WO2015025516A1 - 撮像レンズ系及びこれを備えた撮像装置 - Google Patents

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WO2015025516A1
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lens system
imaging
imaging lens
image
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PCT/JP2014/004238
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杉　靖幸
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日立マクセル株式会社
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    • G02B9/00—Optical objectives characterised both by the number of the components and their arrangements according to their sign, i.e. + or -
    • G02B9/12—Optical objectives characterised both by the number of the components and their arrangements according to their sign, i.e. + or - having three components only

Definitions

  • the present invention relates to an imaging lens system, and more particularly to an imaging lens system suitable for an in-vehicle camera.
  • Patent Document 1 describes an imaging lens system suitable for a vehicle-mounted camera that is compact with a configuration of three lenses and can capture a wide-angle range.
  • an aperture stop is located between the second lens and the third lens. Therefore, as compared with the case where the aperture stop is closer to the object side than the second lens, the exit pupil position is closer to the image plane, so that the telecentricity tends to be insufficient.
  • the present invention has been made to solve the above-described problems, and is a compact and inexpensive imaging lens that can capture a wide angle of view of 120 degrees or more, has excellent telecentricity, and has good resolution performance.
  • the purpose is to provide a system.
  • the imaging lens system of the present invention is: An infrared imaging lens system having a diagonal angle of view of 120 degrees or more when a subject image is formed on an imaging device, In order from the object side, a concave first lens having a negative power, an aperture stop, a second lens convex to the image side having positive power, and a convex to the image side having positive power A third lens having a shape, When the maximum value of the tangent angle of the image side lens surface of the first lens is ⁇ , 45 ° ⁇ ⁇ ⁇ 70 ° (1) Satisfied.
  • ⁇ is less than 45 degrees, it becomes difficult to correct aberrations of light rays that are formed at a high image height corresponding to a wide angle.
  • the angle exceeds 70 degrees, it is difficult to measure the surface shape, which is not preferable for manufacturing.
  • the first lens is a plastic lens, it is difficult to release during injection molding, and when it is a glass mold lens, it is difficult to fill the material during molding, and when it is a glass polished lens, it is difficult to polish. Not preferable.
  • ⁇ is 48 ° ⁇ ⁇ ⁇ 70 ° (2) Is preferably satisfied.
  • ⁇ is 48 degrees or more, it becomes easier to correct the aberration of the light beam formed at a high image height corresponding to the wide angle, the aberration can be reduced, and the MTF characteristic is improved.
  • ⁇ is 52 ° ⁇ ⁇ ⁇ 62 ° (3) Is preferably satisfied.
  • ⁇ is 52 degrees or more, it becomes easier to correct the aberration of the light beam formed at a high image height corresponding to the wide angle, the aberration can be reduced, and the MTF characteristic is improved.
  • ⁇ is 62 degrees or less because the manufacturing becomes easier.
  • ⁇ is 60 degrees or more because aberration can be further reduced and the MTF characteristics are easily improved.
  • the focal length of the second lens is f2
  • the focal length of the entire lens system is f, 1.5 ⁇ f2 / f ⁇ 5 (4) It is preferable to satisfy
  • the upper limit value of the expression (4) is exceeded, the power of the second lens (reciprocal of the focal length) becomes weak, and the light beam height at the third lens of the light beam that forms an image with a high image height becomes too high.
  • the third lens becomes too large, making it difficult to reduce the size of the imaging lens system.
  • the lower limit value of the expression (2) is exceeded, the power of the second lens becomes too strong, and the ray height at the third lens of the ray that forms an image with a high image height becomes too low. This makes it difficult to ensure telecentricity.
  • the lens having the longer focal length is preferably a plastic lens
  • the lens having the shorter focal length is a glass lens.
  • the object-side lens surface of the first lens is preferably concave on the object side in the vicinity of the optical axis and has an inflection point.
  • the distance between the effective diameter end of the object side surface of the first lens and the front cover glass can be reduced in the imaging lens system of the present invention, so that the size of the front cover glass can be reduced.
  • the above-mentioned front cover glass may be provided in order to improve lens protection or design.
  • fp is the focal length of the second lens and the third lens which is a plastic lens
  • f1 is the focal length of the first lens
  • the burden of the positive power of the plastic lens is reduced by causing the glass lens to bear most of the positive power necessary for the entire imaging lens system. Further, by using a total of four object side lens surfaces and image side lens surfaces of both of the two plastic lenses, it is possible to cancel the focus movement amount when the refractive index and dimensions of the plastic lens change when the temperature changes. it can. As a result, it is possible to reduce the amount of focus movement of the entire lens system when the temperature changes. Further, even if two inexpensive plastic lenses are used, an imaging lens system with little deterioration in resolution performance due to temperature change can be obtained.
  • equation (5) is equivalent to the ratio of the power of the plastic lenses (reciprocal of the focal length).
  • the upper limit of the expression (5) is exceeded, the negative power of the first lens is reduced, and the amount of focus movement of the entire lens system when the temperature changes is increased.
  • the positive power of the plastic lens becomes small, and the amount of focus movement of the entire lens system at the time of temperature change increases.
  • the lens configuration of the present invention since the light beam is bounced up by the first lens having negative power, the light beam height at the second lens and the third lens is higher than the light beam height at the first lens. Become. For this reason, by satisfying equation (5), which is the point where the absolute values of the focal lengths of the negative plastic lens and the positive plastic lens are not equal to each other, the amount of focus movement and the degradation of the resolution characteristics at the time of temperature change are reduced. It becomes possible to suppress.
  • the focal length of the third lens may be longer than the focal length of the second lens
  • the second lens may be a glass lens
  • the second lens may be spherical on both sides.
  • the first lens and the third lens are plastic lenses, and the second lens is a glass lens.
  • both the object side lens surface and the image side lens surface of the second lens are spherical surfaces.
  • the first lens and the second lens are plastic lenses
  • the third lens is a glass lens
  • the second lens can be a spherical glass polished lens that is less expensive than an aspheric glass mold lens.
  • the angle formed between the principal ray incident on the image plane and the optical axis is 10 degrees or less.
  • the angle formed between the principal ray incident on the image plane and the optical axis is 8 degrees or less.
  • a band-pass filter that selectively transmits near-infrared light.
  • the imaging apparatus of the present invention A flat cover glass disposed on the object side of the imaging lens system; An imaging element that is disposed at a focal point of the imaging lens system and captures an image formed by the imaging lens system.
  • a wide diagonal field angle of 120 degrees or more is provided.
  • the angle of view can be set.
  • the angle between the principal ray and the optical axis is large between the first lens and the second lens.
  • the second lens and the third lens having positive power are convex on the image side.
  • the angle between the principal ray and the optical axis is gradually reduced as it approaches the image plane, so that sufficient telecentricity can be realized on the image plane.
  • the object side surface of the first lens has a concave maximum on the object side in the vicinity of the optical axis, and has a convex shape on the object side through an inflection point. It is a shape that takes a local minimum.
  • One factor that determines the size of the effective diameter in the direction perpendicular to the optical axis of the front cover glass is the sag amount B at the effective diameter end of the object side surface of the first lens shown in FIG.
  • the effective diameter of the object side surface of the first lens is R1, and 0 ⁇ B / R1 ⁇ 0.10 (6) ) It is desirable that
  • the diameter of the front cover glass can be reduced by reducing the total value ⁇ T of the absolute value of the sag amount (negative value) C and the sag amount B (positive value) at the minimum value on the first lens object side. Therefore, ⁇ T / R1 ⁇ 0.1 (7) Is preferred. More preferably, ⁇ T / R1 ⁇ 0.05 (8) It is desirable that
  • the present invention it is possible to provide a compact and inexpensive imaging lens system that can capture a wide angle of view of 120 degrees or more, has excellent telecentricity, and has good resolution performance.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view illustrating a configuration of an imaging lens system of Example 1.
  • FIG. 3 is a diagram illustrating a first lens of Example 1.
  • 2 is a spherical aberration diagram of Example 1.
  • FIG. 2 is a field curvature diagram and a distortion diagram of Example 1.
  • FIG. FIG. 3 is a lateral aberration diagram of Example 1. It is a figure which shows MTF at the time of 25 degreeC of Example 1.
  • FIG. FIG. 3 is a view showing an MTF at ⁇ 40 ° C. in Example 1. It is a figure which shows MTF at the time of 105 degreeC of Example 1.
  • FIG. It is a figure which shows MTF at the time of 125 degreeC of Example 1.
  • FIG. 6 is a cross-sectional view illustrating a configuration of an imaging lens system of Example 2.
  • FIG. FIG. 6 is a spherical aberration diagram of Example 2.
  • FIG. 6 is a field curvature diagram and distortion diagram of Example 2.
  • FIG. 6 is a lateral aberration diagram of Example 2. It is a figure which shows MTF at the time of 25 degreeC of Example 2.
  • FIG. 6 is a view showing an MTF at ⁇ 40 ° C. in Example 2. It is a figure which shows MTF at the time of 105 degreeC of Example 2.
  • FIG. 6 is a cross-sectional view illustrating a configuration of an imaging lens system of Example 3.
  • FIG. 6 is a spherical aberration diagram of Example 3. It is a field curvature figure of Example 3, and a distortion aberration figure.
  • FIG. 4 is a lateral aberration diagram of Example 3. It is a figure which shows MTF at the time of 25 degreeC of Example 3.
  • FIG. 6 is a view showing an MTF at ⁇ 40 ° C. in Example 3. It is a figure which shows MTF at the time of 105 degreeC of Example 3.
  • FIG. It is a figure which shows MTF at the time of 125 degreeC of Example 3.
  • FIG. 6 is a cross-sectional view illustrating a configuration of an imaging lens system according to Example 4.
  • FIG. 6 is a spherical aberration diagram of Example 4.
  • FIG. 6 is a field curvature diagram and distortion diagram of Example 4.
  • FIG. 6 is a lateral aberration diagram of Example 4. It is a figure which shows MTF at the time of 25 degreeC of Example 4.
  • FIG. 4 is a view showing an MTF at ⁇ 40 ° C. in Example 4. It is a figure which shows MTF at the time of 105 degreeC of Example 4.
  • FIG. It is a figure which shows MTF at the time of 125 degreeC of Example 4.
  • FIG. 6 is a cross-sectional view illustrating a configuration of an imaging lens system of Example 5.
  • FIG. FIG. 6 is a spherical aberration diagram of Example 4.
  • FIG. 6 is a field curvature diagram and distortion diagram of Example 4.
  • FIG. 6 is a lateral aberration diagram of Example 4. It is a figure which
  • FIG. 6 is a spherical aberration diagram of Example 5.
  • FIG. 6 is a field curvature diagram and a distortion diagram of Example 5.
  • FIG. 10 is a lateral aberration diagram of Example 5. It is a figure which shows MTF at the time of 25 degreeC of Example 5.
  • FIG. 6 is a view showing an MTF at ⁇ 40 ° C. in Example 5. It is a figure which shows MTF at the time of 105 degreeC of Example 5.
  • FIG. It is a figure which shows MTF at the time of 125 degreeC of Example 5.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view illustrating a configuration of an imaging lens system according to Example 6.
  • FIG. FIG. 6 is a spherical aberration diagram of Example 6.
  • FIG. 6 is a lateral aberration diagram of Example 6. It is a figure which shows MTF at the time of 25 degreeC of Example 6.
  • FIG. 6 is a view showing an MTF at ⁇ 40 ° C. in Example 6. It is a figure which shows MTF at the time of 105 degreeC of Example 6.
  • FIG. It is a figure which shows MTF at the time of 125 degreeC of Example 6.
  • FIG. 1 is a diagram (ray diagram) showing a configuration of an imaging lens system to which the present invention is applied.
  • the lens unit 1 is a wide-angle lens mounted on an imaging device that performs imaging using near infrared rays.
  • the lens unit 1 includes a first lens 2, an aperture stop 3, a second lens 4, and a third lens 5 in order from the object side (subject side).
  • a front cover glass 6 is disposed on the object side of the lens unit 1 to protect the lens unit 1.
  • a band pass filter 7 that transmits light in a specific wavelength band in the near infrared region and a sensor cover glass 8 for protecting the sensor are arranged.
  • the first lens 2, the aperture stop 3, the second lens 4, and the third lens 5 constitute an imaging lens system.
  • the imaging lens system may include a front cover glass 6, a band pass filter 7, and a sensor cover glass 8.
  • a sensor such as a solid-state image sensor is disposed on the image plane 9, but is omitted in FIG.
  • the front cover glass 6 is for protecting the lens unit 1 and prevents the end user or the like from touching the first lens 2 directly.
  • the band-pass filter 7 is an interference filter formed by alternately laminating a high refractive index material layer and a low refractive index material layer on a transparent substrate that can transmit infrared rays by a vacuum deposition method, a sputtering method, or the like.
  • the bandpass filter 7 is a near-infrared transmission filter, and transmits light in a specific wavelength band (near infrared region) of 820 nm to 880 nm.
  • the band pass filter 7 is disposed perpendicular to the optical axis L.
  • the sensor cover glass 8 is for protecting the sensor, and is arranged perpendicular to the optical axis L.
  • the lens unit 1 includes, in order from the object side to the image side, a first lens 2 having a biconcave shape in the vicinity of the optical axis having negative power, an aperture stop 3, and a convex shape having positive power toward the image side.
  • the second lens 4 and a third lens 5 having a positive power and having a biconvex shape in the vicinity of the optical axis.
  • the first lens 2 and the third lens 5 are both plastic lenses
  • the second lens 4 is a glass lens.
  • Table 1 lens data of each lens surface of the lens unit 1, the front cover glass 6, the band pass filter 7, and the sensor cover glass 8 are shown in Table 1.
  • Table 2 shows the aspheric coefficients for defining the aspheric shape of each lens surface.
  • each surface is specified in the order counted from the object side.
  • the fifth surface is a diaphragm surface.
  • the 14th surface is an image surface.
  • the first lens 2 and the third lens 5 are both aspheric on both the object side and the image side, and the other surfaces have the aspheric coefficients shown in Tables 2 and 3. As can be seen from 0, it is a spherical surface or a flat surface.
  • 10th, 12th, 14th, and 16th order aspherical coefficients are A4, A6, A8, A10, A12, A14, and A16, respectively, they are expressed by the following equations.
  • ⁇ represents a power, for example, h ⁇ 10 represents h to the 10th power.
  • the above formula applies not only to the first embodiment but also to all the embodiments described in this specification.
  • the basic data of the lens unit 1 of Example 1 is as follows.
  • the so-called optical total length which represents the distance from the surface vertex of the object side surface of the first lens 2 to the image plane, is 10. with a 0.3 mm-thick bandpass filter 7 and a 0.4 mm-thick sensor cover glass 8 included. 117 mm.
  • the optical total length when the thicknesses of the bandpass filter 7 and the sensor cover glass 8 are converted to air is 9.880 mm.
  • the object distance is a distance from a point on the optical axis of the object to the surface vertex of the object side surface of the first lens 2, and is a value including the thickness of the front cover glass 2.
  • the object distance when the thickness of 1.1 mm on the optical axis of the front cover glass 2 is converted into air is 499.93 mm.
  • the diagonal field angle is a full field angle represented by 2 ⁇ , and a half field angle ⁇ , which is half of the total field angle, is 73.5 °.
  • FIG. 2 is a diagram for explaining the shape of the first lens 2.
  • the tangent angle ⁇ is maximized at the effective diameter end on the image side lens surface of the first lens 2.
  • the tangential angle of the lens surface is an angle at which the tangent of the lens surface and the normal of the optical axis intersect within the effective diameter of the lens surface.
  • the maximum value of the tangent angle ⁇ is more than 50 ° and 60.3 °.
  • the first lens 2 shown in FIG. 1 has a biconcave shape in the vicinity of the optical axis, but the object side surface has a surface shape having an inflection point that becomes a convex shape away from the optical axis. Thereby, the occurrence of aberrations such as field curvature can be suppressed. Further, by making the sag amount B as small as possible, the distance between the front cover glass 6 and the object side surface of the first lens 2 is made as small as possible, and the effective radius D of the front cover glass 6 is reduced.
  • Q1, Q2, and Q3 represent chief rays, lower rays (lower marginal rays), and upper rays (upper marginal rays) directed to the diagonal image height, respectively.
  • the effective radius D of the front cover glass 6 is determined by the position where the lower light beam Q2 passes through the front cover glass 6. At this time, the value of D becomes smaller as the distance A in FIG. 1 is shorter.
  • a in FIG. 1 is the distance between the effective diameter end of the object side surface of the first lens 2 and the front cover glass 6. In particular, the wider the lens, the larger the value of ⁇ , and D increases in proportion to A ⁇ tan ⁇ .
  • the necessity of reducing the dimension A is small for a telephoto lens or a standard lens having a small half angle of view ⁇ , but the necessity is large when the front cover glass 6 is required for a wide-angle lens. It becomes.
  • the sag amount Z increases as the height from the optical axis increases from about half the effective diameter to the effective diameter end (100% height). It has a lens shape that approaches the image plane. Thereby, the field curvature aberration performance can be kept good.
  • the vicinity of the optical axis is made as concave as possible, an inflection point is provided in the middle of the effective diameter end, and the lens surface is directed toward the image side from the inflection point to the effective diameter end.
  • the sag amount B at the end of the effective diameter can be reduced.
  • the dimension A can be reduced and the effective radius D can be reduced, which is convenient for downsizing the entire imaging apparatus.
  • the burden is shared.
  • the power of the second lens 4 power: the reciprocal of the focal length
  • the light beam toward the maximum image height is strongly bent in the direction closer to the optical axis by the second lens, and the third lens 5 Passes nearer to the optical axis.
  • the image side surface of the third lens 5 passes through a portion closer to the optical axis, resulting in poor telecentricity.
  • aberration correction of a light beam formed mainly at a low image height is performed at a portion close to the optical axis of the lens surface, and a high image height is mainly formed at a portion away from the optical axis of the lens surface. It is desirable to correct aberrations of light rays to be imaged to correct aberrations such as spherical aberration and curvature of field.
  • a light beam formed at a high image height can pass through a height away from the optical axis desirable for correcting aberrations in the third lens.
  • the lens unit 1 of the first embodiment includes a first lens 2, an aperture stop 3, a second lens 4, and a third lens 5, and has a principal ray angle close to image-side telecentricity,
  • the light beam emitted from the lens unit 1 is parallel or nearly parallel to the optical axis L.
  • the incident angle of the light beam to the band-pass filter 7 disposed on the image side of the lens unit 1 is 0 ° (vertical incidence) or close to 0 °.
  • Table 4 shows the relationship between the image height and the incident angle of the light beam on the band pass filter (BPF) 7.
  • the incident angle of the light beam on the band pass filter 7 is an angle at which the light beam incident on the band pass filter 7 and the optical axis of the lens unit 1 intersect.
  • the incident angle of the light beam that passes through the lens unit 1 and enters the bandpass filter 7 and the sensor is less than 18 °.
  • the maximum value is 5.76 degrees with an image height of 90%, and the incident angle of the principal ray that passes through the lens unit 1 and enters the bandpass filter 7 and the sensor is 6 °. It can be said that it is less than.
  • the lens unit 1 of the present embodiment it is possible to accurately transmit a light beam having a wavelength band of 800 to 900 nm preset in the band pass filter 7 as a transmission wavelength band.
  • the lens unit 1 including only three lenses realizes a state close to image-side telecentricity, it is possible to suppress an increase in the total length of the lens unit 1.
  • FIG. 3 is a longitudinal aberration diagram of the imaging lens system of Example 1 calculated using light rays having a wavelength of 850 nm.
  • the horizontal axis indicates the position where the optical axis and the light beam intersect, and the vertical axis indicates the height at which the light beam enters the aperture stop 3.
  • FIG. 4 is a field curvature diagram and a distortion diagram of the imaging lens system of Example 1 calculated using a light beam having a wavelength of 850 nm. In the left side view of FIG.
  • the horizontal axis indicates the distance in the optical axis direction
  • the vertical axis indicates the image height
  • S represents the field curvature aberration on the sagittal surface
  • T represents the field curvature aberration on the tangential surface.
  • the horizontal axis indicates the amount of image distortion
  • the vertical axis indicates the image height.
  • the amount of image distortion is the distortion of optical display.
  • FIG. 5 is a transverse aberration diagram of the imaging lens system according to the present example.
  • IMA: 0.0000 mm represents an image height of 0 mm
  • IMA: 1.3500 mm represents an image height of 1.35 mm
  • IMA: 1.8000 mm represents an image height of 1.8 mm
  • IMA: 2.2500 mm represents an image. Represents a height of 2.25 mm.
  • the vertical axis of each graph in FIG. 5 represents the lateral aberration amount ( ⁇ m), and the vertical axis scale is ⁇ 30 ⁇ m.
  • IMA: 0.0000 mm represents an image height of 0 mm
  • IMA: 1.3500 mm represents an image height of 1.35 mm
  • IMA: 1.8000 mm represents an image height of 1.8 mm
  • IMA: 2.2500 mm represents an image height of 2. Represents 25 mm.
  • Px represents the relative pupil X coordinate
  • Py represents the relative pupil Y coordinate.
  • the scale of Px and Py is ⁇ 1.0.
  • a lens made of a material having a small dispersion (a material having a large Abbe number) and a material having a large dispersion are used to correct chromatic aberration. It is necessary to combine with a lens made of (a material with a small Abbe number).
  • the lens unit 1 of the present embodiment performs imaging under a light beam in a specific wavelength band in the near infrared region in the near infrared region, it is not necessary to consider an increase in chromatic aberration.
  • the third lens 5 closest to the image side among the three lenses constituting the lens unit 1 is a lens having a curvature of the image side lens surface larger than that of the object side lens surface.
  • the aperture stop 3 is disposed on the object side of the second lens 4.
  • Example 1 in Table 1 and FIG. 1, the state with the front cover glass 6 is described as a convenient case in terms of lens protection and design when attached to a camera device or a car.
  • the lens unit 1 of Example 1 functions as an imaging lens system even if the front cover glass 6 is not provided.
  • a band pass filter 7 is provided in the imaging lens system of Example 1, a band pass filter 7 is provided.
  • another filter may be provided on the front surface of the lens without providing the bandpass filter 7, or a material that does not transmit visible light or has low visible light transmittance may be used for the front cover glass 6. Good.
  • the lens of Example 1 may be used so as to transmit visible light.
  • the MTF Modulation Transfer Function
  • the MTF performance may be deteriorated due to chromatic aberration.
  • the deterioration is within an allowable value, it can be used.
  • the degradation of the MTF performance can be suppressed to a small level.
  • FIG. 6 shows the MTF in the infrared light range of the imaging lens system according to Example 1.
  • the MTF was calculated by setting the wavelength range of infrared light used for calculation to 820 to 880 nm and the color weight of light having wavelengths of 820 nm, 850 nm, and 880 nm as 0.25: 0.50: 0.25.
  • FIG. 10 shows the MTF in the visible light range of the imaging lens system according to Example 1.
  • the MTF was calculated by setting the wavelength range of visible light used for calculation to 575 to 604 nm, and the color weights of light having wavelengths of 575 nm, 588 nm, and 604 nm as 0.25: 0.50: 0.25.
  • the MTF value at an image height of 0 mm at the center of the screen is as good as 88% at a spatial frequency of 60 cycles / mm.
  • the MTF in the tangential direction at the image height of 2.25 mm at the outermost peripheral portion of the screen is 70% at 30 lines / mm, which is slightly deteriorated from 82% in the case of infrared light shown in FIG. However, a relatively good value can be maintained.
  • the maximum value of the tangent angle of each lens surface is a value shown in Table 5.
  • the second lens 4 is a glass lens
  • the first lens 2 and the third lens 5 are plastic lenses
  • the power distribution shown in Table 6 is used, so that good resolution performance and MTF performance can be obtained even when the temperature changes. I can keep it.
  • 6 to 9 show the MTF of the imaging lens system according to Example 1 at different temperatures.
  • 6 shows the MTF value at room temperature of 25 ° C.
  • FIG. 7 shows the MTF value at ⁇ 40 ° C.
  • FIG. 8 shows the temperature at 105 ° C.
  • FIG. 7 to 9 only the refractive indexes of the first lens 2, the second lens 4, and the third lens 5 are changed from the refractive index values shown in Table 1. This is because the lens shape and the surface interval change due to expansion and contraction in actuality, but the amount of change in the surface interval varies depending on the material of the lens barrel. Since it is large, the MTF value when only the refractive index is changed is shown here.
  • the value of the refractive index with respect to the main wavelength of 850 nm of the first lens 2 and the third lens 5 which are plastic lenses is as follows. 25 ° C 1.52718 -40 ° C 1.53282 105 ° C 1.51994 125 ° C 1.51812
  • the refractive index of the second lens 4 that is a glass lens with respect to the dominant wavelength of 850 nm is as follows. 25 ° C 1.79008 ⁇ 40 ° C. 1.78983 105 ° C 1.79042 125 ° C 1.79050
  • the refractive index of the first lens 2 and the third lens 5 decreases as the temperature increases, and the refractive index of the second lens 4 increases as the temperature increases.
  • the second lens 4 which is a glass lens and a convex lens, changes in the reverse direction with a refractive index change amount by about 1/20 of the temperature of the first lens 2 and the third lens 5 which are plastic lenses.
  • the refractive index change when the temperature of the plastic lens changes can be reduced by about 1/20.
  • the MTF value at room temperature in FIG. 6 is 82% at 60 lines / mm.
  • the MTF values are 82%, 80%, and 79%, and the deterioration is within 3%.
  • the MTF value at room temperature in FIG. 6 is 63% at 60 lines / mm.
  • the MTF values become 62%, 58% and 56%, and the deterioration is within 7%. That is, a lens system in which the change in MTF performance is small even when the temperature changes in a wide range of ⁇ 40 ° C. to 125 ° C. and 165 ° C. can be realized even if two plastic lenses are used.
  • the second lens 4 and the third lens 5 having positive power the second lens 4 having a shorter focal length (higher power) is larger as a glass lens.
  • the glass lens bears the power of the lens
  • the plastic lens bears the weaker positive power.
  • power is the reciprocal of the focal length. More specifically, in consideration of the height of the light beam at each lens of the marginal beam (beam passing through the edge of the aperture) toward the center of the screen, the negative power of the concave surface of the plastic lens and the positive power of the convex surface are canceled. Yes. That is, as shown in Table 7, the average value of the marginal real ray height at the object side surface and the image side surface in each lens is 0.404 mm for the first lens 2 and 0.676 mm for the third lens 5. 2 and the third lens 5 have a ratio of 1: 1.673.
  • u is a ray angle in paraxial theory at the time of incidence on the refracting surface
  • u ′ is the ray angle in the paraxial theory after passing through the refractive surface
  • h is the ray height in paraxial theory on the refracting surface
  • ⁇ is the power of the refracting surface (the reciprocal of the focal length).
  • Example 1 the power ratio between the first lens 2 and the third lens 5 is the reciprocal of the focal length ratio.
  • the value is almost close to the value obtained by multiplying the reciprocal of the light beam height ratio of the first lens 2 and the third lens 5 by -1.
  • Table 7 shows the ray height at each lens surface of the marginal ray that reaches the image height of 0 mm at the center of the screen through the edge of the aperture stop.
  • the value obtained by multiplying the average value of the ray height at the object side and the image side by the lens power (the reciprocal of the focal length) is -0.134 for the first lens 2 and +0 for the third lens 5.
  • 132 the absolute value of which is only 0.002.
  • the difference 0.002 is 1/67 compared with the absolute value 0.134 of the first lens 2 and 1/66 compared with the value 0.132 of the third lens 5 and is small. Value. Therefore, it can be said that the negative power and the positive power of the plastic lens can be canceled in consideration of the height of the light beam.
  • the amount of change in the refractive index of the second lens 4 which is a glass lens is smaller than that of the plastic lens, it is only necessary to consider whether or not the power between the plastic lenses is canceled in the design.
  • the degree of change of the refractive index due to temperature in the imaging lens system of the present embodiment, the refractive index change of the glass lens is about 1/20 that of the plastic lens.
  • the MTF has a wavelength range of infrared light used for calculation of 820 to 880 nm, and color weights of light of wavelengths 820 nm, 850 nm, and 880 nm are 0.25: 0.50: 0. Calculated as 25.
  • MTF values that are desired or necessary for a camera or an imaging apparatus can be obtained even with different wavelengths and color weights, and it goes without saying that the present invention can be applied to such cases. .
  • an imaging element is provided on the image plane (focal position) of the lens unit 1.
  • the imaging device is a CCD sensor or a CMOS sensor that can receive light from the visible light region to the near infrared region of about 1300 nm.
  • the imaging device according to the present invention includes, for example, an imaging module and an infrared illumination device that irradiates a light beam including a specific wavelength band that passes through the bandpass filter 7, that is, a light beam including a near-infrared ray having a wavelength band of 800 nm to 900 nm. It may be.
  • an object can be imaged using a light beam in a specific wavelength band in the near infrared region.
  • the effective diameter of the object side surface of the first lens 2 in Example 1 is 5.530 mm, and the sag (value B in FIG. 1) of the object side surface of the first lens 2 at the effective diameter end is +0. .239 mm. Further, on the object side surface of the first lens 2, the height of the light beam from the optical axis at which the sag is negative and the absolute value of the sag is maximum is 1.224 mm, and the sag at that time is -0.054 mm.
  • sag means the amount of displacement that the lens surface is displaced in the direction parallel to the optical axis with respect to the lens surface vertex. If the lens surface is displaced from the lens surface vertex to the image side, the sign is plus. If it is displaced toward the object side, it is negative.
  • the value of the expression (6) is as follows.
  • B / R1 0.0432
  • FIG. 11 is a diagram (ray diagram) illustrating the configuration of the imaging lens system according to the second embodiment. Aberration diagrams of the imaging lens system of Example 2 are shown in FIGS.
  • Table 8 shows lens data of the imaging lens system of Example 2, and Tables 9 and 10 show aspheric coefficients for defining the aspheric shape of each lens surface. Items described in Tables 8 to 10 are the same as those in Tables 1 to 3 in Example 1.
  • the basic data of the lens unit 1 of Example 2 is as follows.
  • f the focal length of the entire lens system
  • f1 the focal length of the first lens 2
  • f2 the focal length of the second lens 4
  • f3 the focal length of the third lens 5.
  • the diagonal field angle is the total field angle represented by 2 ⁇ and is 147 degrees.
  • the maximum value ⁇ of the tangent angle on the image side surface of the first lens 2 is 68.05 degrees.
  • the MTF characteristics shown in FIG. 15 are obtained.
  • the MTF value of 60 lines / mm at the image height of 0 mm is 1% better than that of Example 1, but the image height of 1.8 mm and the image height of 2.
  • Example 2 is better by about 1 to 3%. This indicates that the resolution performance at the periphery of the screen at a wide angle of view is determined by the maximum value ⁇ of the tangent angle of the image side surface of the first lens 2.
  • Example 2 the front cover glass 6 described in Example 1 is omitted.
  • the device for the shape of the object side surface of the first lens 2 is applied in the same manner as in the first embodiment.
  • the object side surface of the first lens 2 has a surface shape having an inflection point, a concave shape near the optical axis, and a convex shape away from the optical axis.
  • the distance between the object side surface of the first lens 2 and the front cover glass 6 is made as small as possible to reduce the effective diameter of the front cover glass 6 when the front cover glass 6 is mounted.
  • Tables 8 to 14 and FIGS. 11 to 18 and the effects of the present invention are the same as those of the first embodiment, and are omitted here.
  • 15 to 18 show the MTF of the imaging lens system according to Example 2 at different temperatures.
  • the value of the refractive index with respect to the main wavelength of 850 nm of the first lens 2 and the third lens 5 which are plastic lenses is as follows. 25 ° C 1.52718 -40 ° C 1.53282 105 ° C 1.51994 125 ° C 1.51812
  • the refractive index of the second lens 4 that is a glass lens with respect to the dominant wavelength of 850 nm is as follows. 25 ° C 1.79008 ⁇ 40 ° C. 1.78983 105 ° C 1.79042 125 ° C 1.79050
  • the effective diameter of the object side surface of the first lens 2 in Example 2 is 5.344 mm, and the sag amount of the object side surface of the first lens 2 at the end of the effective diameter is +0.439 mm.
  • the height of the light beam from the optical axis at which the sag amount is negative and the absolute value is maximum is 0.826 mm, and the sag at that time is ⁇ 0.016 mm.
  • FIG. 19 is a diagram (ray diagram) illustrating the configuration of the imaging lens system according to Example 3. Aberration diagrams of the imaging lens system of Example 3 are shown in FIGS.
  • Table 15 shows lens data of the imaging lens system of Example 3, and Tables 16 and 17 show aspheric coefficients for defining the aspheric shape of each lens surface. Items described in Tables 15 to 17 are the same as those in Tables 1 to 3 in Example 1.
  • the basic data of the lens unit 1 of Example 3 is as follows.
  • the maximum value ⁇ of the tangent angle of the image side surface of the first lens 2 is 52.94 degrees. Therefore, the first lens 2 can be easily manufactured as compared with the first and second embodiments.
  • the lateral aberration shown in FIG. 22 is larger than ⁇ 40 ⁇ m when the relative pupil y-coordinate is 1, especially at the image height of 2.25 mm at the outermost periphery of the screen.
  • the maximum value ⁇ of the tangent angle the first lens 2 can be easily manufactured, but it is difficult to correct the aberration of the entire lens system. However, a noticeable increase in lateral aberration is not observed at an image height lower than 1.8 mm. Further, the MTF characteristic shown in FIG. 23 is obtained.
  • the MTF in the tangential direction at an image height of 2.25 mm is only 2 to 3% of the degradation in the range of 30 to 60 lines / mm compared to Example 1 shown in FIG. Therefore, the imaging lens system of Example 3 can obtain a practically sufficient resolution.
  • the idea about the shape of the object side surface of the first lens 2 is applied in the same manner as in the first and second embodiments.
  • the object side surface of the first lens 2 has a surface shape having an inflection point, a concave shape near the optical axis, and a convex shape away from the optical axis.
  • the distance from the front cover glass 6 is made as small as possible, and when the front cover glass 6 is mounted, the effective diameter is taken into consideration.
  • the explanations for the other figures and tables are the same as those in the second embodiment, and are omitted here.
  • the value of the refractive index with respect to the main wavelength of 850 nm of the first lens 2 and the third lens 5 which are plastic lenses is as follows. 25 ° C 1.52718 -40 ° C 1.53282 105 ° C 1.51994 125 ° C 1.51812
  • the refractive index of the second lens 4 that is a glass lens with respect to the dominant wavelength of 850 nm is as follows. 25 ° C 1.79008 ⁇ 40 ° C. 1.78983 105 ° C 1.79042 125 ° C 1.79050
  • Example 3 the effective diameter of the object side surface of the first lens 2 is 5.449 mm, and the sag of the object side surface of the first lens 2 at the effective diameter end is +0.144 mm. Further, the sag is negative on the object side surface of the first lens 2, the height of the light beam from the optical axis at which the absolute value of the sag is maximum is 1.318 mm, and the sag at that time is ⁇ 0.066 mm.
  • FIG. 27 is a diagram (ray diagram) illustrating the configuration of the imaging lens system of Example 4. Aberration diagrams of the imaging lens system of Example 4 are shown in FIGS.
  • Table 22 shows lens data of the imaging lens system of Example 4, and Tables 23 and 24 show aspheric coefficients for defining the aspheric shape of each lens surface. Items described in Tables 22 to 24 are the same as those in Tables 1 to 3 in Example 1.
  • the basic data of the lens unit 1 of Example 4 is as follows.
  • the maximum value ⁇ of the tangent angle on the image side surface of the first lens 2 is 48.97 degrees.
  • the first lens 2 can be easily manufactured.
  • the lateral aberration is larger than that of FIG. Manufacturing is facilitated by reducing the maximum value ⁇ of the tangent angle, but aberration correction is difficult.
  • the MTF characteristic shown in FIG. 31 is obtained.
  • the MTF in the tangential direction at an image height of 2.25 mm is 5 to 7% lower than that of Example 1 shown in FIG. 6 in the range of 30 to 60 lines / mm, and is 52 at 60 lines / mm. % MTF is secured. Therefore, the imaging lens system of Example 4 can obtain a practically sufficient resolution.
  • the device for the shape of the object side surface of the first lens 2 is applied in the same manner as in the first to third embodiments.
  • 31 to 34 show the MTF of the imaging lens system according to Example 4 at different temperatures.
  • the value of the refractive index with respect to 850 nm of the main wavelength of the 1st lens 2 and the 3rd lens 5 which are plastic lenses is as follows. 25 ° C 1.52718 -40 ° C 1.53282 105 ° C 1.51994 125 ° C 1.51812
  • the value of the refractive index of the second lens 4 that is a glass lens with respect to the dominant wavelength of 850 nm is as follows. 25 ° C 1.79008 ⁇ 40 ° C. 1.78983 105 ° C 1.79042 125 ° C 1.79050
  • the effective diameter of the object side surface of the first lens 2 is 5.382 mm
  • the sag of the object side surface of the first lens 2 at the effective diameter end is +0.111 mm.
  • the sag is negative on the object side surface of the first lens 2
  • the height of the light beam from the optical axis at which the absolute value is maximum is 1.344 mm
  • the sag at that time is ⁇ 0.069 mm.
  • FIG. 35 is a diagram (ray diagram) illustrating the configuration of the imaging lens system according to Example 5. As illustrated in FIG. Aberration diagrams of the imaging lens system of Example 5 are shown in FIGS.
  • Table 29 shows lens data of Example 5, and Tables 30 and 31 show aspheric coefficients for defining the aspheric shape of each lens surface. Items described in Tables 29 to 31 are the same as those in Tables 1 to 3 in Example 1.
  • the basic data of the lens unit 1 of Example 5 is as follows.
  • Example 5 the maximum value ⁇ of the tangent angle on the image side surface of the first lens 2 is 45.61 degrees. Compared to Examples 1 to 4, the first lens 2 can be easily manufactured. As shown in FIG. 38, the lateral aberration is larger than that in FIG. Manufacturing is facilitated by reducing the maximum value ⁇ of the tangent angle, but aberration correction is difficult. Further, the MTF characteristic shown in FIG. 39 is obtained. The MTF in the tangential direction at an image height of 2.25 mm is about 10% lower than that of Example 1 shown in FIG. 6 in the range of 30 to 60 lines / mm, and the MTF value at 30 lines / mm is 72. The MTF value of 60 lines / mm is 48%. Depending on the application of the lens system, this MTF is sufficient in practice. The idea about the shape of the object side surface of the first lens 2 is applied in the same manner as in the first to fourth embodiments.
  • the value of the refractive index with respect to the main wavelength of 850 nm of the first lens 2 and the third lens 5 which are plastic lenses is as follows. 25 ° C 1.52718 -40 ° C 1.53282 105 ° C 1.51994 125 ° C 1.51812
  • the refractive index of the second lens 4 that is a glass lens with respect to the dominant wavelength of 850 nm is as follows. 25 ° C 1.79008 ⁇ 40 ° C. 1.78983 105 ° C 1.79042 125 ° C 1.79050
  • the effective diameter of the object side surface of the first lens 2 in Example 5 is 5.420 mm, and the sag of the first lens 2 object side surface at the end of the effective diameter is +0.144 mm. Further, the height of the light beam from the optical axis at which the sag is negative and the absolute value is maximum on the object side surface of the first lens 2 is 1.318 mm, and the sag at that time is ⁇ 0.066 mm.
  • FIG. 43 is a diagram (ray diagram) showing the configuration of the imaging lens system of Example 6. As shown in FIG. Aberration diagrams of the imaging lens system of Example 6 are shown in FIGS.
  • Table 36 shows lens data of Example 6, and Tables 37 and 38 show aspheric coefficients for defining the aspheric shape of each lens surface. Items described in Tables 36 to 38 are the same as those in Tables 1 to 3 in Example 1.
  • the basic data of the lens unit 1 of Example 6 is as follows.
  • the imaging lens system of the sixth embodiment has a configuration in which the first lens 2 and the second lens 4 are plastic lenses and the third lens 5 is a glass lens.
  • the maximum value ⁇ of the tangent angle on the image side surface of the first lens 2 is 60.18 degrees, which is almost the same value as in the first embodiment.
  • the MTF characteristic shown in FIG. 47 is obtained.
  • the MTF in the tangential direction at an image height of 2.25 mm is 50% at 60 lines / mm, which is less than that of Example 1, but can be sufficiently used depending on the application.
  • the device for the shape of the object side surface of the first lens 2 is applied in the same manner as in the first to fifth embodiments.
  • 48 to 50 show the temperature characteristics of the MTF of Example 6.
  • FIG. 47 shows the MTF value at room temperature of 25 ° C.
  • FIG. 48 shows the MTF value at ⁇ 40 ° C.
  • FIG. 49 shows the temperature at 105 ° C.
  • FIG. 48 to 50 only the refractive indexes of the first lens 2, the second lens 4, and the third lens 5 are changed from the refractive index values in Table 1. Actually, the lens shape and the surface interval change due to expansion and contraction.
  • the value of the refractive index with respect to 850 nm of the main wavelength of the 1st lens 2 and the 2nd lens 4 which are plastic lenses is as follows. 25 ° C 1.52718 -40 ° C 1.53282 105 ° C 1.51994 125 ° C 1.51812
  • the value of the refractive index with respect to 850 nm of the dominant wavelength of the 3rd lens 5 which is a glass lens is as follows. 25 ° C 1.58097 -40 ° C 1.58074 105 ° C 1.58126 125 ° C 1.58134
  • the glass material of the third lens 5 which is a glass lens a glass material whose refractive index changes in the opposite sign to the plastic lens is selected. Since the glass lens is a convex lens, the temperature characteristic change of the positive power of the plastic lens is canceled.
  • the effective diameter of the object side surface of the first lens 2 in Example 6 is 4.640 mm, and the sag of the first lens 2 object side surface at the end of the effective diameter is +0.496 mm. Further, the sag is negative on the object side surface of the first lens 2, the height of the light beam from the optical axis at which the absolute value of the sag is maximum is 0.353 mm, and the sag at that time is ⁇ 0.001 mm. .
  • Table 43 shows the tangent angles ⁇ , f2 / f, fp / f1 of the image side surface of the first lens and the maximum value CRA of the chief ray incident angle to the image plane in the imaging lens systems according to Examples 1 to 6. Show.

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Abstract

　本発明の撮像レンズ系は、撮像素子に被写体像を結像させるときの対角画角が１２０度以上である赤外線用の撮像レンズ系であって、物体側から順に、負のパワーを有する像側に凹形状の第１レンズ（２）と、開口絞り（３）と、正のパワーを有する像側に凸形状の第２レンズ（４）と、正のパワーを有する像側に凸形状の第３レンズ（５）と、を備え、第１レンズ（２）の像側レンズ面の接線角の最大値をαとしたときに、　４５°≦α≦７０°　…（１）　を満足する。　本発明によれば、１２０度以上の広い画角を撮像可能で、テレセントリック性に優れ、かつ、良好な解像性能を有する、コンパクトかつ安価な撮像レンズ系を提供できる。

Description

撮像レンズ系及びこれを備えた撮像装置
　本発明は、撮像レンズ系に関し、特に車載カメラに好適な撮像レンズ系に関する。
　自動車の周囲を撮像して車内のモニターで周囲の状況をドライバーに示すための車載カメラや、車内において運転手を監視する車載カメラが知られている。特許文献１には、レンズ３枚の構成でコンパクトであり、かつ、広角な範囲を撮像可能である、車載カメラに好適な撮像レンズ系が記載されている。
特開２００８－１０２５００号公報
　特許文献１の段落００１３には、特許文献１に記載の撮像レンズ系は像側のテレセントリック性に考慮している旨記載されている。しかし、対角画角の広い第１実施例（２ω＝１２８度）と第６実施例（２ω＝１２６度）のレンズデータを用いて計算してみたところ、対角像高における固体撮像素子への主光線の入射角は、それぞれ２０．８度と、１８．３度であった。よって、主光線入射角として更に小さな値を要求する固体撮像素子を用いる場合や、撮像レンズ系と固体撮像素子との間に、主光線入射角として小さな値を要求するフィルタ等を配置する場合には、特許文献１に記載された撮像レンズ系のテレセントリック性では不十分な場合がある。具体的には、固体撮像素子では、主光線入射角として、例えば、７度以下、９度以下、又は１５度以下を要求しているものがある。
　また、特許文献１に記載の撮像レンズ系では、第２レンズと第３レンズとの間に開口絞りが位置する。そのため、第２レンズよりも物体側に開口絞りがある場合と比べると、射出瞳位置が像面に近くなるので、テレセントリック性が不十分になりやすい。
　さらにまた、特許文献１記載の撮像レンズ系では、全３枚中２枚に安価なプラスチックレンズが用いられている。しかし、温度変化時にピント位置の変化量を小さくして、解像性能を良好に保つことに関しては、考慮されていない。
　本発明は、上述の問題を解決するためなされたものであり、１２０度以上の広い画角を撮像可能で、テレセントリック性に優れ、かつ、良好な解像性能を有する、コンパクトかつ安価な撮像レンズ系を提供することを目的とする。
　上記課題を解決するために、本発明の撮像レンズ系は、
　撮像素子に被写体像を結像させるときの対角画角が１２０度以上である赤外線用の撮像レンズ系であって、
　物体側から順に、負のパワーを有する像側に凹形状の第１レンズと、開口絞りと、正のパワーを有する像側に凸形状の第２レンズと、正のパワーを有する像側に凸形状の第３レンズと、を備え、
　前記第１レンズの像側レンズ面の接線角の最大値をαとしたときに、
　４５°≦α≦７０°　…（１）
　を満足する。
　（１）式において、αが４５度未満であると、広角に対応する高い像高に結像する光線の収差補正が困難になる。一方、７０度を超えると、面形状の測定が困難となるので、製造上好ましくない。また、第１レンズがプラスチックレンズの場合には射出成形時に離型困難となり、ガラスモールドレンズの場合には成形時に材料が充填しにくくなり、ガラス研磨レンズの場合には研磨しにくくなるので、製造上好ましくない。
　本発明では、
　前記αが、
　　４８°≦α≦７０°…（２）
　を満足することが好ましい。
　（２）式において、αが４８度以上であると、広角に対応する高い像高に結像する光線の収差補正がより容易となり、収差を小さくできてＭＴＦ特性が向上する。
　また、本発明では、
　前記αが、
　　５２°≦α≦６２°…（３）
　を満足することが好ましい。
　（３）式において、αが５２度以上であると、広角に対応する高い像高に結像する光線の収差補正がさらに容易となり、収差を小さくできてＭＴＦ特性が向上する。更に、αが６２度以下であると、更に製造容易となるので、更に望ましい。また、αが６０度以上であると、更に収差を小さくできてＭＴＦ特性が良くなりやすいので、更に望ましい。
　本発明では、
　前記第２レンズの焦点距離をｆ２とし、レンズ系全体の焦点距離をｆとしたときに、
　１．５＜ｆ２／ｆ＜５　…（４）
　を満足する
　ことが好ましい。
　（４）式の上限値を超えると、第２レンズのパワー（焦点距離の逆数）が弱くなり、高い像高に結像する光線の第３レンズでの光線高さが高くなりすぎる。これにより、第３レンズが大きくなりすぎて、撮像レンズ系の小型化が困難になる。（２）式の下限値を超えると、第２レンズのパワーが強くなりすぎて、高い像高に結像する光線の第３レンズでの光線高さが低くなりすぎる。これにより、テレセントリック性の確保が困難になる。
　また、本発明では、
　前記第２レンズと前記第３レンズのうち、焦点距離の長い方のレンズがプラスチックレンズであり、焦点距離の短い方のレンズがガラスレンズである
　ことが好ましい。
　これは、上記の構成とすることにより、レンズ系全体の正のパワーのうちなるべく多くをガラスレンズにより負担することになる。これにより、プラスチックレンズによる正のパワーの負担割合が少なくなるので、温度変化時のピント位置の移動やＭＴＦの劣化が小さくなる。
　また、本発明では、
　前記第１レンズの物体側レンズ面は、光軸近傍で物体側に凹形状であり、かつ、変曲点を有する
　ことが好ましい。
　上記構成とすることにより、本発明の撮像レンズ系において第１レンズの物体側面の有効径端と前面カバーガラスとの距離を近づけることが可能になるので、前面カバーガラスの大きさを小さくできるという利点がある。なお、前述の前面カバーガラスは、レンズ保護やデザイン性を高めるためなどに設けられる場合がある。
　更に、本発明では、
－２．５＜ｆｐ／ｆ１＜－１．５　…（５）
　を満足する
　ことが好ましい。
　但し、ｆｐは前記第２レンズと前記第３レンズのうちプラスチックレンズである方のレンズの焦点距離であり、ｆ１は前記第１レンズの焦点距離である。
　上述の構成とすることによって、撮像レンズ系全体で必要な正のパワーの大半をガラスレンズに負担させることにより、プラスチックレンズの正のパワーの負担量を少なくする。また、２枚のプラスチックレンズ双方の物体側レンズ面と像側レンズ面の合計４面を用いて、温度変化時のプラスチックレンズの屈折率や寸法が変化した際のピント移動量をキャンセルすることができる。これにより、温度変化時のレンズ系全体のピント移動量を減少させることが可能となる。また、安価なプラスチックレンズを２枚使用しても、温度変化による解像性能の劣化の少ない撮像レンズ系を得ることができる。
　なお、第１レンズもプラスチックレンズであるから、（５）式はプラスチックレンズ同士のパワー（焦点距離の逆数）の比と等価である。（５）式の上限を超えると、第１レンズの負のパワーが小さくなり、温度変化時のレンズ系全体のピント移動量が増大する。他方、（５）式の下限を下回ると、プラスチックレンズの正のパワーが小さくなり、温度変化時のレンズ系全体のピント移動量が増大する。
　本発明のレンズ構成では、負のパワーを有する第１レンズで光線が跳ね上げられるために、第２レンズや第３レンズでの光線高さが、第１レンズでの光線高さに比べて高くなる。このため、負のプラスチックレンズと正のプラスチックレンズとで互いに焦点距離の絶対値が等しくならないポイントである（５）式を満足することにより、温度変化時のピント移動量や解像特性劣化を小さく抑えることが可能となる。
　また、第３レンズの焦点距離を第２レンズの焦点距離よりも長くし、第２レンズをガラスレンズとし、更に第２レンズを両面共に球面としてもよい。
　本発明では、
　前記第１レンズ及び前記第３レンズがプラスチックレンズであり、前記第２レンズがガラスレンズである
　ことが好ましい。
　さらに、本発明では、
　前記第２レンズの物体側レンズ面及び像側レンズ面が、両方とも球面である
　ことが好ましい。
　また、本発明では、
　前記第１レンズ及び前記第２レンズがプラスチックレンズであり、前記第３レンズがガラスレンズである
　ことが好ましい。
　上述の構成とすることにより、正のパワーの多くをガラスレンズに負担させることで（５）式を満足させやすくなる。また、第２レンズを非球面ガラスモールドレンズよりも安価な球面ガラス研磨レンズとすることができる。
　本発明では、
　像面へ入射する主光線と光軸とがなす角度が１０度以下である
　ことが好ましい。
　本発明では、
　像面へ入射する主光線と光軸とがなす角度が８度以下である
　ことが好ましい。
　本発明では、
　近赤外光を選択して透過させるバンドパスフィルタを有する
　ことが好ましい。
　本発明の撮像装置は、
　前記撮像レンズ系の物体側に配置された平板状のカバーガラスと、
　前記撮像レンズ系の焦点に配置され、前記撮像レンズ系により結像された像を撮像する撮影素子と、を備える。
　本発明によれば、物体側に凸で、かつ、像側レンズ面の接線角度の最大値が４５度以上の負レンズを第１レンズとして配置することにより、対角画角１２０度以上の広い画角とすることを可能とする。第１レンズと第２レンズとの間に開口絞りを配置することにより、像側テレセントリック性を確保できる。
　また、特に広角側において、第１レンズと第２レンズの間では主光線と光軸のなす角度は大きくなっている。本発明では、正のパワーを有する第２レンズ及び第３レンズは、像側に凸の形状となっている。これにより、主光線と光軸のなす角度を、像面に近づくにつれて徐々に小さくしているので、像面においては十分なテレセントリック性を実現できる。
　本発明によれば、前面カバーガラスの有効径を小さくし、撮像装置の小型化を図ることが可能である。光軸の物体側から像側へ向かう方向を正とした場合、第１レンズの物体側面は、光軸近傍で物体側に凹形状の極大値となり、変曲点を経て物体側に凸形状の極小値をとるような形状である。前面カバーガラスの光軸に垂直な方向の有効径の大きさを決定づける要因の１つとして、図１に示す第１レンズの物体側面の有効径端におけるサグ量Ｂがある。サグ量Ｂの符号がプラスの場合には、サグ量Ｂは極力小さな値である方が、前面カバーガラスと第１レンズとの間の距離を小さくすることができるので、前面カバーガラスの有効径が小さくできて、撮像レンズ系を小型化できる。
　第１レンズがプラスチックレンズ、第２レンズがガラスレンズ、第３レンズがプラスチックレンズの構成の場合は、第１レンズの物体側面の有効径をＲ１として
　　　　０＜Ｂ／Ｒ１＜０．１０　…（６）
であることが望ましい。
　さらに、第１レンズ物体側の極小値におけるサグ量（負の値）Ｃの絶対値とサグ量Ｂ（正の値）の合算値ΔＴを小さくすることにより、前面カバーガラスは小径化できる。
　従って、
　　ΔＴ／Ｒ１＜０．１　…（７）
であるのが好ましい。
　さらに好ましくは、
　　ΔＴ／Ｒ１＜０．０５　…（８）
であるのが望ましい。
　本発明によれば、１２０度以上の広い画角を撮像可能で、テレセントリック性に優れ、かつ、良好な解像性能を有する、コンパクトかつ安価な撮像レンズ系を提供できる。
実施例１の撮像レンズ系の構成を示す断面図である。 実施例１の第１レンズを示す図である。 実施例１の球面収差図である。 実施例１の像面湾曲図と歪曲収差図である。 実施例１の横収差図である。 実施例１の２５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例１の－４０℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例１の１０５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例１の１２５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例１の波長ウエイトを５７５ｎｍ、５８８ｎｍ、６０４ｎｍで０．２５：０．５：０．２５とした時のＭＴＦを示す図である。 実施例２の撮像レンズ系の構成を示す断面図である。 実施例２の球面収差図である。 実施例２の像面湾曲図と歪曲収差図である。 実施例２の横収差図である。 実施例２の２５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例２の－４０℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例２の１０５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例２の１２５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例３の撮像レンズ系の構成を示す断面図である。 実施例３の球面収差図である。 実施例３の像面湾曲図と歪曲収差図である。 実施例３の横収差図である。 実施例３の２５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例３の－４０℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例３の１０５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例３の１２５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例４の撮像レンズ系の構成を示す断面図である。 実施例４の球面収差図である。 実施例４の像面湾曲図と歪曲収差図である。 実施例４の横収差図である。 実施例４の２５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例４の－４０℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例４の１０５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例４の１２５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例５の撮像レンズ系の構成を示す断面図である。 実施例５の球面収差図である。 実施例５の像面湾曲図と歪曲収差図である。 実施例５の横収差図である。 実施例５の２５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例５の－４０℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例５の１０５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例５の１２５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例６の撮像レンズ系の構成を示す断面図である。 実施例６の球面収差図である。 実施例６の像面湾曲図と歪曲収差図である。 実施例６の横収差図である。 実施例６の２５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例６の－４０℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例６の１０５℃時のＭＴＦを示す図である。 実施例６の１２５℃時のＭＴＦを示す図である。
　以下に図面を参照しつつ、本発明の撮像レンズ系の実施の形態を説明する。
[実施例１]
　図１は、本発明を適用した撮像レンズ系の構成を示す図（光線図）である。レンズユニット１は、近赤外線を利用した撮像を行う撮像装置に搭載される広角レンズである。図１に示すように、レンズユニット１は、物体側（被写体側）から順に、第１レンズ２と、開口絞り３と、第２レンズ４と、第３レンズ５と、を備えている。なお、レンズユニット１の物体側には、レンズユニット１の保護用に前面カバーガラス６が配置されている。レンズユニット１の像側には、近赤外域の特定波長帯域の光線を透過させるバンドパスフィルタ７と、センサの保護用にセンサカバーガラス８と、が配置されている。
　第１レンズ２と、開口絞り３と、第２レンズ４と、第３レンズ５と、が撮像レンズ系を構成する。撮像レンズ系は、前面カバーガラス６、バンドパスフィルタ７、センサカバーガラス８を含んでもよい。なお、固体撮像素子などのセンサは像面９上に配置されるが、図１では省略されている。
　前面カバーガラス６は、レンズユニット１を保護するためのものであり、エンドユーザー等が第１レンズ２に直接触れてしまうことを防止する。
　バンドパスフィルタ７は、赤外線を透過可能な透明基板上に真空蒸着法、スパッタ法などにより高屈折率物質層と低屈折率物質層とを交互に積層して形成される干渉フィルタである。実施例１において、バンドパスフィルタ７は、近赤外線透過フィルタであり、８２０ｎｍ～８８０ｎｍの特定波長帯域（近赤外域）の光線を透過させる。バンドパスフィルタ７は、光軸Ｌに対して垂直に配置されている。センサカバーガラス８はセンサ保護のためのものであり、光軸Ｌに対して垂直に配置されている。
　レンズユニット１は、物体側から像側に向かって順番に、負のパワーを持つ光軸近傍において両凹形状の第１レンズ２と、開口絞り３と、正のパワーを持ち像側に凸形状の第２レンズ４と、正のパワーを持ち光軸近傍において両凸形状の第３レンズ５と、を備えている。本実施例では、第１レンズ２および第３レンズ５は、いずれもプラスチックレンズであり、第２レンズ４はガラスレンズである。
　次に、レンズユニット１、前面カバーガラス６、バンドパスフィルタ７、及びセンサカバーガラス８の各レンズ面のレンズデータを表１に示す。各レンズ面の非球面形状を規定するための非球面係数を表２に示す。表１では物体側から数えた順番で各面を特定している。第５面が絞り面である。第１４面は像面である。本実施例において、第１レンズ２および第３レンズ５は、いずれも物体側および像側の双方のレンズ面が非球面であり、その他の面は、表２及び表３に示す非球面係数が０になっていることからもわかるように、球面または平面である。
　なお、レンズ面に採用する非球面形状は、Ｚをサグ量、Ｃを曲率（＝曲率半径の逆数）、Ｋを円錐係数、ｈを光軸からの高さ、４次、６次、８次、１０次、１２次、１４次、１６次の非球面係数をそれぞれＡ４、Ａ６、Ａ８、Ａ１０、Ａ１２、Ａ１４、Ａ１６とすると、次式により表わされる。
　　［数１］
　Ｚ＝Ｃ×ｈ＾２／（１＋√（１－（Ｋ＋１）×Ｃ＾２×ｈ＾２））
　　　　＋Ａ４×ｈ＾４＋Ａ６×ｈ＾６＋Ａ８×ｈ＾８＋Ａ１０×ｈ＾１０＋
　　　　＋Ａ１２×ｈ＾１２＋Ａ１４×ｈ＾１４＋Ａ１６×ｈ＾１６
なお、上式において＾はべき乗を表し、例えばｈ＾１０はｈの１０乗を表わす。
なお上式は、実施例１のみならず本明細書に記載の全ての実施例に適用されるものである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　実施例１のレンズユニット１の基本データは次の通りである。
　　　主波長　８５０ｎｍ
　　　Ｆナンバー　　：　２．４
　　　ｆ（レンズ系全体の焦点距離）＝１．８８５ｍｍ
　　　対角画角（全画角）　　　：　１４７°
　　　対角像高　　：　２．２５ｍｍ
　　　光学全長（波長８５０ｎｍ時）　　：　１０．１１７ｍｍ
　　　物体距離　　：　５００．３ｍｍ
　　　ｆ１＝　－３．０１８ｍｍ
　　　ｆ２＝３．７５６ｍｍ
　　　ｆ３＝５．１１８ｍｍ　
　　　第１レンズ２：プラスチックレンズ
　　　第２レンズ４：ガラスレンズであり、両面共に球面
　　　第３レンズ５：プラスチックレンズ
　　　α＝６０．３３度
　　　ｆ２／ｆ＝１．９９３
　　　ｆｐ／ｆ１＝ｆ３／ｆ１＝－１．６９６
　　　射出瞳位置（波長８５０ｎｍ時）：像面から－１９．０１４ｍｍ（像面から物体側へ１９．０１４ｍｍ）
　但し、ｆはレンズ系全体の焦点距離、ｆ１は第１レンズ２の焦点距離、ｆ２は第２レンズ４の焦点距離、ｆ３は第３レンズ５の焦点距離である。第１レンズ２の物体側面の面頂点から像面までの距離を表すいわゆる光学全長は、０．３ｍｍ厚のバンドパスフィルタ７と０．４ｍｍ厚のセンサカバーガラス８が入っている状態で１０．１１７ｍｍである。バンドパスフィルタ７とセンサカバーガラス８の厚みを空気換算した場合の光学全長は９．８８０ｍｍである。上記の物体距離とは、物体の光軸上の点から第１レンズ２の物体側面の面頂点までの距離であり、前面カバーガラス２の厚さも含む値である。前面カバーガラス２の光軸上の厚み１．１ｍｍを空気換算した場合の物体距離は４９９．９３ｍｍである。なお、上記の対角画角は２ωで表される全画角であり、全画角の半分の半画角ωは７３．５°である。
　図２は、第１レンズ２の形状を説明する図である。図２に示すように、第１レンズ２の像側レンズ面では、有効径端においてその接線角度αは最大となる。なお、レンズ面の接線角度とは、レンズ面の有効径内において、レンズ面の接線と光軸の法線とが交差する角度である。本実施例において、接線角度αの最大値は、５０°を超えて６０．３°である。更に、第１レンズ２の両面共に非球面形状とすることにより、半画角ω＝７３．５°の広角な光線を通過可能とし、像面湾曲などの収差を抑制している。
　次に、図１に示す第１レンズ２は、光軸近傍では両凹形状であるが、物体側面は光軸から離れたところで凸形状となるような変曲点を持つ面形状としている。これにより、像面湾曲などの収差の発生を抑制することができる。また、サグ量Ｂを極力小さくすることにより、前面カバーガラス６と第１レンズ２の物体側面との距離をできるだけ小さくして、前面カバーガラス６の有効半径Ｄを小さくしている。
　なお、図１においてＱ１、Ｑ２、Ｑ３は、それぞれ対角像高に向かう主光線、下光線（下部マージナル光線）、上光線（上部マージナル光線）を表わしている。前面カバーガラス６の有効半径Ｄは、下光線Ｑ２の前面カバーガラス６を通過する位置によって決まる。このとき、図１のＡの距離が短いほどＤの値が小さくなる。図１のＡは、第１レンズ２の物体側面の有効径端と前面カバーガラス６との距離である。特に広角レンズであるほどωの値が大きくなり、ＤはＡ×ｔａｎωに比例して大きくなる。
　実施例１では、ω＝７３．５度なので、ｔａｎω＝ｔａｎ（７３．５°）＝３．３７６である。寸法Ａを０．１ｍｍ小さくすることができれば、半径Ｄを０．３３７６ｍｍ小さくでき、前面カバーガラス６の有効直径を更にその２倍の０．６７５２ｍｍ小さくすることができる。
　つまり寸法Ａをいかに小さくするかは、半画角ωの値が小さい望遠レンズや標準レンズではその必要性は小さいが、広角レンズで前面カバーガラス６を必要とする場合にはその必要性は大となる。そして、第１レンズ２の物体側面では、有効径の約半分の高さから有効径端（１００％の高さ）の間で、光軸からの高さが大きくなるほどサグ量Ｚが大きくなり、像面に近づいていくレンズ形状になっている。これにより、像面湾曲収差性能を良好に保てる。第１レンズの物体側面については、光軸近傍をできるだけ凹形状にして、有効径端に至る途中で変曲点を設け、変曲点から有効径端にかけてレンズ面を像側へ向かわせるので、有効径端のところでのサグ量Ｂを小さくできる。これにより、寸法Ａが小さくなり、有効半径Ｄも小さくすることが可能となるので、撮像装置全体を小型化するのに都合良くなる。
　次に、第２レンズ４については、焦点距離ｆ２＝３．７５６ｍｍであり、レンズ系全体の焦点距離ｆ＝１．８８５ｍｍの１．９９３倍となっており、正のパワーを第３レンズ５と分担して負担するようにしている。また、第２レンズ４のパワー（パワー：焦点距離の逆数）を強くしすぎると、最大像高に向かう光線が第２レンズで光軸に近い方向に強く曲げられるようになり、第３レンズ５においてより光軸により近いところを通過してしまう。これにより第３レンズ５の像側面で光軸により近いところを通過することになるので、テレセントリック性が悪くなる。
　また、第３レンズ５において、レンズ面の光軸に近い部分では主に低い像高に結像する光線の収差補正を行い、レンズ面の光軸から離れた部分では主に高い像高に結像する光線の収差補正を行うことが、球面収差や像面湾曲などの収差補正を行うのに望ましい。第２レンズ４のパワーを上記の値にすることにより、高い像高に結像する光線が、第３レンズにおいて収差補正をするのに望ましい光軸から離れた高さを通過することができる。
　本実施例１のレンズユニット１は、図１に示すように、第１レンズ２、開口絞り３、第２レンズ４、および第３レンズ５を備え、像側テレセントリックに近い主光線角度になり、レンズユニット１から出射される光線は光軸Ｌに対して平行又は平行に近いものとなる。この結果、レンズユニット１の像側に配置されたバンドパスフィルタ７への光線の入射角度が０°（垂直入射）或いは０°に近いものとなる。表４は、像高とバンドパスフィルタ（ＢＰＦ）７への光線の入射角度との関係を示している。なお、バンドパスフィルタ７への光線の入射角度とは、バンドパスフィルタ７へ入射する光線とレンズユニット１の光軸が交差する角度である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　表４のとおり、本実施例では、レンズユニット１を通過してバンドパスフィルタ７及びセンサへ入射する光線の入射角度は１８°未満となる。主光線に限って言えば、表４では像高９０％の５．７６度が最大値であり、レンズユニット１を通過してバンドパスフィルタ７及びセンサへ入射する主光線の入射角度は６°未満であるといえる。
　従って、バンドパスフィルタ７において、光線入射角度が０度から大きくずれることによって発生する透過スペクトルのシフトが防止又は抑制される。よって、本実施例のレンズユニット１によれば、透過波長帯域としてバンドパスフィルタ７に予め設定されている８００～９００ｎｍの波長帯域の光線を正確に透過させることができる。また、レンズ３枚のみからなるレンズユニット１によって像側テレセントリックに近い状態を実現しているので、レンズユニット１の全長が長くなることを抑制できる。
　さらに、本実施例のレンズユニット１の撮像レンズ系によれば、図３と図４に示すように、球面収差、像面湾曲、および、歪曲収差が良好に補正される。図３は、波長８５０ｎｍの光線を用いて計算した実施例１の撮像レンズ系の縦収差図である。図３では、横軸は光軸と光線の交わる位置を示し、縦軸は光線の開口絞り３に入射する高さを示している。図４は、波長８５０ｎｍの光線を用いて計算した実施例１の撮像レンズ系の像面湾曲図及び歪曲収差図である。図４の左側図では、横軸は光軸方向の距離を示し、縦軸は像高を示している。また、Ｓはサジタル面における像面湾曲収差を示し、Ｔはタンジェンシャル面における像面湾曲収差を示している。図４の右側図では、横軸は像の歪み量を示し、縦軸は像高を示している。また、図４において、像の歪み量は光学表示の歪曲収差である。
　図５に本実施例に係る撮像レンズ系の横収差図を示す。ここで、ＩＭＡ：０．００００ｍｍは像高０ｍｍを表わし、ＩＭＡ：１．３５００ｍｍは像高１．３５ｍｍを表わし、ＩＭＡ：１．８０００ｍｍは像高１．８ｍｍを表わし、ＩＭＡ：２．２５００ｍｍは像高２．２５ｍｍを表わす。
　図５中の各グラフの縦軸は横収差量（μｍ）を表わし、縦軸のスケールは±３０μｍである。ＩＭＡ：０．００００ｍｍは像高０ｍｍを表わし、ＩＭＡ：１．３５００ｍｍは像高１．３５ｍｍを表わし、ＩＭＡ：１．８０００ｍｍは像高１．８ｍｍを表わし、ＩＭＡ：２．２５００ｍｍは像高２．２５ｍｍを表わす。図５中の各グラフの横軸のうち、Ｐｘは相対瞳Ｘ座標を表わし、Ｐｙは相対瞳Ｙ座標を表す。Ｐｘ及びＰｙのスケールは±１．０である。
　なお、４００ｎｍ～７００ｎｍの可視光線を利用した撮像を行うための撮像レンズ系であれば、色収差の補正のために、分散の小さい材料（アッベ数の大きい材料）からなるレンズと、分散の大きい材料（アッベ数の小さい材料）からなるレンズとを組み合わせる必要がある。しかし、本実施例のレンズユニット１は、近赤外域における近赤外域の特定波長帯域の光線下において撮像を行うものなので、色収差の増大を考慮する必要がない。なお、本実施例では、レンズユニット１を構成する３枚のレンズのうち最も像側の第３レンズ５を、物体側レンズ面よりも像側レンズ面の曲率が大きいレンズとしている。これにより、バックフォーカスを確保し、像面９とレンズユニット１との間にバンドパスフィルタ７を配置する空間を確保している。さらに、本実施例の撮像レンズ系では、第２レンズ４よりも物体側に開口絞り３を配置している。これにより、射出瞳位置は像面から－１９．０１４ｍｍとなり、第１レンズ２から像面９までの距離（＝光学全長）１０．１１７ｍｍの約１．９倍の比較的長い距離を確保し、像側テレセントリック性を確保しやすくしている。
　本実施例１では、表１および図１において、カメラ装置や車などに取り付けるときのレンズ保護やデザイン上、好都合な場合として、前面カバーガラス６有りの状態を記載している。しかし、前面カバーガラス６を設けなくても、実施例１のレンズユニット１は撮像レンズ系として機能していることはいうまでもない。また、実施例１の撮像レンズ系では、バンドパスフィルタ７を設けている。しかし、バンドパスフィルタ７を設けずに、レンズ前面に別なフィルタを設けてもよいし、前面カバーガラス６に、例えば、可視光を透過しない又は可視光の透過率が低い素材を用いてもよい。
　また、可視光を透過するようにして、本実施例１のレンズを使用しても構わない。その際には透過させる波長域によっては、色収差によりＭＴＦ（Modulation Transfer Function）性能が劣化する場合もあるが、許容値内の劣化であれば使用可能である。また、可視光でも狭い帯域の波長のみを透過させるようにすれば、ＭＴＦ性能の劣化を小さいレベルに抑えることもできる。
　図６に、実施例１に係る撮像レンズ系の赤外光の範囲でのＭＴＦを示す。ＭＴＦは、計算に用いる赤外光の波長範囲を８２０～８８０ｎｍとし、波長８２０ｎｍ、８５０ｎｍ、及び８８０ｎｍの光のカラーウエイトを０．２５：０．５０：０．２５として計算した。
　また、図１０に、実施例１に係る撮像レンズ系の可視光の範囲でのＭＴＦを示す。ＭＴＦは、計算に用いる可視光の波長範囲を５７５～６０４ｎｍとし、波長５７５ｎｍ、５８８ｎｍ、及び６０４ｎｍの光のカラーウエイトを０．２５：０．５０：０．２５として計算した。図１０に示すように、画面中央部の像高０ｍｍにおけるＭＴＦ値は、空間周波数６０本（cycles）／ｍｍで８８％と良好である。また、画面最周辺部の像高２．２５ｍｍでのタンジェンシャル方向のＭＴＦは、３０本／ｍｍで７０％であり、図６に示す赤外光の場合の８２％よりは若干劣化しているが、比較的良好な値をキープできている。
　なお、各レンズ面の接線角度の最大値は表５に示す値となっている。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　また、第２レンズ４をガラスレンズとし、第１レンズ２及び第３レンズ５をプラスチックレンズとして、表６に示すパワー配分とすることにより、温度変化した場合でも良好な解像性能及びＭＴＦ性能をキープできている。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　図６～図９に、実施例１に係る撮像レンズ系のＭＴＦを、温度を変えて示す。図６は常温の２５℃のとき、図７は－４０℃のとき、図８は１０５℃のとき、図９は１２５℃のときのＭＴＦ値を示す。なお、図７～図９においては、第１レンズ２、第２レンズ４、及び第３レンズ５の屈折率のみを、表１の屈折率の値から変化させている。これは、実際には膨張及び収縮によりレンズ形状及び面間隔が変化するのであるが、面間隔の変化量は鏡筒の材質によっても異なり、温度変化時においては屈折率の変化による性能変化が最も大きいので、ここでは屈折率のみ変化させた場合のＭＴＦ値を示している。
　なお、プラスチックレンズである第１レンズ２及び第３レンズ５の、主波長８５０ｎｍに対する屈折率の値は、次の通りである。
　　　２５℃　１．５２７１８
　　－４０℃　１．５３２８２
　　１０５℃　１．５１９９４
　　１２５℃　１．５１８１２
　ガラスレンズである第２レンズ４の、主波長８５０ｎｍに対する屈折率は、次の通りである。
　　　２５℃　１．７９００８
　　－４０℃　１．７８９８３
　　１０５℃　１．７９０４２
　　１２５℃　１．７９０５０
　なお、上記の屈折率の値からわかるように、第１レンズ２及び第３レンズ５は温度が上昇すると屈折率が低くなり、第２レンズ４は温度が上昇すると屈折率が高くなっている。ガラスレンズで凸レンズである第２レンズ４は、プラスチックレンズである第１レンズ２及び第３レンズ５の約１／２０程度の温度による屈折率変化量で逆方向に変化する。プラスチックレンズとは逆符号に屈折率が変化するガラスレンズを使用することにより、プラスチックレンズの温度変化時の屈折率変化を約１／２０程度やわらげることができる。
　画面中央の像高０ｍｍでは、図６の常温のＭＴＦ値は６０本／ｍｍで８２％である。図７～図９と低温から高温に変化させると、ＭＴＦ値は８２％、８０％、７９％となり、３％以内の劣化にとどまっている。また、画面周辺の像高１．８ｍｍにおけるタンジェンシャル方向のＭＴＦ値では、図６の常温のＭＴＦ値は６０本／ｍｍで６３％である。図７～図９と低温から高温に変化させると、ＭＴＦ値は６２％、５８％、５６％となり、７％以内の劣化にとどまっている。すなわち、－４０℃～１２５℃と１６５℃ものワイドレンジの温度変化がおきてもＭＴＦ性能の変化が少ないレンズ系を、プラスチックレンズを２枚使用しても実現できている。
　この温度特性に関しては、表６に示すように、正のパワーを有する第２レンズ４及び第３レンズ５において、焦点距離の短い（パワーの大きい）第２レンズ４の方をガラスレンズとして大きい方のパワーをガラスレンズに負担させ、弱い方の正のパワーをプラスチックレンズが負担するようにしている。凹レンズである第１レンズ２及び凸レンズである第３レンズ５を両方ともプラスチックレンズにすることにより、温度変化した場合の負のパワーと正のパワーの変化量を互いに打ち消し合い、ピント位置移動を小さくする効果が生じる。
　なお、パワーとは、焦点距離の逆数である。更に詳述すると、画面中央に向かうマージナル光線（絞りの縁を通る光線）の各レンズにおける光線高さを考慮して、プラスチックレンズの凹面の負のパワーと凸面の正のパワーとをキャンセルしている。つまり、表７に示す、各レンズにおける物体側面及び像側面でのマージナル実光線高さの平均値が、第１レンズ２で０．４０４ｍｍ、第３レンズ５で０．６７６ｍｍであり、第１レンズ２と第３レンズ５とで、１：１．６７３の比率となっている。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
　よって、プラスチックレンズのパワーを、第１レンズ２と第３レンズ５とで－１．６７３：１のパワー比とすることにより、第１レンズ２と第３レンズ５とで「光線高さ×パワー」の絶対値が等しくなる。つまり、近軸理論での近軸光線追跡の公式　ｕ’＝ｕ＋（ｈ×φ）のｈ×φの項に相当するところの絶対値が、第１レンズ２と第３レンズ５とで等しくなって、かつ、符号が逆になる。これにより、温度変化した際にプラスチックレンズ同士のパワーの変化がキャンセルし合って、レンズ系全体としてはピント位置、解像力、及びＭＴＦ性能の変化がおきにくくなると考えられる。
　ここで、ｕ’＝ｕ＋（ｈ×φ）は、ある屈折面に対して入射角ｕで光線が入射したときの光線の振る舞いを表し、
ｕは当該屈折面入射時の近軸理論における光線角度、
ｕ’は当該屈折面通過後の近軸理論における光線角度、
ｈは当該屈折面における近軸理論における光線高さ、
φは当該屈折面のパワー（焦点距離の逆数）、である。
　そして、本実施例１では、第１レンズ２と第３レンズ５のパワー比は、焦点距離比の逆数なので、
　　　　φ１／φ３＝ｆ３／ｆ１＝５．１１８／（－３．０１８）＝－１．６９６
となっており、第１レンズ２と第３レンズ５の光線高さ比の逆数に－１を乗じたものにほぼ近い値となっている。
　更に、表７には、開口絞りの縁を通って画面中央の像高０ｍｍに到達するマージナル光線の各レンズ面における光線高さを示している。各レンズについて、光線高さの物体側面及び像側面での平均値とレンズのパワー（焦点距離の逆数）とを乗じた値は、第１レンズ２で－０．１３４、第３レンズ５で＋０．１３２であり、その絶対値は０．００２しか違わない。この差分０．００２は、第１レンズ２における値の絶対値０．１３４と比べて６７分の１であり、第３レンズ５での値０．１３２と比べて６６分の１であり、小さな値である。よって、プラスチックレンズの負のパワーと正のパワーとを、光線高さも加味してキャンセルできていると言える。
　そのため、温度変化した場合に、例えば高温に変化した場合には、第３レンズ５の正のパワーの絶対値が小さくなり、焦点距離は長くなるので、ピント位置はレンズ系から遠ざかると考えられる。一方、第１レンズ２については負のパワーの絶対値が小さくなり、光線を広げる作用は弱くなるので、ピント位置はレンズ系に近づく。高温に変化した場合に、第３レンズ５のピント位置を遠ざける作用と第１レンズ２のピント位置を近づける作用とが、打ち消し合ってキャンセルするため、ピント位置の変化量が微小となる。これにより、図６～図９に示すように、温度変化時の変化の小さいＭＴＦ特性が得られるものである。
　なお、ガラスレンズである第２レンズ４の屈折率の変化量はプラスチックレンズに比べて微小であるため、設計においてはプラスチックレンズ同士のパワーがキャンセルするかどうかを考慮していればよい。上述した屈折率の温度による変化の度合いについて、本実施例の撮像レンズ系では、ガラスレンズの屈折率変化はプラスチックレンズの約１／２０となっている。
　なお、図６～図９において、ＭＴＦは、計算に用いる赤外光の波長範囲を８２０～８８０ｎｍとし、波長８２０ｎｍ、８５０ｎｍ、及び８８０ｎｍの光のカラーウエイトを０．２５：０．５０：０．２５として計算した。しかし、異なる波長及びカラーウエイトでも、所望の、またはカメラや撮像装置にとって必要な、ＭＴＦ値を得られる場合は多々あり、そのような場合においても本発明は適用可能であることはいうまでもない。
　レンズユニット１を搭載する撮像モジュールの一例としては、レンズユニット１の像面（焦点位置）に撮像素子を備えるものである。撮像素子は、可視光域から１３００ｎｍ程度の近赤外域までの光線を受光可能なＣＣＤセンサ又はＣＭＯＳセンサ等である。本発明に係る撮像装置は、例えば、撮像モジュールと、バンドパスフィルタ７を透過する特定波長帯域を含む光線、すなわち、８００ｎｍ～９００ｎｍの波長帯域の近赤外線を含む光線を照射する赤外線照明装置を備えていてもよい。本実施例の撮像モジュールおよび撮像装置によれば、近赤外域の特定波長帯域の光線を利用して対象物を撮像できる。
　なお、本実施例１での第１レンズ２の物体側面の有効径は直径５．５３０ｍｍであり、この有効径端における第１レンズ２の物体側面のサグ（図１のＢの値）は＋０．２３９ｍｍである。また、第１レンズ２の物体側面において、サグがマイナスでありサグの絶対値が最大となる光軸からの光線高さは１．２２４ｍｍであり、そのときのサグは－０．０５４ｍｍである。ここでサグとは、レンズ面がレンズ面頂点に対して光軸平行方向に変位している変位量のことを言い、レンズ面頂点よりも像側に変位している場合にはその符号はプラス、物体側に変位している場合にはマイナスである。
　本実施例において、（６）式の値は下記の通りである。
　　　Ｂ／Ｒ１＝０．０４３２
　また、（７）式の値は下記の通りである。
　　　ΔＴ／Ｒ１＝０．０５３０
[実施例２]
　図１１に、実施例２に係る撮像レンズ系の構成を示す図（光線図）を示す。実施例２の撮像レンズ系の収差図を図１２～図１４に示す。
　実施例２の撮像レンズ系のレンズデータを表８に、各レンズ面の非球面形状を規定するための非球面係数を表９及び表１０に示す。表８～表１０に記載されている項目は実施例１の表１～表３と同様である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
　実施例２のレンズユニット１の基本データは次の通りである。
　　主波長　８５０ｎｍ
　　Ｆナンバー　　：　２．４
　　ｆ（レンズ系全体の焦点距離）＝１．８７２ｍｍ
　　対角画角（全画角）　　　：　１４７°
　　対角像高　　：　２．２５ｍｍ
　　光学全長　：　１０．０５４ｍｍ
　　物体距離　　　：　５００ｍｍ
　　ｆ１＝－２．９７２ｍｍ
　　ｆ２＝３．６８３ｍｍ
　　ｆ３＝５．３５０ｍｍ
　　第１レンズ２：プラスチックレンズであり、両面共に非球面
　　第２レンズ４：ガラスレンズであり、両面共に球面
　　第３レンズ５：プラスチックレンズであり、両面共に非球面
　実施例２において、第１レンズ２、第２レンズ４、及び第３レンズ５は、それぞれ実施例１と同じ材質であり、温度変化時の屈折率の値も同じである。
　　α＝６８．０５度
　　ｆ２／ｆ＝１．９６７
　　ｆｐ／ｆ１＝ｆ３／ｆ１＝－１．８００
　但し、ｆはレンズ系全体での焦点距離、ｆ１は第１レンズ２の焦点距離、ｆ２は第２レンズ４の焦点距離、ｆ３は第３レンズ５の焦点距離である。なお、実施例２においては実施例１で掲載した前面カバーガラス６については同様の内容になるため省略している。対角画角は、２ωで表される全画角であり、１４７度である。
　実施例２の撮像レンズ系では、第１レンズ２の像側面の接線角の最大値αが６８．０５度になっている。実施例２の撮像レンズ系では図１５に示すＭＴＦ特性が得られている。図６に示す実施例１のＭＴＦ値と比較してみると、像高０ｍｍにおける６０本／ｍｍのＭＴＦ値は実施例１の方が１％良いが、像高１．８ｍｍ及び像高２．２５ｍｍでは実施例２の方が１～３％程度良い。これは、広画角のときの画面周辺部の解像性能の出しやすさが、第１レンズ２の像側面の接線角の最大値αによって決まっていることを示している。つまり、第１レンズ２の像側面の接線角の最大値αを大きくしていけば、画面周辺部の解像性能を確保しやすい、ということである。しかし当然ながら、接線角が大きいレンズ面及びレンズは、接線角の小さなレンズに比べると、金型製作や射出成形などのレンズ製造面での難易度は高くなる。しかし、実施例２の６８度程度であれば、６０度程度のレンズよりも製造難易度は増すが、レンズを製造することは可能である。
　実施例２においては、実施例１では掲載した前面カバーガラス６については省略している。しかし、第１レンズ２の物体側面の形状についての工夫は、実施例１と同じように施されている。第１レンズ２の物体側面は変曲点を持つ面形状となっており、光軸付近では凹形状であり、光軸から離れたところでは凸形状となっている。第１レンズ２の物体側面と前面カバーガラス６との距離をできるだけ小さくして、前面カバーガラス６装着時に前面カバーガラス６の有効径を小さくするようにしている。
　表８～表１４、図１１～図１８についての説明および本発明による効果は、実施例１と同様であるのでここでは省略する。図１５～図１８に、実施例２に係る撮像レンズ系のＭＴＦを、温度を変えて示す。
　なお、プラスチックレンズである第１レンズ２及び第３レンズ５の、主波長８５０ｎｍに対する屈折率の値は、次の通りである。
　　　２５℃　１．５２７１８
　　－４０℃　１．５３２８２
　　１０５℃　１．５１９９４
　　１２５℃　１．５１８１２
　ガラスレンズである第２レンズ４の、主波長８５０ｎｍに対する屈折率は、次の通りである。
　　　２５℃　１．７９００８
　　－４０℃　１．７８９８３
　　１０５℃　１．７９０４２
　　１２５℃　１．７９０５０
　なお、実施例２における第１レンズ２の物体側面の有効径は直径５．３４４ｍｍであり、有効径端での第１レンズ２の物体側面のサグ量は＋０．４３９ｍｍである。また、第１レンズ２の物体側面において、サグ量がマイナスでその絶対値が最大となる光軸からの光線高さは０．８２６ｍｍであり、そのときのサグは－０．０１６ｍｍである。
　従って（６）式の値は、下記の通りである。
　　　Ｂ／Ｒ１＝０．０８２１
　また、（７）式の値は下記の通りである。
　　　ΔＴ／Ｒ１＝０．０８５１
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000012
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000013
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000014
[実施例３]
　図１９に、実施例３に係る撮像レンズ系の構成を示す図（光線図）を示す。実施例３の撮像レンズ系の収差図を図２０～図２２に示す。
　また、実施例３の撮像レンズ系のレンズデータを表１５に、各レンズ面の非球面形状を規定するための非球面係数を表１６及び表１７に示す。表１５～表１７に記載されている項目は実施例１の表１～表３と同様である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000015
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000016
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000017
　実施例３のレンズユニット１の基本データは次の通りである。
　　主波長　８５０ｎｍ
　　Ｆナンバー　　：　２．４
　　ｆ（レンズ系全体の焦点距離）＝１．９３６ｍｍ
　　対角画角（全画角）　　　：　１４７°
　　対角像高　　：　２．２５ｍｍ
　　光学全長　：　１０．２９９ｍｍ
　　物体距離　　　：　５００ｍｍ
　　ｆ１＝　－３．１４７ｍｍ　
　　ｆ２＝３．８４８ｍｍ
　　ｆ３＝５．２０７ｍｍ
　　第１レンズ２：プラスチックレンズであり、両面共に非球面
　　第２レンズ４：ガラスレンズであり、両面共に球面
　　第３レンズ５：プラスチックレンズであり、両面共に非球面
　実施例３において、第１レンズ２、第２レンズ４、及び第３レンズ５は、それぞれ実施例１及び２と同じ材質であり、温度変化時の屈折率の値も同じである。
　　α＝５２．９４度
　　ｆ２／ｆ＝１．９８８
　　ｆｐ／ｆ１＝ｆ３／ｆ１＝－１．６５４
　各記号の説明は実施例２と同じなのでここでは省略する。
　実施例３では、第１レンズ２の像側面の接線角の最大値αが５２．９４度になっている。そのため、実施例１及び実施例２に比べて、第１レンズ２の製造が容易である。図２２に示す横収差が特に画面最周辺の像高２．２５ｍｍにおいて、相対瞳ｙ座標が１のときに－４０μｍを超えて大きくなっている。接線角の最大値αを小さくすることにより、第１レンズ２の製造は容易になったが、レンズ系全体の収差補正は難しくなっている。しかし、像高１．８ｍｍより低い像高ではさほど目立った横収差の増大は見られない。また、図２３に示すＭＴＦ特性が得られている。像高２．２５ｍｍにおけるタンジェンシャル方向のＭＴＦは、３０～６０本／ｍｍの範囲において、図６に示す実施例１と比べても２～３％の劣化にとどまっている。そのため、実施例３の撮像レンズ系は実用上十分な解像力を得ることができている。第１レンズ２の物体側面の形状についての工夫は、実施例１及び２と同じように施されている。第１レンズ２の物体側面は変曲点を持つ面形状となっており、光軸付近では凹形状であり、光軸から離れたところでは凸形状となっている。実施例１及び２と同様に、前面カバーガラス６との距離をできるだけ小さくして、前面カバーガラス６装着時には、その有効径を小さくするように考慮している。他の図と表についての説明は実施例２と同様であるのでここでは省略する。
　図２３～図２６に、実施例３に係る撮像レンズ系のＭＴＦを、温度を変えて示す。
　なお、プラスチックレンズである第１レンズ２及び第３レンズ５の、主波長８５０ｎｍに対する屈折率の値は、次の通りである。
　　　２５℃　１．５２７１８
　　－４０℃　１．５３２８２
　　１０５℃　１．５１９９４
　　１２５℃　１．５１８１２
　ガラスレンズである第２レンズ４の、主波長８５０ｎｍに対する屈折率の値は、次の通りである。
　　　２５℃　１．７９００８
　　－４０℃　１．７８９８３
　　１０５℃　１．７９０４２
　　１２５℃　１．７９０５０
　なお、実施例３において、第１レンズ２の物体側面の有効径は直径５．４４９ｍｍであり、有効径端における第１レンズ２の物体側面のサグは＋０．１４４ｍｍである。また、第１レンズ２の物体側面においてサグがマイナスであり、サグの絶対値が最大となる光軸からの光線高さは１．３１８ｍｍであり、そのときのサグは－０．０６６ｍｍである。
　本実施例において、（６）式の値は、下記の通りである。
　　　Ｂ／Ｒ１＝０．０２６９
　また、（７）式の値は下記の通りである。
　　　ΔＴ／Ｒ１＝０．０３８５
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000018
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000019
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000020
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000021
[実施例４]
　図２７に実施例４の撮像レンズ系の構成を示す図（光線図）を示す。実施例４の撮像レンズ系の収差図を図２８～図３０に示す。
　また、実施例４の撮像レンズ系のレンズデータを表２２に、各レンズ面の非球面形状を規定するための非球面係数を表２３及び表２４に示す。表２２～表２４に記載されている項目は実施例１の表１～表３と同様である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000022
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000023
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000024
　本実施例４のレンズユニット１の基本データは次の通りである。
　　主波長　８５０ｎｍ
　　Ｆナンバー　　：　２．４
　　ｆ（レンズ系全体の焦点距離）＝１．９５３ｍｍ
　　対角画角（全画角）　　　：　１４７°
　　対角像高　　：　２．２５ｍｍ　
　　光学全長　：　１０．３６５ｍｍ
　　物体距離　　　：　５００ｍｍ
　　ｆ１＝　－３．１９０ｍｍ
　　ｆ２＝３．８７８ｍｍ
　　ｆ３＝５．２３３ｍｍ
　　第１レンズ２：プラスチックレンズであり、両面共に非球面
　　第２レンズ４：ガラスレンズであり、両面共に球面
　　第３レンズ５：プラスチックレンズであり、両面共に非球面
　実施例４において、第１レンズ２、第２レンズ４、及び第３レンズ５は、それぞれ実施例１～３と同じ材質であり、温度変化時の屈折率の値も同じである。
　　α＝４８．９７度
　　ｆ２／ｆ＝１．９８５
　　ｆｐ／ｆ１＝ｆ３／ｆ１＝－１．６４１
　各記号の説明は実施例２及び３と同じなのでここでは省略する。
　実施例４の撮像レンズ系では、第１レンズ２の像側面の接線角の最大値αが４８．９７度になっている。実施例１～３に比べて第１レンズ２を容易に製造できる。図３０に示すように、特に画面最周辺の像高２．２５ｍｍにおいて、横収差が実施例３の図２２に比べて更に大きくなっている。接線角の最大値αを小さくすることで製造は容易になったが、収差補正は難しくなっている。しかし、像高１．８ｍｍより低い像高では、さほど目立った横収差の増大は見られない。また、図３１に示すＭＴＦ特性が得られている。像高２．２５ｍｍにおけるタンジェンシャル方向のＭＴＦは、３０～６０本／ｍｍの範囲において、図６に示す実施例１に比べて５～７％の劣化にとどまっていて、６０本／ｍｍで５２％のＭＴＦを確保している。そのため、実施例４の撮像レンズ系は実用上十分な解像力を得ることができている。第１レンズ２の物体側面の形状についての工夫は、実施例１～３と同じように施されている。
　他の図と表についての説明は実施例２及び３と同様であるのでここでは省略する。図３１～図３４に、実施例４に係る撮像レンズ系のＭＴＦを、温度を変えて示す。
　なお、プラスチックレンズである第１レンズ２及び第３レンズ５の、主波長の８５０ｎｍに対する屈折率の値は、次の通りである。
　　　２５℃　１．５２７１８
　　－４０℃　１．５３２８２
　　１０５℃　１．５１９９４
　　１２５℃　１．５１８１２
　ガラスレンズである第２レンズ４の、主波長の８５０ｎｍに対する屈折率の値は、次の通りである。
　　　２５℃　１．７９００８
　　－４０℃　１．７８９８３
　　１０５℃　１．７９０４２
　　１２５℃　１．７９０５０
　なお、実施例４での第１レンズ２の物体側面の有効径は直径５．３８２ｍｍであり、有効径端における第１レンズ２の物体側面のサグは＋０．１１１ｍｍである。また、第１レンズ２の物体側面においてサグがマイナスであり、その絶対値が最大となる光軸からの光線高さは１．３４４ｍｍであり、そのときのサグは－０．０６９ｍｍである。
　本実施例において、（６）式の値は、下記の通りである。
　　　Ｂ／Ｒ１＝０．０２０６
　また、（７）式の値は下記の通りである。
　　　ΔＴ／Ｒ１＝０．０３３４
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000025
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000026
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000027
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000028
[実施例５]
　図３５に、実施例５に係る撮像レンズ系の構成を示す図（光線図）を示す。実施例５の撮像レンズ系の収差図を図３６～図３８に示す。
　また、実施例５のレンズデータを表２９に、各レンズ面の非球面形状を規定するための非球面係数を表３０及び表３１に示す。表２９～表３１に記載されている項目は実施例１の表１～表３と同様である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000029
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000030
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000031
　本実施例５のレンズユニット１の基本データは次の通りである。
　　主波長　８５０ｎｍ
　　Ｆナンバー　　：　２．４
　　ｆ（レンズ系全体の焦点距離）＝１．９３９ｍｍ
　　対角画角（全画角）　　　：　１４７°
　　対角像高　　：　２．２５ｍｍ
　　光学全長　：　１０．３３８ｍｍ
　　物体距離　　　：　５００ｍｍ
　　ｆ１＝　－３．１７３ｍｍ
　　ｆ２＝３．８５７ｍｍ
　　ｆ３＝５．２１８ｍｍ
　　第１レンズ２：プラスチックレンズであり、両面共に非球面
　　第２レンズ４：ガラスレンズであり、両面共に球面
　　第３レンズ５：プラスチックレンズであり、両面共に非球面
　実施例５において、第１レンズ２、第２レンズ４、及び第３レンズ５は、それぞれ実施例１～４と同じ材質であり、温度変化時の屈折率の値も同じである。
　　α＝４５．６１度
　　ｆ２／ｆ＝１．９９０
　　ｆｐ／ｆ１＝ｆ３／ｆ１＝－１．６４４
　各記号の説明は実施例２～４と同じなのでここでは省略する。
　実施例５では、第１レンズ２の像側面における接線角の最大値αが４５．６１度になっている。実施例１～４と比べて第１レンズ２を容易に製造することができる。図３８に示すように、特に画面最周辺の像高２．２５ｍｍにおいて横収差が実施例４の図３０に比べて更に大きくなっている。接線角の最大値αを小さくすることにより製造は容易になったが、収差補正は難しくなっている。また、図３９に示すＭＴＦ特性は得られている。像高２．２５ｍｍにおけるタンジェンシャル方向のＭＴＦは、３０～６０本／ｍｍの範囲において、図６に示す実施例１と比べて約１０％劣化していて、３０本／ｍｍのＭＴＦ値は７２％であり、６０本／ｍｍのＭＴＦ値は４８％である。レンズ系の用途によっては、このＭＴＦでも実用上十分である。第１レンズ２の物体側面の形状についての工夫は、実施例１～４と同じように施されている。
　他の図と表についての説明は実施例２～４と同様であるのでここでは省略する。図３９～図４２に、実施例５に係る撮像レンズ系のＭＴＦを、温度を変えて示す。
なお、プラスチックレンズである第１レンズ２及び第３レンズ５の、主波長８５０ｎｍに対する屈折率の値は、次の通りである。
　　　２５℃　１．５２７１８
　　－４０℃　１．５３２８２
　　１０５℃　１．５１９９４
　　１２５℃　１．５１８１２
　ガラスレンズである第２レンズ４の、主波長８５０ｎｍに対する屈折率の値は、次の通りである。
　　　２５℃　１．７９００８
　　－４０℃　１．７８９８３
　　１０５℃　１．７９０４２
　　１２５℃　１．７９０５０
　なお、実施例５での第１レンズ２の物体側面の有効径は直径５．４２０ｍｍであり、有効径端における第１レンズ２物体側面のサグは＋０．１４４ｍｍである。また、第１レンズ２の物体側面においてサグがマイナスでその絶対値が最大となる光軸からの光線高さは１．３１８ｍｍであり、そのときのサグは－０．０６６ｍｍである。
　本実施例において、（６）式の値は、下記の通りである。
　　　Ｂ／Ｒ１＝０．０２６６
　また、（７）式の値は下記の通りである。
　　　ΔＴ／Ｒ１＝０．０３８７
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000032
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000033
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000034
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000035
[実施例６]
　図４３に、実施例６の撮像レンズ系の構成を示す図（光線図）を示す。実施例６の撮像レンズ系の収差図を図４４～図４６に示す。
　また、実施例６のレンズデータを表３６に、各レンズ面の非球面形状を規定するための非球面係数を表３７及び表３８に示す。表３６～表３８に記載されている項目は実施例１の表１～表３と同様である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000036
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000037
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000038
　実施例６のレンズユニット１の基本データは次の通りである。
　　主波長　８５０ｎｍ
　　Ｆナンバー　　：　２．４
　　ｆ（レンズ系全体の焦点距離）＝１．８３７ｍｍ
　　対角画角（全画角）　　　：　１４７°
　　対角像高　　：　２．２５ｍｍ
　　光学全長　：　９．４０２ｍｍ
　　物体距離　　　：　５００ｍｍ
　　ｆ１＝　－３．４７２ｍｍ
　　ｆ２＝７．７１１ｍｍ
　　ｆ３＝３．５８９ｍｍ
　　第１レンズ２：プラスチックレンズであり、両面共に非球面
　　第２レンズ４：プラスチックレンズであり、両面共に非球面
　　第３レンズ５：ガラスレンズであり、両面共に非球面
　　α＝６０．１８度
　　ｆ２／ｆ＝４．１９９
　　ｆｐ／ｆ１＝ｆ２／ｆ１＝－２．２２１
　各記号の説明は実施例２～５と同じなのでここでは省略する。
　実施例６の撮像レンズ系では、実施例１～５までとは異なり、第１レンズ２及び第２レンズ４をプラスチックレンズとし、第３レンズ５をガラスレンズとした構成になっている。第１レンズ２の像側面における接線角の最大値αは６０．１８度であり、実施例１とほぼ同じ値である。図４７に示すＭＴＦ特性が得られている。像高２．２５ｍｍにおけるタンジェンシャル方向のＭＴＦは、６０本／ｍｍにおいて５０％であり、実施例１には及ばないが、用途によっては十分使用可能である。
　第１レンズ２の物体側面の形状についての工夫は、実施例１～５と同様に施されている。図４８～図５０に実施例６のＭＴＦの温度特性を示す。図４７は常温の２５℃のとき、図４８は－４０℃のとき、図４９は１０５℃のとき、図５０は１２５℃のときのＭＴＦ値を示す。なお、図４８～図５０においては、第１レンズ２、第２レンズ４、第３レンズ５の屈折率のみを、表１の屈折率の値から変化させている。実際には膨張及び収縮によりレンズ形状及び面間隔が変化する。しかし、面間隔の変化量は、鏡筒の材質によって異なり、温度変化時には屈折率の変化による性能変化が最も大きいので、屈折率のみを変化させた場合のＭＴＦ値を図４８～図５０に示している。
　なお、プラスチックレンズである第１レンズ２及び第２レンズ４の、主波長の８５０ｎｍに対する屈折率の値は、次の通りである。
　　　２５℃　１．５２７１８
　　－４０℃　１．５３２８２
　　１０５℃　１．５１９９４
　　１２５℃　１．５１８１２
　なお、ガラスレンズである第３レンズ５の、主波長の８５０ｎｍに対する屈折率の値は、次の通りである。
　　　２５℃　１．５８０９７
　　－４０℃　１．５８０７４
　　１０５℃　１．５８１２６
　　１２５℃　１．５８１３４
　ここで、ガラスレンズである第３レンズ５の硝材として、プラスチックレンズとは逆符号に屈折率が変化するタイプのものを選んでいる。ガラスレンズは凸レンズなので、プラスチックレンズの正のパワーの温度特性変化をキャンセルする。
　他の図と表についての説明は実施例２～５と同様であるのでここでは省略する。
　なお、実施例６での第１レンズ２の物体側面の有効径は、直径４．６４０ｍｍであり、有効径端における第１レンズ２物体側面のサグは＋０．４９６ｍｍである。また、第１レンズ２の物体側面においてサグがマイナスであり、サグの絶対値が最大となる光軸からの光線高さは０．３５３ｍｍであって、そのときのサグは－０．００１ｍｍである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000039
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000040
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000041
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000042
　実施例１～６に係る撮像レンズ系の、第１レンズの像側面の接線角度α、ｆ２／ｆ、ｆｐ／ｆ１、及び、像面への主光線入射角度の最大値ＣＲＡを、表４３に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000043
　この出願は、２０１３年８月１９日に出願された日本出願特願２０１３－１６９９０９を基礎とする優先権を主張し、その開示の全てをここに取り込む。
１・・・レンズユニット
２・・・第１レンズ
３・・・開口絞り
４・・・第２レンズ
５・・・第３レンズ
６・・・前面カバーガラス
７・・・バンドパスフィルタ
８・・・センサカバーガラス
９・・・センサ面
α・・・第１レンズの像側面の接線角度

Claims (14)

  1. 　撮像素子に被写体像を結像させるときの対角画角が１２０度以上である赤外線用の撮像レンズ系であって、
    　物体側から順に、負のパワーを有する像側に凹形状の第１レンズと、開口絞りと、正のパワーを有する像側に凸形状の第２レンズと、正のパワーを有する像側に凸形状の第３レンズと、を備え、
    　前記第１レンズの像側レンズ面の接線角の最大値をαとしたときに、
    　４５°≦α≦７０°　…（１）
    　を満足する撮像レンズ系。
  2. 　請求項１に記載の撮像レンズ系であって、
    　前記αが、
    　４８°≦α≦７０°…（２）
    　を満足する撮像レンズ系。
  3. 　請求項１に記載の撮像レンズ系であって、
    　５２°≦α≦６２°…（３）
    　を満たす撮像レンズ系。
  4. 　請求項１～３のいずれか１項に記載の撮像レンズ系であって、
    　前記第１レンズの物体側レンズ面は、光軸近傍で物体側に凹形状であり、かつ、変曲点を有する
    　ことを特徴とする撮像レンズ系。
  5. 　請求項１～４のいずれか１項に記載の撮像レンズ系であって、
    　前記第２レンズの焦点距離をｆ２とし、レンズ系全体の焦点距離をｆとしたときに、
    　１．５＜ｆ２／ｆ＜５　…（４）
    　を満足する
    　ことを特徴とする撮像レンズ系。
  6. 　請求項１～５のいずれか１項に記載の撮像レンズ系であって、
    　前記第２レンズと前記第３レンズのうち、焦点距離の長い方のレンズがプラスチックレンズであり、焦点距離の短い方のレンズがガラスレンズである
    　ことを特徴とする撮像レンズ系。
  7. 　請求項６に記載の撮像レンズ系であって、
    －２．５＜ｆｐ／ｆ１＜－１．５　…（５）
    　を満足する
    　ことを特徴とする撮像レンズ系。
    　但し、ｆｐは前記第２レンズと前記第３レンズのうちプラスチックレンズである方のレンズの焦点距離であり、ｆ１は前記第１レンズの焦点距離である。
  8. 　請求項１～７のいずれか１項に記載の撮像レンズ系であって、
    　前記第１レンズ及び前記第３レンズがプラスチックレンズであり、前記第２レンズがガラスレンズである
    　ことを特徴とする撮像レンズ系。
  9. 　請求項８に記載の撮像レンズ系であって、
    　前記第２レンズの物体側レンズ面及び像側レンズ面が、両方とも球面である
    　ことを特徴とする撮像レンズ系。
  10. 　請求項１～７のいずれか１項に記載の撮像レンズ系であって、
    　前記第１レンズ及び前記第２レンズがプラスチックレンズであり、前記第３レンズがガラスレンズである
    　ことを特徴とする撮像レンズ系。
  11. 　請求項１～１０のいずれか１項に記載の撮像レンズ系であって、
    　像面へ入射する主光線と光軸とがなす角度が１０度以下である
    　ことを特徴とする撮像レンズ系。
  12. 　請求項１～１１のいずれか１項に記載の撮像レンズ系であって、
    　像面へ入射する主光線と光軸とがなす角度が８度以下である
    　ことを特徴とする撮像レンズ系。
  13. 　請求項１～１２のいずれか１項に記載の撮像レンズ系であって、
    　近赤外光を選択して透過させるバンドパスフィルタを有する
    　ことを特徴とする撮像レンズ系。
  14. 　請求項１～１３のいずれか１項に記載の撮像レンズ系と、
    　前記撮像レンズ系の物体側に配置された平板状のカバーガラスと、
    　前記撮像レンズ系の焦点に配置され、前記撮像レンズ系により結像された像を撮像する撮影素子と、を備える撮像装置。
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