 레이저광이 입사 각도(θ; 라디안)로 렌즈에 입사할 때, 초점의 위치(광축으로부터의 높이; h)가,
h=fθ (24)
로 되는 것을 의미한다. 즉 h와 θ의 관계가 선형이다.
통상의 평볼록 렌즈의 경우 그 관계는,
h=ftanθ (25)
가 된다. 관계는 극히 단순하지만, h와 θ의 관계가 선형이 아니다. 카메라용 등의 결상(結像) 렌즈에서는 ftanθ성이 중요하다. ftanθ 관계로부터의 어긋남을 왜곡 수차라고 한다. 이 관점에 놓이면 fθ 렌즈는 의도적으로 부의 왜곡 수차(θ＜tanθ 이므로)를 갖게 한 렌즈라고 말할 수 있다.
상기의 식(24)으로부터, h=h1의 위치에 구멍을 뚫는 경우에, fθ 렌즈에서는
θ1=h1/f (26)
의 입사 각도가 되도록 갈바노 미러를 흔들지만(흔들림 각을 α로 하면, α=θ1/2), 평볼록 렌즈에서는,
θ1=tan-1(h1/f) (27)
의 입사 각도로 하지 않으면 안된다. 결국 상면에서의 중심으로부터의 거리(h1)와 흔들림각(θ1)의 사이에 정비례 관계가 없다. h1를 상면에서 등간격으로 변화시키고자 하는 경우, 흔들림 각(θ)은 등간격으로 흔들려서는 안되게 된다. 중심 부근에서 크게 주변부에서 작게 흔들 필요가 있다. 이것은 갈바노 미러 구동계를 연구하여 실현할 가능성은 있다. 그러나 그만큼으로서는 충분하지 않다. 또한, 폴리곤 미러로 편향하는 경우는 큰 문제가 될 수 있다. 결국 평볼록 렌즈의 경우 f-θ 비선형이라는 난점이 있다.
갈바노 미러로 빔을 등각속도로 흔드는 것과 같은 경우 fθ 렌즈는 탁월한 장점이 있다. 갈바노 미러의 각속도(ω=dα/dt)가 일정하면, fθ 렌즈에서는 초점의 상면에서의 이동 속도(v)는,
v=dh/dt=f dθ/dt=2 f dα/dt=2fω (28)
가 되어 일정하게 된다. 이것이 fθ 렌즈의 장점이다.
평볼록 렌즈에서는 h와 θ의 사이의 선형성이 없기 때문에 이러한 단순한 관계가 아니다.
v=dh/dt=fsec2θ dθ/dt=2fsec2θ dα/dt=2fωsec2θ (29)
이미 설명한 바와 같이, fθ 렌즈는, 레이저 프린터 등의 빔주사에 없어서는 안되는 렌즈로 되어 있다. 그 이유는 상기한 바와 같은 미러의 흔들림 각(θ)과 이동 거리(h)의 선형성에 있다.
레이저 프린터의 빔 편향은 대부분은 폴리곤 미러가 사용되고 있다. 이것은 정다각형의 기둥체이다. 요동이 아니라 회전한다. 폴리곤 미러의 각속도(ω)는 일정하다. 따라서 렌즈에 들어가는 빔의 입사 각도의 시간 변화가 일정하게 된다. 일정 속도로 드럼 표면을 길이 방향으로 빔주사하기 위해서는, fθ 렌즈가 필요하게 된다. 그 때문에, 레이저 프린터 등의 빔주사 광학계에서는 fθ 렌즈가 사용되고 있다. 레이저 프린터용의 fθ 렌즈는 이미 제조 판매되고 있다. 앞절에서 종래 기술로서 몇개인가를 이미 설명하였다.
여기서 문제로 삼는 것은 레이저 천공이다. 레이저 빔을 반사하는 것은 폴리곤 미러가 아니고 갈바노 미러이다. 갈바노 미러는 회전하는 것이 아니고 왕복 요동한다. 갈바노 미러는 각속도를 일정하게 하여 흔들림 각을 제어하는 것은 아니다. 각도 제어는 임의성이 있다. 각속도도 여러가지로 할 수 있다. 식(27)을 만족하도록 갈바노 미러를 요동할 수 있다. 그러면, 렌즈의 fθ성은 필요없는가?라면 그렇지 않다.
일차원 주사의 레이저 프린터의 경우와는 달리, 프린트 기판 가공에서는, 2개의 갈바노 미러에 의해 이차원 주사가 행해진다. 이차원 주사라는 것이 일차원 주사의 경우와 비교하여 문제를 보다 곤란한 것으로 하고 있다. 2개의 갈바노 미러는, 각각이 간섭하지 않도록(접촉하지 않도록) 일정한 거리를 두고 배치된다.
따라서 갈바노 미러에 의한 이차원 주사의 경우, 빔의 편향점이 2개 있게 된다. 그 때문에, 일차원 주사와는 다른 이차원적인 왜곡, 즉 위치 결정 오차가 생긴다. 이것은 약간 이해하기 어렵지만 다음과 같은 것이다. 이차원 주사라고 하더라도 일점에서 미러가 이차원 방향(X, Y)으로 독립으로 굴곡된다면 그것에 대향하는 평면에는 정방형상의 주사 영역을 그릴 수 있다. 그러나 실제로는 X 방향의 편향 빔을 Y 방향으로 더 편향시키기 때문에, X 방향의 편향 위치에 의해서 Y 방향의 편향 범위가 변해간다. X, Y 방향 독립된 빔 편향을 하면 대향하는 평면에 투영된 주사 영역은 정방형이 되지 않는다. X 방향으로는 팽창하고 Y 방향으로는 수축하는 것과 같은 변형을 한다. 이것이 위치 결정 오차이다.
프린트 기판 가공기에서는, 그 위치 결정 오차를 보정하도록 갈바노 미러의 각도가 제어된다. 결국 한쪽의 편향각에 의해서, 다른쪽의 편향각을 조정하고, 조작 영역이 정방형이 되도록 수정한다. 갈바노 미러의 요동각(흔들림 각θ)을 고속으로 조정하여 위치 결정 오차를 갈바노 미러로 보정할 수 있다. 요구되는 위치 결정 성능은 예를 들면 천공 속도가 매초 500점 이상, 오차 ±20μm 이하와 같은 엄격한 것이다. 극히 고속으로 또한 고정밀도가 요구된다. 그 보정 제어상, 렌즈의 fθ성, 즉, 흔들림 각과 위치의 선형성(h=fθ)이 중요하게 되는 것이다.
결국 식(27)과 같이 갈바노 미러를 비선형으로 요동시킬 수는 없지만 위치 결정 오차를 보정하기 위해서도 갈바노 미러 운동을 미세 조정하지 않으면 안된다. 양자를 갈바노 미러 운동에 의해서 고속으로 보정한다는 것은 어렵다. 그러므로 렌즈에 fθ 성이 있는 쪽이 양호하다. 렌즈가 fθ 성을 가지면 갈바노 미러는 위치 결정 오차 보정만을 행하면 되는 것이다. 결국 렌즈의 fθ성은 갈바노 미러 제어계의 부담을 경감할 수 있다.
[2. 텔레센트릭성]
제 2 특징은 텔레센트릭성이다. 이것이 오히려 중요한 성질이다. 프린트 기판 등 피가공물은 10μm 이상의 두께를 가지고 있다. 피가공물의 표면과 하면에서 같은 위치에 구멍이 똑바르게 관통하고 있지 않으면, 각 면에 있는 배선의 접속이 잘 되지 않는다. 결국 면에 수직인 구멍을 뚫지 않으면 안된다는 것이다. 수직인 구멍을 뚫기 위해서는, 레이저 빔이 가공물 표면에 대하여 수직으로 조사되는 것이 필요하게 된다. 그것을 위해서는 fθ 렌즈로부터의 출사광 빔은, 입사 각도(θ)에 관계없이, 초점면(상면)의 소정의 위치에 초점을 연결하는 경우에도 광축에 평행한 수렴광으로 되어 있는 것이 요구된다.
이와 같이 출사빔이 도처에서 광축에 평행한 것을 텔레센트릭성이라고 한다. 그것을 위해서는 상면보다도 렌즈가 큰 것이 필요하다. 텔레센트릭성은 렌즈의 대형화를 요구한다. 출사빔의 광축 평행으로부터의 어긋남을 텔레센트릭 에러라고 칭한다. 초점면(상면) 수직으로부터의 어긋남이라고 해도 된다. 프린트 기판 가공에서는, 텔레센트릭 에러로서 예를 들면 6도 이하인 것이 요구된다. 이 에러값은 일차원 주사로 생각하면 매우 큰 값이다. 그러나, 후술하는 바와 같이 2개의 갈바노 미러에 의한 이차원 주사로서는 완전 텔레센트릭은 있을 수 없기 때문에, 6도 이하로 하는 것은 큰 곤란성을 가지고 있다.
한편 레이저 프린터에서는 대전되어 광 도전체 드럼의 표면에 빔을 조사하여, 토너가 부착되는 영역으로 하지 않는 영역을 도트로 제작한다. 구멍을 뚫는 것이 아니기 때문에 텔레센트릭성은 불필요하다. 텔레센트릭 fθ 렌즈가 사용되고 있을 리는 없다(종래예에 있음). 단, 이들은 주로 fθ 선형성의 점에서의 유리성을 이용하고 있는 것에 지나지 않는다(일반적으로 텔레센트릭의 쪽이 fθ 선형성이 높다).
갈바노 미러, fθ 렌즈를 사용하는 주사식 레이저 마커도 기본적으로는, 재료 표면으로의 마킹이다. 그러므로 상기 fθ 렌즈는 텔레센트릭성이 없다. fθ성만을 가지는 렌즈이다. 일반적으로 텔레센트릭성의 렌즈는 대형으로 되어 설계도 어렵다. 프린트 기판 레이저 가공용의 렌즈는 텔레센트릭성은 불가결하여 fθ성도 요구된다는 어려운 대형의 렌즈인 것이다.
[3. 회절 한계 집광성]
제 3 특징은 이 렌즈가 회절 한계의 집광성을 가지지 않으면 안된다는 점이다. 이것도 이해하기 어려운 조건이다. 미소 구멍을 뚫기 때문에 집광 스폿 직경은 작을 수록 좋다. 무한소의 직경의 빔을 프린트 기판에 접촉하면 미소한 구멍을 뚫을 수 있다. 기하 광학적으로는 집광점에 구멍 위치를 맞추어서 무한소 스폿 직경이 되도록 하더라도 빛에는 회절이 있기 때문에 스폿 직경은 무한소가 되지 않는다. 회절은 파장(λ)이 클 수록, 초점 거리(f)가 클 수록 현저하다. 반대로 입사 빔 직경(B)이 굵을 수록 회절 효과를 내기 어렵다. 기하 광학적으로는 0이지만 회절 때문에 스폿 직경이 유한하게 되지만 그 최소의 스폿 직경을 회절 한계의 스폿 직경(b)이라고 한다. 예를 들어, 입사 빔이 이상적인 가우스 분포의 강도를 가지면, 그 집광 스폿 직경(b)은,
b=4λf/πB (30)
으로 주어진다.
여기서, 가우시안 빔의 빔 직경은 중심 강도의 e-2의 강도로 저하하는 위치를 빔 직경으로서 직경(B)을 정의한다. 렌즈에 의해서 좁힐 수 있는 최소의 빔 직경이 회절 한계 스폿 직경(b)이다. 렌즈에 따라서는 그 이하로 할 수 없는 한계의 빔 확장이라는 것이다. 이러한 성질은 지금까지의 레이저 프린터용 fθ 렌즈, 레이저 마커용 fθ 렌즈에 그다지 요구되지 않았다. 이것은 용도에 의존한다. 또한, 사용되는 레이저의 파장, 렌즈의 초점 거리, 요구되는 집광 스폿의 사이즈, 주사역 내에서의 그 분산 등과 관련한다. 종래의 fθ 렌즈는, 레이저 천공 가공에서 요구되는 것과 같은 높은 집광성이 요구되고 있지 않았다.
레이저 구멍 천공 가공 렌즈에 어떻게 하여 회절 한계의 집광성이 없으면 안되는가? 라는 것을 설명한다. 그것은 구멍 가공 정밀도의 엄격한 요구 때문이다. 프린트 기판 가공의 구멍 직경의 미소화와 동시에, 주사 영역 내에서의 구멍 직경의 분산이 작은 것(수% 이하 등), 구멍의 진원도가 높은 것(예를 들면 95% 이상)이 요구된다. 또한, 상면이 극히 완전한 평면에 가까운 것, 즉 상면 만곡이 작은 것(flat field)도 프린트 기판 천공 가공용 fθ 렌즈에 요구되는 중요한 특성이다. 상면이 평탄하지 않으면 주사 영역내의 구멍 직경 분산이 커져 버린다.
프린트 기판 천공 가공용 fθ 렌즈의 주된 사양에 대하여 설명한다. 초점 거리는 60 내지 120mm 정도이다. 주사 영역은 30mm×30mm(대각선 길이 42.4mm) 내지 50mm×50mm(대각선 길이 70.7mm)로서 상당히 넓다. F 넘버(f/D)는 2 내지 6으로 밝게 되지 않으면 안 된다. 또한, 축외에서도 케라레(vignetting)가 있어서는 안된다.
케라레라는 것은 렌즈의 주변에서 렌즈 테두리에 차단되고 그만큼 광량이 감소하는 것을 말한다. 카메라 등에서는 주변으로부터의 광량 감소나 해상력 저하가 문제가 되지 않는 레벨로 케라레가 허용되지만, 천공 가공용 렌즈에서는 케라레가 없는 것이 조건이 된다. 결국 빔이 입사하는 범위 모두를 커버할 수 있는 넓은 면적의 렌즈를 제조하지 않으면 안된다.
탄산 가스 레이저이므로 파장이 9μm 내지 1O.6μm 로서 길다. 렌즈와 피가공물(프린트 기판)의 거리를 길게 잡을 필요가 있으므로, 초점 거리(f)도 길어진다(60 내지 120mm 정도). 식(30)의 분자의 λf가 커진다. 그래서 최소 스폿 직경(b) 그 자체가 커져 버린다. 그런데 구멍 직경은 점점 작아져 정밀도 요구는 엄격하다. 그 때문에 F 넘버가 작아서 밝은 렌즈로 하지 않으면 안 된다.
또한, 레이저광의 입사각(θ)에 의존하지 않고, 모든 위치에서 회절 한계의 집광성이 얻어진다는 것이 요구된다. 그것에는 모든 수차(구면 수차, 코마 수차, 비점 수차, 상면 만곡)가 양호하게 보정된 렌즈로 하지 않으면 안된다. 이것은 대단히 어려운 요구이다. 상기의 평볼록 렌즈에서는 이와 같이 넓은 주사 영역에 있어서 회절 한계의 집광성을 갖는 것은 불가능하다. 또한 레이저 프린터나, 마커용의 fθ 렌즈도 회절 한계의 집광성으로는 되어 있지 않는 것이 대부분이다.
[4. 입사측 작동 거리가 긴 것]
프린트 기판 가공용 fθ 렌즈에 요구되는 특징으로서는, 상기 외에, 다음과 같은 것도 있다. 종래의 프린터용 미러는 빔을 일차원 주사할 뿐이다. 일차원 주사이면 fθ 렌즈의 전측 초점의 위치에 폴리곤 미러나 갈바노 미러와 같은 편향 수단을 하나 설치하면 좋다. 그래서 편향각(θ)에 관계 없이 텔레센트릭성이 달성된다. 그러나 문제로 하는 프린트 기판 가공용 미러는 빔을 이차원 주사한다. 프린트 기판 가공은 이차원 주사이기 때문에 편향 수단이 직교 방향으로 2개 필요하다. 예를 들면 편향용의 갈바노 미러를 2개 사용할 필요가 있다. 결국 편향점이 2개 있다. 2개의 미러간의 거리는 미러가 간섭하지 않도록 충분한 거리를 취할 필요가 있다. 그러므로 원리적으로도 X, Y 양 방향에서 완전한 텔레센트릭성을 얻을 수는 없다.
그래서 통상은 전측 초점을 사이에 두고 2개의 갈바노 미러를 배치한다. 결국 2개의 갈바노 미러의 중간에 전측 초점이 오도록 한다. 그렇게 함으로써 X 방향, Y 방향의 각각에 가능한 한 텔레센트릭 에러를 작게 하도록 하고 있다. 전측 초점이라는 것은 그것에 점광원을 두면 렌즈를 통과한 빔이 축에 평행한 빔으로 되는 점이라는 것이다. 평행 빔을 입사하면 렌즈를 투과하여 일점에 수렴하지만 그 점을 후측 초점이라고 한다. 또는 전초점, 후초점이라고도 한다. 하나의 갈바노 미러는 전측 초점으로부터 물계측에, 또 하나의 갈바노 미러는 전초점으로부터 렌즈측에 배치하여, X, Y 방향에 텔레센트릭성으로부터의 벗어남을 균일하게 배분하고 있다.
그 때문에, 레이저 천공 가공용 fθ 렌즈에서는, 2개의 편향 수단을 배치하기 위해서, 전측 초점으로부터 렌즈 마운트의 입사측 단면까지의 거리(여기서는 입사측 작동 거리라고 부른다)를 충분히 크게 하는 것이 요구된다. 예를 들어, 그 거리는 렌즈의 초점 거리의 0.3 내지 0.6배 만큼이나 필요하게 된다(초점 거리 f=100mm에서 30 내지 60mm).
[5. 출사측 작동 거리가 긴 것]
레이저 가공으로 피처리물에 구멍을 뚫으면 파편이나 재(灰) 성분이 날아와 렌즈를 더럽힐 우려도 있다. 프린트 기판 가공시에 가공물로부터 날아오는 이물에 의한 렌즈의 오염이나 손상을 저감하지 않으면 안된다. 그 때문에 렌즈 마운트의 출사측 단면으로부터 상면까지의 거리(여기서는 출사측 작동 거리라고 부른다)를 크게 취할 필요가 있다. 예를 들면, f=100mm에 대하여, 70 내지 100mm의 출사측 작동 거리를 요한다.
그러나 입사측 작동 거리와 출사측 작동 거리의 증대는 통상, 상반하는 관계에 있다. 입사측 작동 거리를 크게 하면 출사측 작동 거리는 작아지고, 출사측 작동 거리를 크게 하면 입사측 작동 거리는 작아진다. 그 한계는 렌즈의 구성으로 결정된다. 상술한 요구로부터, 출사측 작동 거리, 입사측 작동 거리 모두 가능한 한 크게 할 수 있는 렌즈 구성이 필요하게 된다.
[6. 복잡한 수차를 보정할 필요성]
2개의 갈바노 미러가 일정 거리를 두고 배치되어 빔이 이차원 주사되기 때문에 렌즈계에서 생기는 모든 수차는 극히 복잡한 양상을 띤다. X축상, 또는 Y축상의 주사만을 생각하는 경우에는, 렌즈계는 회전 대칭계이기 때문에 취급은 종래와같이 일차원 주사로 양호하다. 그러나, X, Y 양 성분을 포함하는 주사(예를 들면 대각 방향 등)의 경우는, X, Y의 편향점이 다르기 때문에 렌즈계는 이제는 회전 대칭계가 아니게 된다. 그 때문에, 렌즈계에서 생기는 여러가지 수차는, 회전 대칭이 아니게 되어 취급이 복잡하게 된다.
수차를 보정하기 위해서 복수의 렌즈를 조합시키는 것이 종래부터 이루어진다. 레이저를 광원으로 하기 때문에 굴절률 분산(dn/dλ)에 의한 색 수차의 문제는 아니다. 그러나 단색광이라도 여러가지의 수차가 있을 수 있다. 구면 수차, 비점 수차, 코마 수차, 상면 만곡 등이다.
구면 수차라는 것은 광축상의 물체로부터 나온 광선이 광축과 이루는 각도 (u; 또는 렌즈에 입사하는 광선의 높이)에 의해서 광축상의 다른 점에 상을 형성한다는 것이다. 구면 수차가 있는 경우, 근축 광선(u→0)에 의한 초점과, 축으로부터 떨어진 광선에 의한 초점은 일치하지 않는다. 볼록 구면 렌즈의 경우, 근축 광선에 의한 초점이 가장 먼 축으로부터 이격된 광선에 의한 초점은 렌즈에 가깝다. 이 수차는 광축외에 물체가 존재하는 경우에도 동일한 양만 발생한다.
비점 수차라는 것은 물점(物点)이 광축상에 없는 경우에 물점과 광축을 포함하는 면(메리디오널면)에 포함되는 광선(자오 광선 또는 메리디오널 광선; meridional rays)이 만드는 상의 위치와, 물점과 광축을 포함하는 면에 직각인 면(사지털면)에 포함되는 광선이 만드는 상의 위치가 다르다는 것이다. 메리디오널 초점과 사지털 초점이 엇갈린다고 해도 좋다. 또한, 메리디오널 상면의 만곡과 사지털 상면의 만곡의 차라고도 간주할 수 있다. 메리디오널면과 사지털면에서 렌즈의 곡률이 다르므로 수렴점이 다른 것이다.
코마 수차라는 것은, 사지털 면에 대하여 비대칭으로 광선이 다른 높이로 상면과 교차한다는 것이다. 축외의 물체점(p)으로부터 나온 주 광선(렌즈 중심을 통과하는 광선)이 만드는 상을 P라고 한다. 광축에 직각으로 P를 통과하는 면을 상면(Q)이라고 부른다. 주 광선에 대하여 일정 꼭지각(u)을 가지는 원뿔형 빔이 굴절하여 상면(Q)을 절단하는 점이 P가 아닌 경우 코마 수차가 있다고 한다. 원뿔형 빔이 굴절하여 Q면과 교차하는 선은 근사의 범위에서는 원이 된다. 꼭지각(u)을 파라미터로서 상면(Q)에 교차선을 몇번이나 기록할 수 있다. 교차선의 집합은 P를 꼭지점으로 하는 60도의 부채형에 내접한다. 부채형이 P점보다 외측에 있을 때 외측 코마라고 한다. 부채형의 넓이가 P점보다 안쪽일 때 내측 코마라고 한다.
상면 만곡이라는 것은 넓이를 가진 평면 물체의 상이 축방향으로 일그러져, 평면으로 되지 않거나 오목면이 되거나 볼록면으로 되는 만곡을 말하는 것이다. 또, 상의 일그러짐, 왜곡이라는 것은, 예를 들면 정방형 물체의 상의 근처가 요철곡선이 되도록 상면 상에서 일그러지는 것이다. 이와 같이 수차에는 몇개의 종류가 있다. 일차원 주사의 경우는 빔은 소정의 자오면만을 움직이므로 수차도 비교적 단순하다.
이차원 주사의 경우 빔은 소정의 자오면만을 움직이는 것은 아니다. 그 때문에 수차는 매우 복잡하게 된다. 예를 들면 왜곡은, 소위 통형, 실패형과 같은 단순한 형식에서는 없어진다. 이것이 갈바노 미러의 각도 보정을 복잡화한다. 또한 상면 만곡도 오목면 또는 볼록면의 회전대칭인 만곡으로는 되지 않는다. 특히 대각 방향의 단부에서 극단으로 상면이 뒤집히는 경우가 있다. 이와 같이, 이차원 주사용의 fθ 렌즈는 일차원 주사의 fθ 렌즈의 경우보다도 여러가지 수차의 보정이 어렵다. 이것이 프린트 기판 천공용 fθ 렌즈의 설계를 한층 더 곤란하게 한다.
본 발명은 이들 프린트 기판 천공 가공의 이차원 주사 광학계용 렌즈로서 요구되는 여러가지 조건을 만족하고, 넓은 주사 범위에 걸쳐 높은 fθ 선형성, 텔레센트릭성, 회절 한계의 집광성을 실현할 수 있는 fθ 렌즈를 제공하는 것을 목적으로 한다.
상기의 목적을 달성하기 위해서 본 발명자는, 물계측으로부터 차례로, 물계측에 볼록의 정 렌즈로 이루어지는 제 1 군과, 물계측에 오목의 부의 렌즈로 이루어지는 제 2 군 및, 전체로서 정의 굴절력을 갖는 제 3 군으로 이루어지며, 상기 제 3 군은 정 렌즈만의 1성분, 또는 물계측으로부터 차례로 정 렌즈와 부 렌즈, 또는 정 렌즈와 정 렌즈의 2성분을 갖는 것을 특징으로 하는 fθ 렌즈를 발명하였다.
더욱이, 상기 제 2 군의 초점 거리를 f2, 상기 제 3 군의 초점 거리를 f3, 전체계의 초점 거리를 f, 전체계의 전측 초점으로부터 후측 초점까지의 거리를 d로 할 때 다음 (a) 내지 (c)의 조건을 만족하도록 한다.
(a) -2.2≤f2/f≤-0.3 (31)
(b) 0.4≤f3/f≤0.9 (32)
(c) 1.8≤d/f≤2.4 (33)
또한, 각 렌즈의 재질은, 셀렌화아연(ZnSe) 또는 게르마늄(Ge)을 사용하는 구면 렌즈의 경우는 갈릴륨비소(GaAs)를 사용할 수 있다. 더욱이, 각 렌즈의 하나 이상을 비구면 렌즈로 하면 양호하다. 비구면 렌즈는 ZnSe, Ge를 재료로 하여 다이아몬드 공구로 절삭 가공한다. ZnSe, Ge는 다이아몬드 공구로 절삭할 수 있지만, GaAs는 절삭할 수 없다.
도 1은 G1은 제 1 군, G2은 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3, L4는 렌즈 부호이며, 3개의 평행선으로 평행 빔을 나타내며, 평행 빔이 상면에서 한점에 집광되는 제 1 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 2는 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm에 상당), 횡축은 구면 수차의 크기인, 제 1 실시예의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 3은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 도시하며, 그 차이가 비점 수차인, 제 1 실시예의 fθ 렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 4는 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 제 1 실시예의 fθ 렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 5는 G1은 제 1 군, G2은 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3, L4는 렌즈 부호인, 제 2 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 6은 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm), 횡축은 구면 수차의 크기인, 제 2 실시예의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 7은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 나타내며, 그 차이가 비점 수차인, 제 2 실시예의 fθ 렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 8은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 제 2 실시예의 fθ 렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 9는 G1은 제 1 군, G2는 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3, L4는 렌즈 부호인, 제 3 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 10은 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm), 횡축은 구면 수차의 크기인, 제 3 실시예의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 11은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 나타내며, 그 차이가 비점 수차인, 제 3 실시예의 fθ 렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 12는 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 제 3 실시예의 fθ렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 13은 G1은 제 1 군, G2은 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3은 렌즈 부호인, 제 4 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 14는 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm), 횡축은 구면 수차의 크기인, 제 4 실시예의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 15는 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 나타내며, 그 차이가 비점 수차인, 제 4 실시예의 fθ 렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 16은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 제 4 실시예의 fθ 렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 17은 G1은 제 1 군, G2은 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3, L4는 렌즈 부호인, 제 5 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 18은 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm), 횡축은 구면 수차의 크기인, 제 5 실시예의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 19는 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 나타내며, 그 차이가 비점 수차인, 제 5 실시예의 fθ 렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 20은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 제 5 실시예의 fθ렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 21은 G1은 제 1 군, G2은 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3, L4는 렌즈 부호인, 제 6 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 22는 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm), 횡축은 구면 수차의 크기인, 제 6 실시예의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 23은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 나타내며, 그 차이가 비점 수차인, 제 6 실시예의 fθ 렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 24는 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 제 6 실시예의 fθ 렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 25는 G1은 제 1 군, G2은 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3은 렌즈 부호인, 비교예 A에 관련되는 fθ렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 26은 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm), 횡축은 구면 수차의 크기인, 비교예 A의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 27은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 나타내며, 그 차이가 비점 수차인, 비교예 A의 fθ 렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 28은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 비교예 A의 fθ 렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 29는 G1은 제 1 군, G2은 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3, L4는 렌즈 부호인, 비교예 B에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 30은 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm), 횡축은 구면 수차의 크기인, 비교예 B의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 31은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 나타내며, 그 차이가 비점 수차인, 비교예 B의 fθ 렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 32는 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 비교예 B의 fθ렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 33은 G1은 제 1 군, G2은 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3, L4는 렌즈 부호인, 비교예 C에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 34는 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm), 횡축은 구면 수차의 크기인, 비교예 C의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 35는 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 나타내며, 그 차이가 비점 수차인, 비교예 C의 fθ 렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 36은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 비교예 C의 fθ렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 37은 G1은 제 1 군, G2은 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3, L4는 렌즈 부호인, 비교예 D에 따른 fθ렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 38은 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm), 횡축은 구면 수차의 크기인, 비교예 D의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 39는 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 나타내며, 그 차이가 비점 수차인, 비교예 D의 fθ 렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 40은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 비교예 D의 fθ 렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 41은 G1은 제 1 군, G2은 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3, L4는 렌즈 부호인, 비교예 E에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 42는 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm), 횡축은 구면 수차의 크기인, 비교예 E의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 43은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 나타내며, 그 차이가 비점 수차인, 비교예 E의 fθ 렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 44는 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 비교예 E의 fθ 렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 45는 G1은 제 1 군, G2은 제 2 군, G3은 제 3 군의 렌즈군을 나타내며, L1, L2, L3, L4는 렌즈 부호인, 비교예 F에 따른 fθ렌즈의 렌즈 배치와 광선 궤적을 도시하는 단면도.
도 46은 종축은 입사 광선의 높이(한 눈금 1.25mm), 횡축은 구면 수차의 크기인, 비교예 F의 fθ 렌즈의 구면 수차의 광선 높이 분포를 도시하는 그래프.
도 47은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 △M이 메리디오널 초점의 위치를, △S가 사지털 초점의 위치를 나타내며, 그 차이가 비점 수차인, 비교예 F의 fθ렌즈의 비점 수차의 각도 분포를 도시하는 그래프.
도 48은 종축은 평행 빔의 렌즈로의 입사각(θ)(한 눈금 2도), 횡축은 fθ성으로부터의 어긋남을 나타내는(%), 비교예 F의 fθ 렌즈의 fθ성의 각도 분포를 도시하는 그래프.
상기한 바와 같이 구성되는 본 발명의 fθ 렌즈는 다음과 같이 작용한다.
제 1 군은 물계측에 볼록면을 갖는다, 즉 제 1 면이 볼록면의 정 렌즈이다. 이 렌즈를 편향점에서 비교적 크게 이격하여 배치하는 것에 의해, 부의 왜곡을 발생시키고 있다. 제 2 군, 제 3 군에서 생기는 강한 왜곡은, 각각 부호가 달라 상쇄된다. 그러므로 제 1 군이 렌즈 전체의 fθ성의 조정을 담당하고 있다. 구면 수차는 크지 않지만, 코마 수차, 비점 수차는 적당하게 있고, 후속의 군(제 2 군, 제 3 군)과의 균형을 잡고 있다.
한편, 제 1 면이 가령 오목면이라고 하면, 정 렌즈의 경우에는, 부의 왜곡 수차를 발생시켜 fθ성을 가질 수 있지만, 다른 수차가 그다지 크지 않기 때문에, 후속군(제 2 군, 제 3 군)과의 균형이 나쁘게 되어, 결과로서 양호한 fθ성, 집광성을 얻을 수 없다. 또한 부 렌즈의 경우에는, 정의 왜곡이 되어, 그 자체에서는 fθ성을 얻을 수 없다. 그래서 제 3 군의 부의 왜곡과의 균형으로 fθ성을 갖게 하게 된다. 이 경우, 다른 수차를 균형시키기 위해서, 제 1 군의 부 렌즈는 곡률이 매우 얇은 돔형의 렌즈가 되는 경향이 있다. 그런데 그 형상 자체를 제작 곤란하거나, 성능 달성상 필요하게 되는 공차가 매우 엄격하게 되는 등의 문제가 생긴다. 또한 제 1 면이 오목면이라면, 오목면의 새그(sag), 즉 렌즈 중심으로부터 단부에 걸쳐서 면이 물계측에 튀어나오기 때문에, 저절로 입사측 작동 거리는, 볼록면의 경우보다 짧게 되어 버린다. 이와 같이 제 1 면을 볼록면으로 하는 것은, 입사측 작동 거리를 길게 취한다는 목적으로도 유효하게 작용한다.
제 2 군은, 물계측에 오목의 부 렌즈로 이루어진다. 제 1 군에 의한 입사눈동자의 상은 물계측에 있기 때문에, 그 방향으로 오목면을 향한다. 이로써, 이 면에서 발생하는 코마 수차, 비점 수차를 억제하는 동시에, 정의 구면 수차를 발생시켜 제 3 군의 부의 구면 수차를 보정한다. 그것과 동시에 부의 패츠벌(Petzval's) 합을 발생시켜 제 3 군의 정의 패츠벌 합 균형를 잡고 있다. 또한 제 2 면에서는 코마 수차, 비점 수차를 발생시켜, 제 1 군이나 제 3 군에서 발생하는 그것들의 수차를 보정하고 있다.
제 3 군은, 전체로서 정의 굴절력을 가지고 있다. 구성은, 정 렌즈만의 1성분이거나, 또는 정 렌즈 2성분, 또는 물계측으로부터 차례로 정 렌즈와 부 렌즈의 2성분으로 할 수 있다. 큰 굴절력을 갖게 하는 것에 의해서, 렌즈 전체의 F 넘버를 작게 하여 밝게 하고 있다. 또한 제 2 군과의 조합에 의해서 텔레센트릭 fθ 렌즈를 형성하고 있다. 부의 제 2 군과 정의 제 3 군과의 조합을 취하는 것에 의해서, 출사측 작동 거리를 길게 취하고 있다. 제 2 군에서 생기는 정의 왜곡 수차는, 제 3 군에서 발생하는 부의 왜곡 수차에 의해서 보정된다. 그것과 동시에, 제 2 군과 동시에 고차의 왜곡 수차를 발생시켜, 전체 주사 영역에서의 fθ성을 확보하고 있다. 또한 제 1 군의 고차의 상면 만곡을 보정하여, 상면을 평탄화 하고 있다.
상기 이외에도, 각 군은 각각 다른 군에서 생기는 모든 수차를 균형시켜, 렌즈 전체로서, 양호한 특성이 얻어지도록 구성되어 있다. 또한, 특히 비구면 렌즈를 사용하는 경우는, 각 군의 작용은 상기에 한정하는 것은 아니다.
상기의 렌즈 구성에 있어서, 하기의 조건(a) 내지 (c)가 만족되도록 한 경우에는, 각 수차의 균형을 양호하게 유지할 수 있다.
(a) -2.2≤f2/f≤-0.3 (31)
(b) 0.4≤f3/f≤0.9 (32)
(c) 1.8≤d/f≤2.4 (33)
여기서, f2, f3는 각각 제 2 군, 제 3 군의 초점 거리, f는 전체계의 초점 거리, 또한 d는 전체계의 전측 초점으로부터 후측 초점까지의 거리이다.
조건 (a)는, 제 2 군의 초점 거리(굴절력)에 관한 조건이다. f2/f가 하한을 넘으면, 제 2 군 제 2 면에서의 코마 수차, 비점 수차의 보정이 불충분해지고, 특히 이차원 주사 영역의 대각 방향의 단부에서 집광성이 악화된다. 또한, 제 1 면에서의 정의 구면 수차가 크지 않기 때문에 다른 군과의 균형이 무너지는 경향이 있다(단, 비구면을 사용하면 보정 가능하다). 반대로 상한을 넘으면, 여러가지 수차의 균형이 무너져, 특히 비점 수차가 커진다. 2개의 편향점의 내 렌즈로부터 먼 측에서의 편향으로서는, 메리디오널 상면이 under 측에, 사지털 상면이 over 측에 만곡하고 있기 때문에, 비점 수차가 크게 악화된다. 한편 이차원 주사 영역의 대각단에서, 이로써 집광성이 매우 악화된다. 한편, 렌즈에 가까운 측의 편향점에 대해서는, 메리디오널 상면이 크고 사지털 측으로 이동하여 고차의 상면 만곡이 현저하게 되어, over 측으로 크게 굽은 상면이 되어 버린다.
조건 (b)는 제 3 군의 초점 거리(굴절력)에 관한 조건이다. f3/f가 하한을 넘으면, 굴절력의 균형의 관계로부터, 조건 (a)의 상한을 넘은 경우와 같은 특성 열화가 보인다. 제 3 군에서 발생하는 코마 수차, 비점 수차가 커져 제 2 군과의 균형이 무너진다. 그것에 의하여, 특히 주사 영역의 단부에서의 집광성이 저하된다. 또한, 제 2 군과의 왜곡 수차의 균형을 잡으면, 패츠벌 합이 보정 과잉이 되고, 고차의 상면 만곡에 의해 over 측으로 상면이 굴곡한다. 반대로, f3/f가 상한을 넘는 경우에는, 타군과의 구면 수차, 코마 수차, 비점 수차의 균형이 나빠진다. 또한 고차의 수차가 발생하여, 주사 영역이 넓은 범위에 걸쳐 집광성이 저하한다. 또한 제 2 군과의 왜곡 수차의 균형을 잡으면, 패츠벌 합이 정이 되어 상면 만곡이 생긴다. 더욱이, 입사측 작동 거리는 짧게 되는 경향이 있다.
조건 (c)는, 렌즈계의 전체 길이에 관한 조건이다. d/f가 하한을 넘으면, 부의 왜곡이 커져, 고차의 왜곡에 의한 보정을 취하더라도, fθ의 직선성이 저하된다. 또한 입사측, 출사측 모두 작동 거리가 작아진다. 한편 상한을 넘으면, 각 군의 균형이 무너져, 코마 수차, 비점 수차가 커져 집광성이 저하된다. 또한, 상면 만곡이나 fθ성도 좋지 않다.
렌즈의 재질은, 셀렌화아연(ZnSe) 또는 게르마늄(Ge)을 사용한 것이 적합하다. 구면 렌즈로 하면 GaAs도 이용할 수 있다. 이들은, 적외 영역에서 고투과율이며 저흡수의 재료이다. 고출력의 레이저로 향하고 있다. ZnSe는, 소정의 가시 영역에서의 투명성도 있기 때문에, 광학계의 세팅에서 사용되는 가이드광(He-Ne 레이저, 반도체 레이저 등)을 투과시킨다는 점에서 보다 적합하다. ZnSe, Ge, GaAs와도 대단히 굴절률이 높다. ZnSe는 2.403, Ge는 4.003, GaAs는 3.275이다. 일반적으로 굴절률이 높은 재료에 의해서 렌즈를 만들면 곡률이 보다 작아도 되며, 보다 얇게 할 수 있다. 곡률이 작기 때문에 수차의 절대값도 적다. 통상의 ftanθ 렌즈이더라도 고굴절률 재료를 사용하는 것은 유리한 것이다.
고굴절률 재료인 Ge, GaAs, ZnSe를 본 발명의 fθ 렌즈에 사용하면 더욱 유리하다. 고굴절률 재료는 작은 곡률이더라도 강한 굴절력이 얻어진다. 보다 곡률을 줄이는 것이 가능하기 때문에, 수차를 저감할 수 있다. 이미 설명한 바와 같이 fθ 렌즈는 다양한 수차가 복잡하게 나타난다. 특히 이차원 주사형의 경우는 수차가 복잡히 얽힌다. 그러므로 수차의 절대값이 작다는 것은 설계를 쉽게 한다. 특히 Ge는 굴절률이 대단히 높기 때문에, 강한 정의 굴절력을 얻기 위해서 제 3 군의 구성 렌즈에 사용하면 양호하다. ZnSe의 경우보다도 얇은 렌즈로 실현되고, 제 3 군에 고굴절률의 재료를 사용하는 것은 상면 만곡의 보정에도 유리하게 작용한다.
또한, ZnSe, Ge의 양 재료는, 모두 초정밀 절삭 가공에 의해 고정밀도로 비구면에 가공할 수 있다는 장점도 있다. 초정밀 절삭 가공은, 높은 윤곽 정밀도를 가진 천연 다이아몬드 결정제의 바이트를 사용한 선삭 가공으로, 서브 미크론 이하의 형상 정밀도로 비구면을 형성 가능한 가공 방법이다. 또한 바이트, 가공 조건의 최적화에 의해 표면 조도도 연마에 필적하는 매끈함이 얻어진다.
비구면의 채용은, 렌즈계의 수차 보정에 높은 자유도를 준다. 잔류 구면 수차의 보정은 물론이며, 축외의 여러가지 수차의 보정에도 유효하다. 예를 들면, 넓은 범위를 이차원 주사할 때의 비점 수차나 상면 만곡의 보정에 도움이 된다. 또한 비구면이 고차 수차의 보정에 유효한 것은 말할 필요도 없다. 각 렌즈 중, 하나 이상을 비구면 렌즈라고 하면, 그 효과를 기대할 수 있다.
어떤 렌즈를 비구면 렌즈로 할지에 따라서 효과는 다르다. 대략적으로는, 제 1 군이나 제 2 군에 비구면을 채용하는 경우, 주로 구면 수차나 코마 수차의 보정에 유리하다. 제 3 군에 비구면을 채용하는 경우, 비점 수차, 상면 만곡, 왜곡에 대하여 작용이 크다.
또한 굴절력이 큰 면을 비구면화하는 것도 수차 보정상 적합하다. 복수의 렌즈를 비구면화 하는 것도, 각각의 렌즈에 의도적으로 큰 수차를 가지게 하며, 그 상쇄에 의해 높은 특성을 얻을 수 있는 구성을 취할 수 있기 때문에 적합하다. 구성 렌즈의 매수를 적게 하는 것이나, 가능한 한 얇은 렌즈로 비용 저감을 도모하는 것으로도 연결된다. 단, 편심 등의 제조 오차의 영향이 커지는 것이 있는 것으로 주의를 요한다. 그 밖에, 비구면 렌즈 제조상의 제한(곡률, 렌즈 직경, 새그량 등)을 받는 경우가 있지만, 그것을 제외하면, 기본적으로 어떤 면을 비구면화하는 것인지는 설계상 임의이다. 특성, 제작성, 비용 등을 종합적으로 평가하여, 가장 효과가 나오는 형식으로 채용하면 좋다.
상기한 바와 같이 구성된 fθ 렌즈는, 프린트 기판 가공용에 요구되는 사양을 전부 만족할 수 있다. 고굴절률 재료를 사용하고, 두꺼운 재료를 사용하지 않기 때문에, 비용 저감을 도모할 수 있다. 각각의 렌즈의 제작, 마운트로의 조립도 비교적 용이하게 실현된다.
[실시예]
다음에 본 발명의 제 1 실시예 내지 제 6 실시예와 비교예 A 내지 F를 나타낸다. 모든 실시예, 비교예에서 공통의 사양은, 초점 거리 f=100mm, F 넘버 4, 주사 영역 50mm× 50mm, 파장(λ)=10.6μm(탄산 가스 레이저)이다. 더욱이, 실시예, 비교예에서는, 입사광은 평행광(즉 물체점이 무한원에 있다)으로 하고 있지만, 프린트 기판 가공에서 많이 사용되는 마스크 전사 방식과 같이, 물체점(핀홀 마스크)이 유한 거리에 있는 경우도 본 발명의 fθ 렌즈를 사용할 수 있다. 단, 이 경우에는 상면 만곡, fθ성 등의 수차가 다르게 나타나기 때문에, 렌즈의 각 파라미터를 변경하여, 그것용의 설계로 할 필요가 있다. 또한, 집광 스폿 직경은 식(30)에서는 나타낼 수 없게 되어, 핀홀 직경, 광학계의 전사 배율, 핀홀로부터의 회절 빛의 크기와 렌즈의 입사눈동자의 크기 등이 관계하도록 된다. 그 설명은, 여기서는 생략한다.
각 실시예의 렌즈 데이터, 비구면 데이터를 표 1 내지 표 11에 나타낸다. 도 1내지 도 24에는, 각 실시예의 렌즈의 단면도 및 수차 곡선도를 도시한다.
여기서 비구면식은, r=(X2+Y2)1/2을 광축으로부터의 거리라고 하면,
로 나타난다. 여기서, c:꼭지점 곡률, k:원뿔 정수, αi:비구면 계수이다.
또, 이차원 주사의 결과를 간단한 그래프로서는 나타낼 수 없기 때문에, 수차 곡선도는, 전측 초점을 편향점으로 하는 일차원 주사의 수차를 나타내고 있다. 따라서 반드시 이차원 주사 시의 렌즈의 특성을 나타내고 있지 않다. 그래서 표 12에, 이차원 주사 시의 주된 주사 위치에 대해서 파면 수차의 RMS 값을 나타냈다. 모든 실시예에서, 주사 영역의 어떤 장소에서도 RMS 치는 λ/14 이하 (=0.0714λ)이고, 회절 한계의 특성이 얻어지고 있다. 또한, 도시하지는 않지만, 각 실시예 모두 이차원 주사에서의 텔레센트릭 에러는 전체 주사 영역에서 5도 이하이다.
또한 표 13은 상기의 조건 (a) 내지 (c)의 값을 각 실시예에 관해서 정리한 것이다. 이하, 각각의 실시예를 설명한다.
[제 1 실시예: 전체가 구면 렌즈; 4장 렌즈(도 1 내지 4)]
비구면 렌즈를 사용하면 설계 자유도가 높아지고 수차를 보정하는 것도 쉽다고 설명하였지만, 본 발명의 fθ 렌즈는 구면 렌즈만으로도 구성할 수 있다. 도 1은 제 1 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 구성을 도시한다. 도 2는 구면 수차의 광선 높이 의존성을, 도 3은 비점 수차의 입사 각도 분포를, 도 4는 fθ성의 입사 각도 변화를 도시한다. 수차의 도면은 종축이 광선 높이(도 2), 또는 광선의 입사 각도(도 3, 4)이다. 횡축은 세로 수차(도 2, 3) 또는 fθ성으로부터의 어긋남(도 4)을 나타낸다. △M은 메리디오널 상면, △S는 사지털 상면을 나타낸다. 따라서, 비점 수차의 도면은 상면 만곡의 모양도 도시하고 있다.
비점 수차, fθ성의 도면은 광축을 포함하는 면(자오면)에서의 각도(θ)의 변화에 따른 것이다. 그것은 일차원 주사의 경우라면 모든 주사 영역을 포함한다. 모든 주사점에서의 비점 수차나 fθ성을 나타내게 된다. 본 발명에서는 그 사정이 다르다. 일차원 주사가 아니고 이차원 주사형이다. 그러므로 이것은 전측 초점에 편향점이 있는 경우의 일차원 주사의 수차를 나타낼 뿐이다. 이차원 주사에서의 수차를 표현하는 것은 용이하지 않다. 부득이하게 일차원의 표시를 하고 있다. 그러나 이것은 이차원 주사 시의 수차의 상황을 전혀 모른다는 것은 아니다. 이차원에서 (X, Y)의 점에 주사하는 경우에(X2+Y2)1/2=r의 점을 보면, 어느 정도는 수차의 상황을 알 수 있다. 그렇지만, 어디까지나 목표적인 것이며, 실제의 이차원 주사의 수차를 나타내고 있다고는 한정하지 않는다. 이차원 주사 시의 특성 평가는보다 복잡하다. 그 하나가 파면 수차의 분포의 해석이며, 표 12에서는 그것을 나타내고 있다.
초점 거리를 100mm으로 하고 있다. 초점 거리를 정규화의 한계로 하여, 모든 거리를 초점 거리를 1로서 표현하면 일반성이 얻어진다. f=100mm으로 하면 계산에 편리하므로 이후도 공통으로 그와 같게 설정한다. 그러나, 실제로 f=100mm이지 않으면 안된다는 것은 아니다. 상면은 50mm×50mm 이다. h=fθ이므로, 상면의 각도 범위가 0.5 라디안×0.5 라디안이라는 것이다. 각도로 고치면, 28.65°× 28.65°이다. 이것은 제 4 상한까지 있는 정방형이다. 제 1 상한뿐이면 x 방향이 0°내지 14.32°, Y 방향이 0°내지 14.32°이다. 대각선의 단부점은, 이것에 21/2을 곱하여 20.25°가 된다. 종좌표의 끝은 대각선의 꼭지점에 접촉하여 20.3°로 표시되어 있다.
렌즈계의 3개의 군을 물계측에서 G1, G2, G3이라고 표현한다. 렌즈도 물계측으로부터 차례로 L1, L2, L3, L4로 표현한다. L1은 G1에, L2는 G2에, L3, L4는 G3에 속한다. 이 예는 4장의 구면 렌즈로 이루어지는 fθ 렌즈이다. 전측 초점으로부터 나온 3개의 평행 빔이 렌즈에 의해서 굴절하여 상면에 조사되는 상태를 9개의 광선으로 표현하고 있다. 하나의 각도에 대하여 상중하 3개의 광선을 그리고 있다. 이것은 입사눈동자의 크기를 나타낸다. 상중하 3개의 빔의 외에 실제로는 무수의 평행한 광선이 있지만 어느것이나 상면의 같은 점(정확하게는 그 근방)에 집광된다. 그 관계가 h=fθ인 것이다.
표 1에 렌즈의 파라미터를 나타낸다. 1장의 렌즈는 2면을 갖지만, 렌즈면에 대해서는 전면 후면을 구별하지 않고 물계측에서 S1, S2,…, S8로 한다. j번째의 렌즈(Lj)의 전면은 S2j-1, 후면은 S2j이다. 구면 렌즈의 경우는 곡률 반경에 의해서 곡면을 표현할 수 있다. 곡률 반경의 단위는 mm이다. 구면의 중심이 상면측에 있는 경우, 곡률 반경의 부호를 정으로 하고, 중심이 물계측의 경우 곡률 반경의 부호는 음으로 한다. 그러므로 부호가 렌즈의 요철을 표현하고 있는 것은 아니다.
두께, 간격이라는 것은, 편향점(입사눈동자)으로부터 L1까지의 간격, L1의 두께, L1과 L2의 간격, L2의 두께, …, L4와 상면 거리와 같이 광축 상에서 공간 거리, 렌즈 두께를 차례로 배열한 것이다. 일차원 주사에서는, 편향점은 전측 초점에 합치시키기 때문에, 제 1 번째의 간격 42.618mm라는 것은 전측 초점과 L1의 S1면까지의 거리이다. 6.700mm이라는 것은 렌즈(L1)의 중심 두께이다. L1의 전후면의 곡률 반경이 주어지므로 중심 두께를 정하면 모든 장소에서의 두께는 결정된다. 다음 28.900mm라는 것은, L1의 S2면과 L2의 S3면의 거리이다. 간격, 두께의 최후의 72.143mm라고 하는 것은 L4의 S8면과 상면의 거리이다. 굴절률의 란(欄)은 렌즈의 굴절률을 나타낸다. 처음의 수치는 L1의 굴절률은 2.403이라는 것을 나타낸다. L1, L2, L4는 n=2.403이지만, 이것은 ZnSe를 재료로 하고 있다는 사실이다. L3은 4.003이고, 이것은 Ge 렌즈를 의미한다. 공극부의 굴절률은 1이지만 이것은 기재하지 않는다.
제 1 군(G1)은 단지 한개의 물계측에 볼록의 정의 렌즈(L1)를 가진다. 물계측에 볼록의 정 렌즈라는 것은, 곡률 반경 82.933mm(S1), 147.995mm(S2)라는 것으로부터 알 수 있다. 부호가 정이므로 양면 모두 물계측에 볼록이다. 전면의 곡률 반경이 후면보다 짧기 때문에(S1＜S2) 정의 굴절력을 갖는다. 정 렌즈라는 것은 수렴성이 있는 렌즈이다. 렌즈(Lj)의 전면 곡률 반경(S2j-1)과 후면 곡률 반경(S2)의 사이에 S2j-1≤S2j, 또는 S2j-1＞0＞S2j라는 관계가 있으면 정의 굴절력이 있어 정 렌즈이다. S2j-1정, S2j-1부이면 양 볼록 렌즈, S2j-1정, S2j-1정 또는 S2j-1부, S2j-1부라면 메니스커스 렌즈이다. 부 렌즈라는 것은 발산성이 있는 렌즈를 말한다. 렌즈(Lj)의 전면 곡률 반경(S2j-1)과 후면 곡률 반경(S2j)의 사이에 S2j-1＞S2j, 또는 S2j-1＜0＜S2j라는 관계가 있으면 부의 굴절력이 있어 부 렌즈이다. S2j-1부, S2j-1정이면 양 오목 렌즈, S2j-1정, S2j-1정 또는 S2j-1부, S2j-1부라면 메니스커스 렌즈이다.
최초에 물계측에 볼록의 정 렌즈를 배치한다는 것이 본 발명의 특징의 하나이다. 여기서는 S1=82.993mm, S2=147.995mm의 정 메니스커스 렌즈이다. 재질은 ZnSe이며 n=2.403이다. 앞절에서 설명한 종래예 5, 6, 7은 모두 최초에 오목면을 갖는 부 렌즈를 설치하고 있다. 오목면식 렌즈로 우선 빔을 확대시켜 넓은 빔확대를 빨리 얻고자 하는 것이다. 또한, 종래예 4는 최초에 오목면을 갖는 정 렌즈를 설치하고 있다. 그것은 빔을 왜곡시키지 않고서 수렴성을 주기 위해서이다. 본 발명은 그와 같은 방법을 취하지 않는다. 최초의 렌즈(L1)에서는 물계측에 볼록의 정 렌즈를 가지며, 왜곡도 수렴성도 주고 있다. G1(L1)의 목적은 부의 왜곡을 주어 fθ성을 얻고자 하는 것이다. 이 점에서 본 발명의 fθ 렌즈는, 종래예 4, 5, 6, 7과 다르다. 그런데 앞서 설명한 종래예 1, 2, 3은 최초의 렌즈는 물계측에 볼록의 정 렌즈이므로 본 발명과 그 점에서 공통이다.
제 2 군(G2)은 하나의 부 렌즈(L2)로 이루어진다. 이것도 본 발명의 특징이다. G1으로 빔을 수렴시켰기 때문에 G2에 오목 렌즈를 사용하여 빔을 확대한다. 부 렌즈라는 것은 S3=-264.850mm, S4=129.451mm이라는 것으로부터 알 수 있다. 제 1 군에 의한 입사눈동자의 상은 물계측에 있으므로 오목면을 물계측으로 향하여, 이 면에서의 코마 수차, 비점 수차의 발생을 억제하고 있다. 더욱이 정의 구면 수차를 발생시켜 제 3 군에 의해서 생기는 부의 구면 수차를 없앤다. 한편, 제 2 면에서는, 코마 수차, 비점 수차를 발생시켜, 타군과의 균형을 잡고 있다. 제 3 군이 정의 상면 만곡(정의 패츠벌 합)을 발생하기 때문에 제 2 군에서는 부의 상면 만곡(부의 패츠벌 합)을 발생시켜 상면 만곡을 없애는 것이다.
또한 제 2 군(L2)은 오목 렌즈이기 때문에 정의 왜곡 수차를 발생시킨다. 제 2 군에는 정의 구면 수차, 정의 왜곡 수차, 부의 상면 만곡를 발생시킨다는 적극적인 역할이 주어지고 있다. 그 때문에 G2(L2)의 초점 거리(f2)가 상당히 짧아져 있다. f2는 음수이므로 절대값으로 표현하면, 0.3f≤｜f2｜≤2.2f 이다. 이것은 상당히 곡률이 큰 부 렌즈인 것을 제 2 군에 대하여 요구하고 있다. 구면을 갖는 얇은 렌즈의 초점 거리(f)는
f-1=(n-1)(ρ1 -1-ρ2 -1) (35)
에 의해서 주어진다. ρ1, ρ2는 렌즈의 전후 구면의 곡률 반경, n은 굴절률이다. n=2.403, ρ1=-264.850mm, ρ2=129.451mm를 대입하여, f=-62mm가 된다. 굴절률이 강한 오목 렌즈이다.
이 계산에 있어서도 굴절률(n)이 큰 것의 장점을 용이하게 알 수 있다. 석영 정도의 굴절률이면 n=1.4이므로 (n-1)이 0.4밖에 안 된다. 동일한 f=-62mm를 얻기위해서는, ρ1=ρ2=-78mm로 되어버리며, 곡률이 큰 렌즈가 되어 버린다.
이 실시예에서는, 전체의 초점 거리(f)는 100mm 이지만, 제 2 군의 초점 거리 f2=-63mm으로 되어 있다. f2가 짧다는 것은 면의 곡률이 크다는 것이다. f2/f=-0.63이므로, -2.2 내지 -0.3이라는 범위에 있다.
제 3 군은 정 렌즈 2장을 나란히 배치한 것이다. L3은 평볼록과 같이 보이지만 전면은 약간 오목면으로 되어 있다. L3은 도 1에서는 평탄하게 보이지만 Ge 이므로 초점 거리는 짧은 것이다. 식(35)의 (n-1)이 3.003이 되어 석영 등의 경우의 7배나 된다. L3에 관하여, ρ1=-3994.603mm, ρ2=-217.271을 식(35)에 대입하면, L3은 초점 거리가 76.5mm로 짧은 것이다. 제 3 군의 또 하나의 렌즈(L4)는 정의 메니스커스이지만, n이 2.403(ZnSe)이다. ρ1=93.960mm, ρ2=124.297mm 이므로, 초점 거리는 274mm 이다.
L3과 L4을 맞추어서 초점 거리 f3=57mm 이다. 제 3 군의 57mm라는 것은 극히 짧은 초점 거리로서, 빔을 강하게 축의 중심측으로 굴곡하는 작용이 있다. 이로써 강한 부의 구면 수차, 정의 상면 만곡을 발생시키고 있다. 조건 (b)는 f3이 작게 제 3 군의 정의 굴절력이 강한 것을 요구하고 있다. 제 1 실시예에서는 전체의 초점 거리 f(100mm)에 대한 비(f3/f)는 0.56이다. 조건 (b)는 이것이 0.4 내지 0.9인 것을 구하고 있지만, 이 범위에 들어간다.
[제 2 실시예: 모든 렌즈가 비구면을 가진다; 4장 렌즈(도 5 내지 8)]
도 5는 제 2 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 구성을 도시한다. 도 6은 구면 수차를, 도 7은 비점 수차를, 도 8은 fθ성을 도시한다.
비구면 렌즈를 사용하면 설계 자유도가 높아지고 수차를 보정하는 것도 용이하다고 언급하였다. 제 2 실시예는 4장의 렌즈를 사용하지만, 그 모든 렌즈가 비구면을 소정의 일면에 가지도록 한 것이다. 표 2에 렌즈의 곡률 반경, 굴절률 등 파라미터를 나타낸다. L1의 상면측(S2), L2의 상면측(S4), L3의 상면측(S6), L4의 물계측(S7)이 비구면으로 되어 있다. 비구면의 계수는 다른 표 3에 나타낸다.
제 2 실시예의 fθ렌즈의 비구면 데이터
면번호 1/c(mm) k α2 α3 α4 α5
S2 142.057 4.779 -1.787E-7 -3.659E-11 4.576E-15 -1.651E-18
S4 -199.370 3.174 2.284E-7 -1.121E-11 -1.191E-14 2.557E-19
S6 -193.332 -2.056 2.004E-8 7.040E-13 -3.550E-17 4.456E-20
S7 2363.909 0.000 2.967E-8 -1.581E-13 -5.356E-16 1.611E-19
4장의 렌즈 중, 제 1, 2, 4 렌즈는 n=2.403의 ZnSe를 사용하고 있다. 제 3 렌즈는 n=4.003의 Ge에 의해 제작하고 있다. f=100mm, f2=-169mm, f3=85mm, d=226mm 이다. 그러므로 f2/f=-1.69, f3/f=0.85, d/f=2.26이다. 상기의 (a) 내지 (c)의 조건 범위에 있다. f3/f가 경계치에 가깝다. 사지털 측의 비점 수차(△S)가 12。 이상으로 증대하고 있다. 그 이외의 성능은 만족해야 할 것이다. fθ성은 뛰어나고, 0.005% 이하의 어긋남 밖에 없다.
[제 3 실시예: 2장의 렌즈가 비구면을 갖는다; 4장 렌즈(도 9 내지 도 12)]
도 9는 제 3 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 구성을 도시한다. 도 10은 구면 수차를, 도 11은 비점 수차를, 도 12는 fθ성을 도시한다.
제 3 실시예는 4장의 렌즈를 사용하지만, 그 중 2장의 렌즈 L1, L2가 비구면을 소정의 일면에 가지도록 한 것이다. L1의 상면측(S2), L2의 상면측(S4)이 비구면으로 되어 있다. 표 4에 제 3 실시예의 fθ 렌즈의 파라미터를 나타낸다. 비구면의 계수는 다른 표 5에 나타낸다.
제 3 실시예의 fθ 렌즈의 비구면 데이터
면번호 1/c(mm) k α2 α3 α4 α5
S2 451.116 32.787 4.089E-7 -3.651E-11 6.611E-14 -8.339E-18
S4 241.510 -32.792 -1.362E-7 -3.961E-11 6.371E-15 -5.189E-18
4장의 렌즈 중, 제 1, 2, 4 렌즈는 n=2.403의 ZnSe를 사용하고 있다. 제 3 렌즈는 n=4.03의 Ge에 의해서 제작하고 있다. f=100mm, f2=-72mm, f3=62mm, d=227mm 이다. 그러므로 f2/f=-0.72, f3/f=0.62, d/f=2.27이다. 상기의 (a) 내지 (c)의 조건 범위에 있다. d/f가 경계치에 가깝다. 구면 수차가 약간 크다. 메리디오널 상면의 만곡(△M)이 12。로 극대 0.18이 된다. fθ성은 14。로 0.085%의 극대치를 나타낸다.
[제 4 실시예:모든 렌즈가 비구면을 가진다; 3장 렌즈(도 13 내지 도 16)]
도 13은 제 4 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 구성을 도시한다. 도 14는 구면 수차를, 도 15는 비점 수차를, 도 16은 fθ성을 도시한다.
본 실시예는 3장 렌즈의 fθ 렌즈를 제공한다. 제 3 군이 L3만으로 이루어진다. 제 4 실시예는 3장의 렌즈를 사용하지만, 그 모든 렌즈가 비구면을 소정의 일면에 가지도록 한 것이다. 표 6에 렌즈의 곡률 반경, 굴절률 등 파라미터를 나타낸다. L1의 물계측(S1), L2의 상면측(S4), L3의 상면측(S6)이 비구면으로 되어 있다. 비구면의 계수는 다른 표 7에 나타낸다.
제 4 실시예의 fθ 렌즈의 비구면 데이터
면번호 1/c(mm) k α2 α3 α4 α5
S1 64.995 -0.369 -1.243E-8 -2.489E-11 3.776E-14 -1.219E-17
S4 -148.807 -1.365 -3.133E-8 -5.488E-11 -5.037E-15 6.088E-18
S6 -177.287 -1.359 -3.708E-9 1.504E-12 1.890E-15 -6.390E-19
3장의 렌즈 중, 제 1, 2 렌즈는 n=2.403의 ZnSe를 사용하고 있다. 제 3 렌즈는 n=4.003의 Ge에 의해 제작하고 있다. f=100mm, f2=-215mm, f3=80mm, d=213mm 이다. 그러므로 f2/f=-2.15, f3/f=0.80, d/f=2.13이다. 상기의 (a) 내지 (c)의 조건 범위에 있다. f2/f가 경계치에 가깝다. 메리디오널 상면의 만곡(△M)이 12。로 극대 0.16을, 사지털의 그 △S가 20.3。로 최대의 0.3을 얻는다. 그 이외의 성능은 만족할 만한 것이다.
[제 5 실시예: 모든 렌즈가 비구면을 가지고, ZnSe 렌즈; 4장 렌즈(도 17 내지 도 20)]
도 17은 제 5 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 구성을 도시한다. 도 18은 구면 수차를, 도 19는 비점 수차를, 도 20은 fθ성을 나타낸다.
비구면 렌즈를 사용하면 설계 자유도가 높아지고 수차를 보정하는 것도 쉽다. 제 5 실시예는 4장의 렌즈를 사용하지만 그 모든 렌즈가 비구면을 소정의 일면에 가지도록 한 것이다. 이것은 모든 렌즈를 ZnSe로 하고, Ge를 사용하고 있지 않다. 표 8에 렌즈의 곡률 반경, 굴절률 등 파라미터를 나타낸다. L1의 물계측(S1), L2의 물계측(S3), L3의 상면측(S6), L4의 물계측(S7)이 비구면으로 되어 있다. 비구면의 계수는 다른 표 9에 나타낸다.
제 5 실시예의 fθ렌즈의 비구면 데이터
면번호 1/c(mm) k α2 α3 α4 α5
S1 98.295 -1.816 7.959E-9 3.459E-10 -3.229E-13 1.928E-16
S3 -56.823 -5.536 -7.420E-7 3.117E-11 2.827E-13 -2.458E-16
S6 -98.286 -0.602 1.004E-7 -7.903E-11 2.823E-14 -5.878E-18
S7 224.939 -0.509 -2.286E-7 1.134E-11 6.130E-15 -2.419E-18
4장의 렌즈 모두(제 1, 2, 3, 4 렌즈)가 n=2.403의 ZnSe를 사용하고 있다. f=100mm, f2=-31mm, f3=49mm, d=210mm 이다. 그러므로 f2/f=-0.31, f3/f=0.49, d/f=2.10이다. 상기의 (a) 내지 (c)의 조건 범위에 있다. f2/f가 경계치(-0.3)에 가깝다. f3/f도 경계치(0.4)에 가깝다. L3은 굴절률이 낮은 ZnSe 이지만 상면측 S6의 곡률이 크기 때문에 짧은 초점 거리(f3)가 얻어지고 있다. 구면 수차는 작다. △S, △M 모두 작으며, fθ성도 0.04% 이하로 양호하다.
[제 6 실시예:모든 렌즈가 비구면을 가지고, ZnSe 렌즈; 4장 렌즈(도 21 내지 도 24)]
도 21에 제 6 실시예에 따른 fθ 렌즈의 렌즈 구성을 도시한다. 도 22는 구면 수차를, 도 23은 비점 수차를, 도 24는 fθ성을 도시한다.
제 6 실시예는 제 5 실시예와 유사한 렌즈 구성으로 되어 있다. 모든 렌즈가 ZnSe 이고 Ge를 사용하지 않는다. 제 5 실시예와 동일하게 하여, 제 6 실시예는 4장의 렌즈를 사용하지만 그 모든 렌즈가 비구면을 소정의 일면에 가지도록 한 것이다. 표 10에 렌즈의 곡률 반경, 굴절률 등 파라미터를 나타낸다. L1의 물계측(S1), L2의 물계측(S3), L3의 상면측(S6), L4의 물계측(S7)이 비구면으로 되어 있다. 비구면의 계수는 별도의 표 11에 나타낸다.
제 6 실시예의 fθ렌즈의 비구면 데이터
면번호 1/c(mm) k α2 α3 α4 α5
S1 120.118 -2.994 -4.383E-8 2.335E-10 -3.533E-13 1.202E-16
S3 -58.739 -5.649 -4.140E-7 9.640E-11 3.347E-13 -1.385E-16
S6 -91.244 -0.909 1.329E-7 -9.518E-11 3.095E-14 -4.770E-18
S7 190.869 -0.285 -2.098E-7 1.719E-11 4.429E-15 -1.408E-18
4장의 렌즈로 이루어지지만, 제 1, 2, 3, 4 렌즈는 모두 n=2.403의 ZnSe를 사용하고 있다. f=100mm, f2=-32mm, f3=45mm, d=207mm 이다. 그러므로 f2/f=- O.32, f3/f=0.45, d/f=2.07이다. 상기의 (a) 내지 (c)의 조건 범위에 있다. 이들의 값은 제 5 실시예에 가까운 것이다. f2/f가 경계치(-0.3)에 가깝다. f3/f도 경계치(0.4)에 가깝다. L3은 굴절률이 낮은 ZnSe 이지만 상면측(S6)의 곡률이 크기 때문에 짧은 초점 거리(f3)가 얻어지고 있다. 구면 수차는 작다. △S, △M이 제 5 실시예와 비교하여 커지고 있다. fθ성은 제 5 실시예보다 개선되어 있다. 17。에서 극대값 0.02를 얻지만 곧 감소로 바뀐다.
[실시예에 있어서의 이차원 주사형 영역에서의 파면 수차]
표 12에 제 1 실시예 내지 제 6 실시예의 상면 4점에서의 파면 수차의 자승 평균의 평방근{(＜Σ△ij 2/N＞)1/2; RMS}의 값을 나타낸다. 이차원 주사이므로 주사점이 많다. 모든 점에서의 파면 수차를 계산할 수 있고 본 발명자는 계산을 하고 있다. 그러나, 장소를 차지하기 때문에 표기하는 것은 어렵다. 주사 영역은 x 방향이 -25mm 내지 +25mm, y 방향이 -25mm 내지 +25mm 이다. 제 4 상한까지 있다. 대칭이기 때문에 제 1 상한에 한정할 수 있다. 제 1 상한에서도 중심과 단부의 4점만을 나타낸다. 원점은 (0,0)이고, x 축상의 단부점은 (25,0)이다. y 축상의 단부점은(0,25)이다. 대각선상의 단부점은(25,25)이다. 좌표의 단위는 mm 이다. 실제로는 빔 각도는 흔들리고 있다. h=fθ이므로, 일차원 주사이면 단부점에서의 각도는 0.25 라디안이고, 14.32。이다. 그러나, 이 해석은 이차원 주사이기 때문에 X, Y 방향 각각에서 각도의 보정을 행하고 있다. 따라서, 상기 각도와는 조금 다른 각도를 주고 있다. 나중에 비교예에 대해서는 표 25에 나타낸다.
상면의 중심(원점)으로 RMS가 최소가 된다. 원점에서는 어떠한 비교예도 λ/14(0.0714λ)보다도 상당히 작다. 여기서 λ=1O.6μm 이므로, λ/14=0.7571μm 이지만, 실시예의 원점에서의 RMS 파면 수차는 0.15μm에 만족하지 않는다.
흔들림 각(θ)이 증가하면 파면 수차가 증가한다. 그러나 이것은 동일하지 않다. 파면 수차의 증감의 예는 실시예마다 다르다. 많은 예에서 (25,25)의 화상의 대각선의 종단부에서 파면 수차가 가장 커진다. 대각선 단부점에서도 제 5 실시예는 파면 수차가 작다. λ/22에 지나지 않는다. 구면 렌즈만의 제 1 실시예는 파면 수차가 가장 크게 0.070λ가 된다. 그러나 이것으로도 λ/14 이하이다. 본 발명은 파면 수차가 λ/14 이하인 것을 요구한다. 이들 실시예는 모두 그 요구를 만족하고 있다.
실시예의 이차원 주사 영역의 좌표(X, Y)에 있어서의 파면 수차 RMS 값(단위: λ)
실시예 번호 (0,0) (25,0) (0,25) (25,25)
1 0.006 0.024 0.016 0.070
2 0.005 0.032 0.030 0.050
3 0.013 0.039 0.035 0.052
4 0.002 0.033 0.034 0.052
5 0.003 0.006 0.008 0.043
6 0.006 0.010 0.029 0.060
[실시예에 있어서의 3개의 조건의 값의 일람]
실시예에 대하여 (a) 내지 (c)의 조건을 요구하지만,
(a) f2/f=-2.2 내지 -0.3
(b) f3/f=0.4 내지 0.9
(c) d/f=1.8 내지 2.4
많은 실시예가 있어 이해하기 어려우므로, 여기서 파라미터 조건에 대한 실시예의 값을 일람표로 하여 나타낸다. 나중에 비교예를 6개 제시하지만, 이들의 파라미터 조건의 표 26과 비교하면 그 유추를 해낼 수 있다.
실시예에 있어서의 각 조건의 값
실시예 번호 f2/f f3/f d/f
1 -0.62 0.57 1.88
2 -1.69 0.85 2.26
3 -0.72 0.62 2.27
4 -2.15 0.80 2.13
5 -0.31 0.49 2.10
6 -0.32 0.45 2.07
[비교예 A(f2/f가 하한보다 작은 경우; f2/f=-2.4)]
본 발명의 fθ 렌즈는, f2, f3, d에 대하여 (a), (b), (c)의 조건을 부과하고 있다. 이 조건에 포함되는 것과 같은 fθ 렌즈를 제조해야 하는 것이 본 발명의 목적이다. 이 조건은 시행 착오 끝에 본 발명자가 발견한 것이다. 조건으로부터 벗어난 범위의 fθ렌즈도 다수 시험 제작하고 있고, 그 중의 극히 일부를 다음에 나타낸다. 실시예와 비교하기 쉽게 하기 위해서, 가능한 한 사양은 실시예와 공통으로 하고 있다. 초점 거리 f=100mm, F 넘버는 4,주사 영역은 50mm×50mm의 정방형이다. 파장은 λ=10.6μm 이다.
조건 (a)는 f2/f가 -2.2 내지 -0.3의 사이에 있어야 된다고 하는 것이지만, 비교예 A는 f2/f가 -2.2보다 작은 것이다. 도 25에 비교예 A의 렌즈의 배치를 도시한다. 도 26은 구면 수차를, 도 27은 비점 수차를, 도 28은 fθ성을 나타낸다. 도 25를 일견하면 제 4 실시예(f2/f=-2.15)와 유사한 배치인 것을 알 수 있다. 오목 렌즈인 L2의 전후면의 곡률의 차가 작아지고 있다.
G2의 L2의 초점 거리는 f2=-240mm 이다. 그러므로 f2/f=-2.4이다. 도 27(비교예 A)과 도 15(제 4 실시예)의 비점 수차를 비교하면 비교예 A의 비점 수차가 증대하고 있는 것을 알 수 있다. 또 10°부근에서의 fθ로부터의 어긋남이 커지고 있다.
비교예 A의 fθ 렌즈의 비구면 데이터
면번호 1/c(mm) k α2 α3 α4 α5
S1 68.183 -0.370 -1.118E-8 -3.032E-11 3.891E-14 -1.742E-18
S4 -96.885 -1.303 -3.236E-8 -5.099E-11 -1.274E-15 1.390E-17
S6 -176.599 -1.330 -4.038E-9 1.087E-12 1.479E-15 -7.510E-19
f2/f가 하한(-2.2)을 넘는다는 것은 제 2 군의 렌즈(L2)의 오목면의 곡률이 작아진다는 것이다. 이에 의해, 제 2 군 제 2 면에서의 코마 수차, 비점 수차의 보정이 불충분하게 된다. 특히 이차원 주사 영역의 대각 방향의 단부에서의 집광성이 악화된다. 그러므로 -2.2≤f2/f일 필요가 있다. 또한, 제 1 면에서의 정의 구면 수차가 크지 않기 때문에 다른 군과의 균형이 무너지는 경향이 있다. 단 비구면을 사용하면 보정 가능하다.
[비교예 B(f2/f가 상한을 넘는 경우; f2/f=-0.26)]
조건 (a)는 f2/f가 -2.2 내지 -0.3의 사이에 있는 것을 요구한다. 비교예 B는, 비교예 A와는 반대로 f2/f가 -0.3보다 큰 것이다. 도 29에 비교예 B의 렌즈의 배치를 도시한다. 도 30은 구면 수차를, 도 31은 비점 수차를, 도 32는 fθ성을 도시한다. 도 29를 일견하면 제 5 실시예(f2/f=-O.31)와 유사한 배치인 것을 알 수 있다. 단, 오목 렌즈인 L2의 양측의 곡률이 커지고 있다.
G2의 L2의 초점 거리는 f2=-26mm 이다. 그러므로 f2/f=-0.26이다. 도 31(비교예 B)과 도 19(제 5 실시예)의 비점 수차를 비교하면 비교예 B의 비점 수차가 현저히 증대하고 있는 것을 알 수 있다. 또한 구면 수차도 크다. 단부 부근에서의 fθ로부터의 어긋남이 커지고 있다.
비교예 B의 fθ렌즈의 비구면 데이터
면번호 1/c(mm) k α2 α3 α4 α5
S1 94.402 -1.618 7.165E-8 4.020E-10 -3.176E-13 2.303E-16
S3 -49.081 -4.700 -9.143E-7 8.370E-12 2.531E-13 -2.408E-16
S6 -90.991 -0.444 9.650E-8 -9.498E-11 2.444E-14 -4.136E-18
S7 238.841 -1.428 -2.472E-7 4.967E-12 8.059E-15 -2.910E-18
f2/f가 상한(-0.3)을 넘는다는 것은 제 2 군의 렌즈(L2)의 오목면의 곡률이 커진다는 것이다. 도 17(제 5 실시예)과 도 29(비교예 B)를 비교하면 그것을 알 수 있다. f2/f가 상한을 넘으면, 여러가지 수차의 균형이 무너지고, 특히 비점 수차가 커진다. 2개의 편향점 중, 렌즈로부터 먼측에서의 편향으로서는, 메리디오널 상면이 under 측에, 사지털 상면이 over 측으로 만곡하기 때문에 도 31과 같이 비점 수차가 크다. 이차원 주사 영역의 대각 방향의 단부에서의 집광성이 크게 악화된다. 한편, 렌즈의 가까운 측의 편향점에 대해서는, 메리디오널 상면이 크고 사지털측으로 움직이고, 고차의 상면 만곡이 현저하게 되기 때문에 over 측으로 크게 굽은 상면이 되어 버린다. 그러므로 f2/f≤-0.3일 필요가 있다.
[비교예 C(f3/f가 하한보다 작은 경우, f3/f=0.38)]
조건 (b)는 f3/f가 0.4 내지 0.9의 사이에 있는 것을 요구한다. 비교예 C는, f3/f가 0.4보다 작은 것이다. 도 33에 비교예 C의 렌즈의 배치를 도시한다. 도 34는 구면 수차를, 도 35는 비점 수차를, 도 36은 fθ성을 도시한다. 도 33을 일견하면 제 6 실시예(f3/f=0.45)와 유사한 배치인 것을 알 수 있다. 단 G3에 포함되는 2개의 평볼록 렌즈(L3, L4)의 볼록면의 곡률이 커지고 있다. 그 때문에 f3가 짧아지고 있다. G3(L3, L4)의 초점 거리는 f3=38mm 이다. 그러므로 f3/f=0.38이다. 0.4보다 작다. 도 34(비교예 C)와 도 22(제 6 실시예)를 비교하면 비교예 C의 구면 수차가 현저하게 증대하고 있는 것을 알 수 있다. 또한 12°를 넘는 각도에서의 비점 수차도 크다. 단부 부근에서의 fθ로부터의 어긋남이 커지고 있다.
비교예 C의 fθ렌즈의 비구면 데이터
면번호 1/c(mm) k α2 α3 α4 α5
S1 128.123 -3.653 -6.420E-8 1.741E-10 -3.876E-13 1.493E-16
S3 -52.547 -5.405 5.288E-7 2.524E-10 1.471E-13 -9.366E-17
S6 -79.491 -1.845 2.960E-7 -1.547E-10 3.787E-14 -3.389E-18
S7 158.967 -0.010 -2.186E-7 3.366E-11 -5.764E-15 1.804E-18
f3/f가 하한(0.4)을 넘는다는 것은 G3의 렌즈의 곡률이 지나치게 크다는 것이다. 0.4＞f3/f의 경우, 굴절력의 균형의 관계로부터, 조건 (a)의 상한을 넘는 경우(f2/f＞-0.3)와 동일한 특성의 열화가 보인다. 제 3 군의 곡률이 지나치게 크므로, 제 3 군에서 발생하는 코마 수차, 비점 수차가 커진다. 제 2 군의 코마 수차, 비점 수차와의 균형이 무너진다. 이에 의해, 특히 주사 영역의 단부에서의 집광성이 저하된다.
또한 제 2 군과의 왜곡 수차의 균형를 잡으면, 패츠벌 합이 보정 과잉으로 된다. 고차의 상면 만곡에 의해 over측으로 상면이 굴곡된다.
[비교예 D(f3/f가 상한을 넘는 경우; f3/f=0.99)]
조건 (b)는 f2/f가 0.4 내지 0.9의 사이에 있는 것을 요구한다. 비교예 D는, 비교예 C와는 반대로 f2/f가 0.9보다 큰 것이다. 도 37에 비교예 D의 렌즈의 배치를 도시한다. 도 38은 구면 수차를, 도 39는 비점 수차를, 도 40은 fθ성을 도시한다. 도 37을 일견하면 제 2 실시예(f3/f=0.85)와 유사한 배치인 것을 알 수 있다. 단지 정의 굴절력을 갖는 G3의 굴절력이 보다 약해지고 있다.
G3(L3+L4)의 초점 거리는 f3=99mm 이다. 그러므로 f3/f=0.99이다. 도 39(비교예 D)와 도 7(제 2 실시예)의 비점 수차를 비교하면 비교예 D의 비점 수차가 증대하고 있는 것을 알 수 있다. 도 38로부터 구면 수차는 작은 것을 알 수 있다. 도 40으로부터 fθ성도 좋다는 것을 알 수 있다.
비교예 D의 fθ렌즈의 비구면 데이터
면번호 1/c(mm) k α2 α3 α4 α5
S2 -942.046 0.000 -1.134E-7 4.600E-11 4.115E-14 1.009E-18
S4 -170.218 2.496 2.300E-7 -2.217E-11 -1.919E-14 -7.905E-18
S6 -229.588 -2.149 2.136E-8 3.543E-13 -8.137E-17 6.073E-20
S7 -449.455 0.000 2.204E-8 1.480E-12 -3.712E-16 1.285E-19
f3/f가 상한(0.9)을 넘는다는 것은 G3의 렌즈의 곡률이 지나치게 작다는 것이다. f3/f가 상한을 넘은 (f3/f＞0.9) 경우, 제 3 군과, 타군의 구면 수차, 코마 수차, 비점 수차의 균형이 나빠진다. 또한 고차의 수차가 발생하여 주사 영역이 넓은 범위에 걸쳐 집광성이 저하된다.
또한 제 2 군과의 왜곡 수차의 균형를 잡으면, 패츠벌 합이 정이 되어 상면 만곡이 생긴다. 더욱이, 입사측 작동 거리가 짧아지는 경향이 있다.
[비교예 E(d/f가 하한보다 작은 경우, d/f=1.77)]
조건 (c)는 d/f가 1.8 내지 2.4의 사이에 있는 것을 요구한다. 이것은 입사측 작동 거리와 출사측 작동 거리가 상당히 길다는 것을 의미한다. 비교예 E는 d/f를 하한 1.8보다 작게 한 것이다. 도 41에 비교예 E의 렌즈의 배치를 도시한다. 도 42는 구면 수차를, 도 43은 비점 수차를, 도 44은 fθ성을 도시한다. 도 41을 일견하면 제 1 실시예(d/f=1.88)과 유사한 배치인 것을 알 수 있다. 제 1 실시예과 같이 비구면을 전혀 사용하지 않고, 구면 렌즈만으로 fθ 렌즈를 구성하고 있다. 단지 d=177mm 이므로, d/f는 1.77이다. 이것은 전측 초점과 L1의 간격 31.750mm과, L3과 상면의 간격 66.420mm이 짧은 것에 하나의 원인이 있다.
도 43(비교예 E)과 도 3(제 1 실시예)의 비점 수차를 비교하면 비교예 E의 비점 수차가 증대하고 있는 것을 알 수 있다. 도 2와 도 42의 비교로부터 구면 수차는 제 1 실시예보다 오히려 작은 것을 알 수 있다. 그러나 도 44로부터 fθ성은 상당히 나쁜 것을 알 수 있다.
d/f가 하한(1.8)보다 작은 경우, 부의 왜곡이 지나치게 커진다. 고차의 왜곡에 의한 보정을 하더라도, fθ성의 직선성이 저하한다. 이것은 도 44를 보면 알 수 있다. 또한, 입사측 작동 거리, 출사측 작동 거리 모두 작아진다.
[비교예 F(d/f가 상한을 넘는 경우, d/f:2.43)]
조건 (c)는 d/f가 1.8 내지 2.4의 사이에 있는 것을 요구한다. 이것은 입사측 작동 거리와 출사측 작동 거리가 상당히 길다는 것을 의미한다. 그러나 이들을 무리하게 길게 하더라도 그 밖의 점에 무리가 생긴다. 비교예 F는 d/f를 2.4보다 크게 한 것이다. 도 45에 비교예 F의 렌즈의 배치를 도시한다. 도 46은 구면 수차를, 도 47은 비점 수차를, 도 48은 fθ성을 도시한다. d=243mm 이므로, d/f는 2.43이다. 이것은 L2와 L3의 간격(25.500mm)과, L3과 L4의 간격(29.500mm)이 긴 것에 하나의 원인이 있다.
도 47의 비점 수차를 보면, 메리디오널, 사지털이 모두 작은 각도라도 상면이 크게 이동한다는 것을 알 수 있다. △M는 12°에서 0.6이나 된다. 20°에서는 -0.4가 되어 변동도 크다. △S도 15°에서 0.3이 된다. 도 48로부터 fθ성이 극히 열악하다는 것도 알 수 있다. 14°일 때에 fθ성으로부터의 어긋남이 0.16%나 된다. 이것은 L1의 굴절력이 작고 부의 왜곡이 크지 않다는 것에 기인한다.
비교예 F의 fθ렌즈의 비구면 데이터
면번호 1/c(mm) k α2 α3 α4 α5
S2 -2267.589 0.000 8.099E-7 -1.005E-11 3.288E-13 -1.719E-16
S4 1301.160 0.000 -2.232E-7 -8.339E-11 6.789E-15 2.241E-18
d/f가 상한(2.4)보다 큰 경우, 각 군의 균형이 무너져, 코마 수차, 비점 수차가 커진다. 집광성이 저하된다. 또한 상면 만곡이 강하게 나타나고, fθ성도 좋지 않다.
[비교예에 있어서의 이차원 주사형 영역에서의 파면 수차]
표 25에 비교예 A 내지 F의 상면 4점에서의 파면 수차의 자승 평균의 평방근(RMS)의 값을 나타낸다. 실시예의 경우의 표 12에 대응한다. 상면에서의 주사 범위가 25mm×25mm의 정방형이다. 주사 영역은 4상한 있지만, 제 1 상한만을 나타낸다. 원점(0,0)과 x 축상의 단부점(25,O), y 축상의 단부점(0,25), 대각선상의 단부점(25,25)의 4점을 대표로서 나타낸다. 물론 천공해야 할 모든 이산점에 대해서 파면 수차는 계산되어 있지만 여기서는 기재하지 않는다.
비교예의 이차원 주사 영역의 좌표(X,Y)에 있어서의 파면 수차 RMS 값(단위: λ)
비교예 번호 (0,0) (25,0) (0,25) (25,25)
A 0.004 0.044 0.036 0.078
B 0.008 0.033 0.041 0.103
C 0.012 0.026 0.051 0.121
D 0.004 0.058 0.065 0.110
E 0.015 0.046 0.042 0.048
F 0.016 0.048 0.117 0.120
상면의 중심(원점)에서 RMS가 최소가 된다. 원점에서는 어떤 비교예도 λ/14(0.0714λ)보다 상당히 작다. 이것은 실시예와 같다. 그러나, 흔들림 각(θ)이 증가하면 파면 수차가 크게 증가한다. 비교예 A, B, C, D, F 에서는(25, 25)의 화상의 대각선의 종단부에서 파면 수차가 λ/14 이상으로 된다. 비교예 F는, (0, 25)에서도 λ/14를 넘는다. 본 발명은 파면 수차가 λ/14 이하인 것을 요구한다. 이들 비교예는 그 요구에 따를 수 없다. 비교예 E는 전면에서 파면 수차가 λ/14 이하이고 집광성은 합격이지만, fθ성이 뒤떨어지는 것과 d가 작고 입사측 작동 거리, 출사측 작동 거리가 좁다는 문제가 있다. 렌즈와 상면과의 거리가 짧기 때문에 레이저 가공에 의한 연소 먼지 등이 렌즈에 튀어올라 렌즈를 오염시킨다는 문제가 있다. 또한, 입사측 작동 거리가 작기 때문에, 2개의 갈바노 미러를 배치하는 공간이 부족하다.
[비교예에 있어서의 3개의 조건의 값의 일람]
본 발명은 실시예에 대하여 (a) 내지 (c)의 조건을 요구하지만,
(a) f2/f=-2.2 내지 -0.3
(b) f3/f=0.4 내지 0.9
(c) d/f=1.8 내지 2.4
비교예로서 들고 있는 것은 어느 한 파라미터가 이 범위로부터 어긋나 있다는 것이다. 많은 비교예가 있어 이해하기 어렵기 때문에, 여기서 파라미터 조건에 대한 비교예의 값을 일람표로 하여 나타낸다. 먼저 6개의 실시예를 설명하고, 파라미터 조건을 표 13으로 하여 나타내었다. 표 26과 표 13을 비교하면 실시예와 비교예의 얼마간의 파라미터의 차이를 알 수 있다.
비교예에 있어서의 각 조건의 값
비교예 번호 f2/f f3/f d/f
A *-2.40 0.82 2.13
B *-0.26 0.47 2.08
C *-0.29 *0.38 2.12
D -2.10 *0.99 2.17
E -0.61 0.58 *1.77
F -1.22 0.71 *2.43
이 표에서 *를 붙인 것이 조건(a) 내지 (c)부터 어긋나 있는 값이다.
탄산 가스 레이저 등의 강력한 적외광 레이저 빔을 이차원 주사하여 집광하여 피처리물에 조사하여 피처리물에 복수의 구멍을 천공하는 레이저 가공을 위한 fθ 렌즈를 처음으로 제공한다. 탄산 가스 레이저 등의 적외광에 대하여 흡수가 적고 투명하며, 2 이상의 굴절률(n＞2)을 가지고 내열성이 있는 재료로 이루어진다. fθ렌즈로서 목적, 작용, 구조, 재료 등에서 완전히 신규인 것이다. 프린터용의 fθ 렌즈는 일차원 주사이지만, 여기서는 이차원 주사형으로 한다. 이차원 주사형 fθ 렌즈로서는 최초의 것이다. 앞서 유례를 볼 수 없다. 이차원 주사로 대각선단부에서도 파면 수차가 λ/14 이하이므로 다수의 미소 직경의 구멍을 정확하게 세로로 둥글게 천공할 수 있다.
레이저 파워도 프린터는 mW의 차수이지만, 레이저 천공은 kW급의 피크 파워를 가지는 펄스 레이저이다. 파워가 1만배 내지 100만배나 다르다. 발열량도 다르지만, 발열에도 견디는 내열성이 있는 재료를 선택하고 있다. 또한, 소위 레이저 손상에 대한 내광강도도 높은 재료를 선정하고 있다. 더욱이, 파장도 다르다. He-Ne나 아르곤 레이저, AlGaAs 반도체 레이저의 경우는, 400nm 내지 900nm이지만, 본 발명은 9μm 내지 10.6μm의 원적외광을 대상으로 한다. 이러한 원적외광에 대하여 흡수가 작고 투명하고 강력한 레이저를 조사하더라도 발열이 충분히 억제되고, 또한, 그 열에 견딘다.
넓은 이차원 주사범위에 걸쳐 높은 fθ 선형성, 텔레센트릭성, 회절 한계의 집광성을 실현할 수 있는 프린트 기판 천공 가공을 위한 이차원 주사 광학계용 fθ 렌즈를 제공할 수 있다.

Claims (6)

  1. 탄산 가스 레이저 또는 YAG 레이저의 적외광 레이저 빔을 이차원 주사하여 집광하여 피처리물에 조사하여 피처리물에 복수의 구멍을 천공하는 레이저 가공을 위해, 이차원 주사 빔을 집광하는 렌즈로서, 적외광에 대해 투명하고 2 이상의 굴절률을 가지는 재료로 이루어지며, 물계측으로부터 차례로, 상기 물계측에 볼록한 정 렌즈로 이루어지는 제 1 군과, 상기 물계측에 오목한 부 렌즈로 이루어지는 제 2 군 및, 정 렌즈만의 1성분 또는 상기 물계측으로부터 차례로 정 렌즈와 부 렌즈 또는 정 렌즈와 정 렌즈의 2성분을 가지고 전체로서 정의 굴절력을 갖는 제 3 군으로 이루어지며, 이차원 주사 영역의 전체 영역에 있어서 파면 수차의 자승 평균 평방근(RMS)이 레이저 광 파장(λ)의 1/14 이하인 것을 특징으로 하는 fθ 렌즈.
  2. 제 1 항에 있어서, 상기 제 2 군 렌즈의 초점 거리를 f2, 전체계의 초점 거리를 f라고 할 때,
    -2.2≤f2/f≤-0.3 인 조건을 만족하는 것을 특징으로 하는 fθ 렌즈.
  3. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서, 상기 제 3 군의 초점 거리를 f3, 전체계의 초점 거리를 f라고 할 때,
    0.4≤f3/f≤O.9 인 조건을 만족하는 것을 특징으로 하는 fθ 렌즈.
  4. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서, 상기 전체계의 전측 초점으로부터 후측 초점까지의 거리를 d, 전체계의 초점 거리를 f라고 할 때,
    1.8≤d/f≤2.4 인 조건을 만족하는 것을 특징으로 하는 fθ 렌즈.
  5. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서,
    각각의 렌즈의 재질은 셀렌화아연(ZnSe) 또는 게르마늄(Ge)인 것을 특징으로 하는 fθ 렌즈.
  6. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서,
    상기 각각의 렌즈의 하나 이상은 비구면 렌즈인 것을 특징으로 하는 fθ 렌즈.
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Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
KR101156018B1 (ko) * 2011-11-06 2012-06-18 아이오솔루션(주) 이산화탄소 레이저 가공장치용 에프세타 렌즈계
KR20210138942A (ko) * 2020-05-13 2021-11-22 최병찬 레이저 가공장치 및 그것의 제어방법

Families Citing this family (37)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2004029416A (ja) * 2002-06-26 2004-01-29 Dainippon Screen Mfg Co Ltd 光走査装置
JP2004205875A (ja) * 2002-12-26 2004-07-22 Toshiba Corp 樹脂レンズ、走査光学装置および画像形成装置
US7869121B2 (en) * 2003-02-21 2011-01-11 Kla-Tencor Technologies Corporation Small ultra-high NA catadioptric objective using aspheric surfaces
JP4616566B2 (ja) * 2003-03-12 2011-01-19 オリンパス株式会社 結像光学系
CA2489941C (en) † 2003-12-18 2012-08-14 Comau S.P.A. A method and device for laser welding
JP5495555B2 (ja) * 2005-03-31 2014-05-21 ケーエルエー−テンカー コーポレイション 非球面を使用した小型で超高ｎａの反射屈折対物レンズ
DE202005015719U1 (de) 2005-10-07 2005-12-08 Trumpf Laser Gmbh + Co. Kg F/theta-Objektiv und Scannervorrichtung damit
WO2007119838A1 (ja) * 2006-04-11 2007-10-25 Sumitomo Electric Hardmetal Corp. Ｙａｇレーザー、ファイバレーザ用レンズおよびレーザ加工装置
WO2008069099A1 (ja) * 2006-11-30 2008-06-12 Sumitomo Electric Industries, Ltd. 集光光学系、レーザ加工方法及び装置、並びに脆性材料素材の製造方法
JP4533409B2 (ja) * 2007-08-06 2010-09-01 キヤノン株式会社 走査型表示光学系
TWI363698B (en) 2009-03-31 2012-05-11 E Pin Optical Industry Co Ltd Two optical elements fθ lens of short focal distance for laser scanning unit
CN101639568B (zh) * 2009-04-29 2011-06-22 深圳市大族激光科技股份有限公司 激光应用大孔径的光学镜头
TWI426293B (zh) * 2009-06-04 2014-02-11 Hon Hai Prec Ind Co Ltd 鏡頭系統
TWI426297B (zh) 2009-06-25 2014-02-11 E Pin Optical Industry Co Ltd 雷射掃描裝置之短聚光距二片式ｆΘ鏡片（二）
JP2012173559A (ja) * 2011-02-22 2012-09-10 Tamron Co Ltd 赤外線レンズ
CN102681147A (zh) * 2011-02-22 2012-09-19 株式会社腾龙 红外线透镜
JP2012173560A (ja) * 2011-02-22 2012-09-10 Tamron Co Ltd 赤外線レンズ
EP2695016B1 (en) * 2011-04-01 2017-05-03 Lensar, Inc. System for laser generated corneal and crystalline lens incisions using a variable f/ optical system with aspheric contact interface to the cornea or rotating and adaptive optics
CN102566012A (zh) * 2012-03-16 2012-07-11 南京波长光电科技有限公司 远心扫描镜头
TWI471587B (zh) * 2012-08-27 2015-02-01 玉晶光電股份有限公司 Four-piece optical imaging lens and the application of the lens of the electronic device
CN104769474B (zh) * 2012-10-31 2017-03-29 大族激光科技产业集团股份有限公司 一种远红外激光加工用Fθ镜头及激光加工设备
JP6083284B2 (ja) * 2013-03-26 2017-02-22 オムロン株式会社 レーザ加工装置
WO2015024233A1 (zh) * 2013-08-22 2015-02-26 深圳市大族激光科技股份有限公司 红外大幅面远心激光打标Fθ镜头
CN103698875B (zh) * 2014-01-03 2016-01-20 中山大学 一种高反差高锐度的医用微型近红外血管显影镜头
US20180141153A1 (en) * 2014-11-04 2018-05-24 Inasco Asbestos Converting Ab Optical system for focusing a high energy laser
US10357848B2 (en) 2015-01-19 2019-07-23 General Electric Company Laser machining systems and methods
CN105445900B (zh) * 2015-03-09 2017-09-12 北京天诚盛业科技有限公司 成像镜头、虹膜成像模组以及虹膜识别装置
DE102016213878B3 (de) * 2016-07-28 2017-11-30 Fraunhofer-Gesellschaft zur Förderung der angewandten Forschung e.V. Gehäuse für einen Mikrochip mit einem strukturierten Schichtverbund und Herstellungsverfahren dafür
CN109425962A (zh) * 2017-08-30 2019-03-05 上海微电子装备（集团）股份有限公司 一种用于激光加工的F-theta镜头
KR101920685B1 (ko) 2017-10-25 2019-02-13 주식회사 필옵틱스 레이저 미세 가공용 스캔 렌즈
CN110161650B (zh) * 2018-02-14 2021-07-20 新巨科技股份有限公司 四片式红外单波长镜片组
US10859798B2 (en) 2018-09-06 2020-12-08 Bae Systems Information And Electronic Systems Integration Inc. Wide field of view F-theta lens
CN111025617B (zh) * 2019-12-24 2021-02-19 中国科学院福建物质结构研究所 一种激光显微物镜
CN110989142B (zh) * 2019-12-30 2021-07-06 中国科学院长春光学精密机械与物理研究所 一种傅里叶变换成像光谱仪前置共口径双波段消色差镜头
CN112180572B (zh) * 2020-09-30 2021-07-27 中国科学院西安光学精密机械研究所 一种制冷型中波红外消热差光学镜头
US20240126051A1 (en) * 2021-06-23 2024-04-18 Corephotonics Ltd. Compact folded tele cameras
DE102022105366A1 (de) 2022-03-08 2023-09-14 Trumpf Laser Gmbh F-Theta-Objektiv und Scannervorrichtung damit

Family Cites Families (12)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS5817408A (ja) 1981-07-24 1983-02-01 Olympus Optical Co Ltd 等速度走査用レンズ
JPS5888716A (ja) * 1981-11-24 1983-05-26 Canon Inc 高解像力を有する等速度走査用レンズ
JPS58215616A (ja) * 1982-06-09 1983-12-15 Nippon Kogaku Kk <Nikon> 対物レンズ
JPS6130243A (ja) 1984-07-20 1986-02-12 Masashi Ose コイリング装置
FR2655877B1 (fr) 1989-12-14 1994-09-16 Air Liquide Distributeur de fluides pour colonne d'echange de chaleur et de matiere, notamment a garnissage, et colonne munie d'un tel distributeur.
JP3034565B2 (ja) * 1990-08-06 2000-04-17 リコー光学株式会社 テレセントリックなｆθレンズ
JPH05127082A (ja) * 1991-11-07 1993-05-25 Nikon Corp 小型のズームレンズ
US5404247A (en) 1993-08-02 1995-04-04 International Business Machines Corporation Telecentric and achromatic f-theta scan lens system and method of use
JP3339934B2 (ja) * 1993-09-29 2002-10-28 富士写真光機株式会社 ｆ・θレンズ
JPH07168095A (ja) * 1993-12-16 1995-07-04 Olympus Optical Co Ltd トリプレットレンズ
US5646765A (en) * 1994-10-05 1997-07-08 Synrad, Inc. Laser scanner
JP3287319B2 (ja) * 1998-10-16 2002-06-04 富士ゼロックス株式会社 光学走査装置、走査レンズ、及び画像形成装置

Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
KR101156018B1 (ko) * 2011-11-06 2012-06-18 아이오솔루션(주) 이산화탄소 레이저 가공장치용 에프세타 렌즈계
KR20210138942A (ko) * 2020-05-13 2021-11-22 최병찬 레이저 가공장치 및 그것의 제어방법

Also Published As

Publication number Publication date
EP1081525A3 (en) 2003-07-23
JP2001051191A (ja) 2001-02-23
US6324015B1 (en) 2001-11-27
KR100352206B1 (ko) 2002-09-12
DE60025663D1 (de) 2006-04-13
TW477727B (en) 2002-03-01
JP3201394B2 (ja) 2001-08-20
EP1081525B1 (en) 2006-01-25
EP1081525A2 (en) 2001-03-07
DE60025663T2 (de) 2006-09-07

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