WO2018135500A1 - 回折レンズおよびそれを用いた車載用灯具 - Google Patents

回折レンズおよびそれを用いた車載用灯具 Download PDF

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diffractive
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島野　健
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マクセル情映テック株式会社
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    • G02B5/1876—Diffractive Fresnel lenses; Zone plates; Kinoforms

Definitions

  • the present invention relates to a diffractive lens and an in-vehicle lamp using the same.
  • Patent Document 1 discloses that a lens used in a camera, a projector, or the like is configured with a diffractive lens using high-order diffracted light in order to reduce the thickness while maintaining its optical performance. It has been suggested that this diffractive lens can also be applied to an in-vehicle lamp.
  • Patent Document 2 discloses a configuration using a Fresnel lens in order to shorten the overall length of the in-vehicle lamp.
  • Patent Document 3 discloses the use of a diffractive lens as an optical disk objective lens for sharing with a plurality of wavelengths.
  • ⁇ Lens used for in-vehicle headlamps are required to be thin, and to ensure cut-off line imaging performance during low beam irradiation.
  • the diffractive lens described in Patent Document 1 is a meniscus lens (a lens having a concave surface on one surface and a convex surface having a larger curvature on the other surface), and is generated in the process of mold release and cooling in mold forming.
  • the grating surface of the diffractive lens is easily deformed by stress. As a result, when used as an in-vehicle headlamp, there is a problem that the imaging performance (contrast) of the low beam cut-off line is lowered.
  • the lens described in Patent Document 2 is an in-vehicle lens, there is a problem that low beam cut-off line imaging performance cannot be sufficiently obtained due to the Fresnel lens.
  • the Fresnel lens is a uniform continuous lens curved surface radially in-plane from the optical axis, or the surface height is equally spaced in the direction of the optical axis, and the surface shape is divided. This lens is made thin by aligning the height of the surface in the optical axis direction while maintaining it. Therefore, it is difficult to satisfy simultaneously the shape of the envelope surface for obtaining the desired lens characteristics and the phase function that defines the lens power.
  • the lens described in Patent Document 3 is not an in-vehicle lens but an optical disk lens, and is generally known as a diffractive lens, and has a role of forming an image on an information recording surface on a sensor.
  • This diffractive lens uses first-order diffracted light for use with laser light having a plurality of wavelengths.
  • this diffractive lens reduces diffraction efficiency and causes unnecessary high-order diffracted light. Stray light generation is a problem.
  • An object of the present invention is to provide a thin-walled diffractive lens that can form a low-beam cut-off line well in a vehicle lamp using a white light source and can be well imaged.
  • the present invention provides a diffractive lens in which both the incident side and the outgoing side of a light beam are convex, and an outgoing diffraction surface having an absolute value of the diffraction order of the fifth order or higher is arranged on the outgoing side,
  • the absolute value of the curvature at the surface vertex of the envelope surface of the exit diffractive surface is smaller than the absolute value of the curvature, or the maximum value of the absolute value of the sag amount in the optical axis direction at the outer peripheral portion of the incident surface
  • the absolute value of the sag amount in the optical axis direction at the outer peripheral portion of the envelope surface of the exit diffraction surface is a smaller shape.
  • a low beam cut-off line can be favorably imaged, and a thin diffractive lens with good moldability can be provided.
  • FIG. 2 is a side view showing the shape of a diffractive lens according to Example 1.
  • FIG. 3 is a diagram illustrating a light distribution of a low beam by the diffraction lens of Example 1.
  • FIG. 3 is a diagram showing a high beam light distribution by the diffraction lens of Example 1.
  • FIG. 6 is a side view showing the shape of a diffractive lens according to Example 2.
  • FIG. 6 is a side view showing the shape of a diffractive lens according to Example 3.
  • Examples 1 to 3 describe the shape of a diffractive lens that can provide suitable optical performance (light distribution) during low beam irradiation
  • Example 4 describes the configuration of an in-vehicle lamp using the diffractive lens.
  • FIG. 1 is a side view showing the shape of the diffractive lens according to Example 1
  • FIG. 2 is a list showing examples of dimensional specifications of the diffractive lens.
  • the incident light beam 104 from the virtual light source 103 is incident on the left incident surface 102 of the diffractive lens 101, and is emitted as almost parallel light from the right emission surface 105.
  • a shade that is a shield for forming a cut-off line at the time of low beam irradiation of the automobile headlamp is disposed at the position of the virtual light source 103.
  • the shape of the diffractive lens 101 is designed so that the shadow of the shade edge is imaged at infinity (substantially far from a distance of more than a dozen meters).
  • annular diffractive lens surface 107 (also referred to as an exit diffractive surface) having a step substantially parallel to the optical axis 106 about the optical axis 106 is disposed.
  • the overall shape of the diffractive lens surface 107 is defined by the shape of the envelope surface 108 that connects the center positions of the steps, and a predetermined optical path difference is given to the light beam that passes through the annular zones on both sides divided by the steps. Designed to give.
  • the 40th-order diffracted light (high-order diffracted light) has a diffraction efficiency of almost 100% at the design center wavelength of 550 nm.
  • the diffraction condition is that the optical path difference of vertically incident light is given by (n ⁇ 1) d with respect to the refractive index n and the step d, and this optical path difference may be 40 times the wavelength.
  • this is because an acrylic resin having a refractive index n of 1.494 at the center wavelength is used as the lens material, and this can be realized by setting the step d to about 46 ⁇ m. Since the step for realizing the optical path difference changes with respect to the obliquely incident light beam, the step amount is actually slightly deeper than the step in the outer peripheral region where the obliquely incident light beam is large.
  • the grating pitch is p
  • the incident angle of incident light with respect to the envelope surface 108 is ⁇ 1
  • the wavelength is ⁇
  • the outgoing angle of Nth order diffracted light is ⁇ 2
  • the refractive index of the incident space is When n1 and the refractive index of the exit space are n2, the relationship of Formula 1 is established.
  • Equation 1 in the case of 0th-order light, the output angle satisfies the normal law of refraction (Snell's law) with respect to the envelope surface.
  • the emission angle is determined.
  • the diffractive lens of the present embodiment hits a so-called blazed diffraction grating, energy is concentrated on a predetermined order by forming a grating shape having a depth corresponding to the optical path difference at a predetermined incident angle at a wavelength of the designed order. Can do.
  • the grating pitch p of the diffractive lens surface does not have a constant value in order to make the diffractive surface act as a lens, but the pitch must be gradually made finer toward the outer periphery.
  • the distribution of the optical path difference added by the diffractive surface is usually expressed as a phase function, and the value of the coefficient is determined by optimizing with optical design software.
  • the phase function ⁇ ( ⁇ ) is generally expressed by Equation 2.
  • ⁇ 0, ⁇ 2, and ⁇ 4 are 0th, 2nd, and 4th order coefficients of the phase function, respectively. Using this, the radial position of the annular zone boundary of the diffractive lens is determined.
  • FIG. 3 is a diagram for explaining a calculation method of the radial position of the annular zone boundary.
  • the horizontal axis of the graph is the normalized radius ⁇
  • the vertical axis is the phase function value ⁇ ( ⁇ )
  • the radial position of the annular zone boundary 1301 is determined for each radial position where the phase function value is an integral multiple of 2 ⁇ .
  • the grating pitch p of the diffractive lens is obtained as shown in Equation 4 from the condition (Equation 3) in which the phase change obtained by multiplying the local inclination at a certain radius ⁇ of the phase function by the pitch p is 2N ⁇ .
  • the grating pitch p in this example was 90.4 ⁇ m at the outermost periphery from the designed phase function.
  • the wavelength range in which 40th-order diffracted light is generated with practical diffraction efficiency is only a very narrow range centering on 550 nm.
  • the 39th order and 41st order on both sides, and the 38th order and 42nd order on both sides, and adjacent diffraction orders are switched one after another.
  • this is substantially equivalent to obtaining a high diffraction efficiency continuously over the entire visible light wavelength range.
  • the diffraction angles of adjacent diffraction orders are close to the diffraction angle of the design wavelength, and are not practically unnecessary stray light, but are practically usable light.
  • the wavelength range from which the first-order diffracted light is obtained is wider than the 40th-order diffracted light, but cannot cover the entire visible light wavelength range. For this reason, in the wavelength region greatly deviating from the design wavelength, the diffraction efficiency of the first-order diffracted light is reduced, and the second-order diffracted light and the zero-order diffracted light that are greatly different from the first-order diffracted light are generated, resulting in unnecessary stray light. is there. This problem is solved by using high-order diffracted light.
  • the boundary varies depending on the degree of the expected effect.
  • the conventional diffractive lens using the first-order diffracted light is extended in order, it is used within ⁇ 5th order. Therefore, if the order is ⁇ 5th order or higher, it is a category of the high-order diffractive lens intended in the present embodiment, and the above-described specific effects can be expected.
  • an optical system is designed with a green wavelength such as 550 nm as a central wavelength.
  • a plurality of orders are present in the visible light wavelength range. It has a peak of maximum diffraction efficiency. Therefore, if the fifth and higher diffraction orders are used, it is possible to enjoy a situation in which at least a plurality of diffraction orders can be switched and used.
  • the light beam diffracted by the high-order diffractive lens in this way is actually equivalent to a light beam that is simply refracted on the surface of each annular surface of the diffractive lens surface 107.
  • Such a lens action is closer to a Fresnel lens described in Patent Document 2 rather than a diffractive lens, compared to a conventional diffractive lens using first-order diffracted light.
  • the Fresnel lens has a uniform curved surface, and the distance from the optical axis is equally spaced in a plane perpendicular to the optical axis, or the sag amount of the surface in the optical axis direction is equally spaced.
  • it is a lens in which the divided surfaces are arranged in a substantially planar shape by sliding the divided surfaces in the optical axis direction. Even if each ring zone surface of such a lens has an optimal shape to obtain a predetermined lens action before sliding, the lens thickness changes locally by sliding, and the lens performance Will deteriorate.
  • the shape of the envelope surface serving as the base and the phase function that defines the lens power provided by the diffractive lens are simultaneously optimized. be able to. That is, since the shape can be designed so that a desired lens action can be obtained in the state of being a diffractive lens, the lens performance is guaranteed.
  • the high-order diffractive lens is also described in Patent Document 1, but the high-order diffractive lens in this example has the following characteristics.
  • the first feature is that a higher-order (fifth or higher-order) diffractive lens surface 107 is arranged on the output surface 105.
  • a higher-order diffractive lens surface 107 is arranged on the output surface 105.
  • the diffractive lens surface is disposed on the incident surface 102, light rays emitted from the virtual light source 103 at various angles are likely to enter the stepped portion of the diffractive lens surface 107, which causes stray light.
  • the higher-order diffractive lens surface 107 by disposing the higher-order diffractive lens surface 107 on the exit surface 105, the incident light beam 104 is refracted by the incident surface 102 so as to approach a parallel light beam, if not completely, and then is incident on the exit surface 105. Incident. Accordingly, the amount of light incident on the stepped portion is reduced, and the problem of stray light is reduced.
  • the diffractive lens 101 has a biconvex lens shape.
  • the entrance surface has a concave meniscus lens shape, but in such a shape, the shape of the annular zone surface is likely to be deformed in the resin molding process, making it difficult to correct the mold shape. Therefore, the schematic shape is a biconvex lens shape, and the axial curvature of the surface vertex of the incident surface is positive as shown in FIG. 2, and the axial curvature of the surface vertex of the envelope surface of the outgoing diffraction surface is negative.
  • the sign of curvature is positive when the center of curvature is on the light beam traveling direction side and negative when the center of curvature is on the light source side, and the absolute value of the curvature is the reciprocal of the radius of curvature.
  • the third feature is that, as shown in FIG. 2, the lens outer periphery of the envelope surface 108 of the exit diffraction surface 107 is larger than the maximum absolute value of the sag amount in the optical axis direction at the lens outer periphery of the incident surface 102 That is, the absolute value of the sag amount in the optical axis direction in the portion is reduced.
  • the sag amount is a geometric surface shape amount indicating how much the lens surface is recessed from the surface vertex in the optical axis direction.
  • the sag amount in the light traveling direction is positive and the sag amount in the light source side direction. Express quantity in negative.
  • the sag amount of the convex incident surface 102 gradually increases in the positive direction from the surface vertex to the periphery
  • the sag amount of the convex output surface 105 gradually increases in the negative direction from the surface vertex to the periphery.
  • the meaning of adding ⁇ maximum value '' to the sag amount of the incident surface is that the incident surface of the present embodiment is a non-rotationally symmetric free-form surface, and the sag amount of the outer peripheral portion of the effective area of the incident surface varies depending on the orientation, This is to take up the maximum value.
  • the lens has a generally spherical shape, and the curvature is usually large when the sag amount is large.
  • the magnitude of the sag and the magnitude of the on-axis curvature do not necessarily correspond to each other, and this embodiment does not correspond.
  • a fourth feature is that the ratio of the edge thickness to the lens center thickness is set to 0.25 or more and 0.5 or less.
  • the center thickness is the distance between the surface vertex of the incident surface and the surface vertex of the envelope surface of the exit diffraction surface
  • the edge thickness is the distance between the entrance surface and the exit at the radial position farthest from the optical axis of the lens effective area. It is defined as the interval between the diffractive surfaces.
  • the center thickness was 15 mm and the edge thickness was 5.94 mm. Therefore, the ratio of the edge thickness to the center thickness was 0.396.
  • the edge thickness range has a lower limit and an upper limit.
  • the fifth feature is that the ratio of the diffractive lens power to the total lens power (contribution of the diffractive lens surface 107) is set to 0.3 or more and 0.6 or less.
  • the lens power corresponds to the reciprocal of the focal length of the lens, and a lens having a focal length of 1 m is defined as 1 diopter (D). Since the combined focal length including the lens power of the diffractive lens is 48.075 mm as shown in FIG. 2, the total lens power is 20.8D.
  • the second-order coefficient ⁇ 2 of the phase function of the diffractive lens was ⁇ 1568 (rad). At this time, if the lens radius is R, the design wavelength is ⁇ , and the diffraction order is N, the diffractive lens power P diff is given by Equation 5.
  • the diffractive lens power P diff becomes 12.0D. Accordingly, the ratio of the diffractive lens power to the total lens power is 0.576. If the ratio of the diffractive lens power is large to some extent, the lens power that the curvature of the envelope surface 108 should share in order to obtain a predetermined total lens power can be reduced. As a result, the curvature of the lens is reduced, the surface approaches a flat surface, the edge thickness can be increased, and the design for reducing the center thickness is facilitated. However, if the ratio of the diffractive lens power is too large, the zone width becomes narrow and it becomes difficult to process the mold. Considering these, the range of the diffractive lens power has a lower limit and an upper limit.
  • the sixth feature is that the ratio of the center thickness to the lens focal length is 0.2 or more and 0.35 or less.
  • the focal length is 48.075 mm as described above, and the center thickness is 15 mm. Therefore, the ratio of the center thickness to the focal length is 0.312.
  • the center thickness is about 1 / ⁇ (1.8) by setting the center thickness to about 15 mm in this embodiment. This has the effect of shortening the lens molding time in half. Therefore, if the upper limit is set to about 0.35 with a slight margin in the ratio of the present embodiment, the effect of halving the molding time can be obtained.
  • the center thickness is made too thin, the diffractive lens power must be increased accordingly, and the zone width becomes too narrow, making it difficult to mold. Therefore, in reality, thinning to about 0.2 is the limit.
  • Such thinning of the lens is made possible by applying the high-order diffraction lens of the present embodiment, and the above range of the ratio of the center thickness to the focal length is not just a design item value.
  • the conditions for realizing the performance of the high-order diffractive lens of the present embodiment are indirectly defined.
  • ⁇ Diffraction Lens of Patent Document 1> -1st characteristic: Satisfies.
  • a high-order diffractive lens surface is formed on the exit surface.
  • -Second feature not satisfied.
  • the incident surface is concave.
  • Third feature Not satisfied.
  • the amount of sag is larger on the exit surface side than on the entrance surface side.
  • -Fourth feature not satisfied.
  • the ratio of the edge thickness to the center thickness is as small as 0.2.
  • -Fifth feature Satisfies.
  • the diffractive lens power is large.
  • -Sixth feature Satisfies. This invention is aimed at reducing the lens thickness.
  • ⁇ Diffraction Lens of Patent Document 3> First feature: Not satisfied. A diffractive lens using first-order diffracted light. -Second feature: Satisfies. It is a biconvex lens. Third feature: Not satisfied. The amount of sag is larger on the exit surface side than on the entrance surface side. -Fourth feature: Satisfies. It can be read that the ratio of the edge thickness to the center thickness is about 0.3. -Fifth feature: not satisfied. Since the first-order diffracted light is used, the diffractive lens power cannot be increased, and the ratio to the lens power is less than 0.3. -Sixth feature: not satisfied. The ratio of the center thickness to the focal length can be read as about 0.5.
  • the third feature does not satisfy any patent document, and the envelope surface of the exit diffractive surface is larger than the maximum absolute value of the sag amount in the optical axis direction at the lens outer peripheral portion of the incident surface. It is the most essential feature of the present embodiment that the absolute value of the sag amount in the optical axis direction at the outer periphery of the lens is smaller.
  • FIG. 4 is a diagram for explaining the principle of forming a cut-off line at the time of low beam irradiation.
  • the light emitted from the LED light source 1401 that is a white light source is reflected by the reflector 1402 and collected near the edge of the shade 1403.
  • the LED light source 1401 is disposed in the vicinity of one focal point, and the edge position of the shade 1403 is disposed at the other focal point, thereby enabling such light collection.
  • the LED light source 1401 is not a point light source but has a size, and light generated from a point out of focus is irradiated toward a position shifted from the edge of the shade 1403.
  • the light beam irradiated to the light source side from the edge of the shade 1403 is reflected by the flat surface portion of the shade 1403, and the light beam irradiated above the edge of the shade 1403 is not reflected and both enter the lens 1404. .
  • the focal position of the lens 1404 is arranged so as to coincide with the edge position of the shade 1403, the light transmitted or reflected through the position very close to the edge is irradiated forward as a parallel light beam 1405 along the optical axis. .
  • the distribution of the irradiated light is equal to the distribution of the angle of the light beam emitted from the lens 1404 because the distance from the lens 1404 is several tens of meters ahead of the lens aperture. Therefore, the light beam 1405 from the vicinity of the edge of the shade 1403 is irradiated on the cut-off line near the optical axis. Similarly, the edge of the shade 1403 is continuous in the direction perpendicular to the paper surface in FIG. 4, and all the light rays passing near the locus are irradiated on a substantially horizontal line along the cutoff line several tens of meters ahead of the lens 1404. . This means that the shadow of the edge of the shade 1403 is uniformly projected in front of several tens of meters or more, and has an effect of shielding the light irradiating upward.
  • light passing through the upper side of the edge of the shade 1403 can be regarded as light rays emitted from the upper side on the focal plane of the lens 1404 regardless of whether the light is reflected by the flat portion of the shade 1403 or not.
  • These downward light rays 1406 (shown by broken lines) become light that irradiates the angle region below the cutoff line.
  • the downward angle region of the shade 1403 is a shadow region where the light beam from the reflector 1402 does not reach, so if there is a light beam from this region, it is above the cutoff line that should have been irradiated
  • the area is shielded and becomes a dark part.
  • a projector-type low beam headlight using a lens forms a cut-off line in this way.
  • the cut-off line that is formed is set to be lower than the eye position of the driver of the oncoming vehicle that passes by the own vehicle, so that the minimum amount of The field of view can be illuminated.
  • the region above the cut-off line can be irradiated by removing the shade 1403 from the optical system.
  • FIG. 5 is a diagram showing a reference characteristic of a light distribution at the time of low beam irradiation, which is a characteristic when a conventional irradiation lens (a non-diffractive lens having a thickness of 20 mm or more) is used.
  • the angle range in which the relative luminous intensity is in the ratio of 0.1, 0.01, 0.001 to the peak luminous intensity is indicated by contour lines.
  • a line in which three contour lines overlap in the vicinity of a horizontal line near a vertical angle of 0 ° is called a cut-off line. Since the lines overlap, the luminous intensity decreases sharply above the cut-off line. I understand that.
  • it is aimed to realize a light distribution characteristic that can clearly form a cut-off line by using a thin lens.
  • FIG. 6 is a diagram showing a light distribution of a low beam obtained by the diffractive lens 101 of this example. It was found that the contrast of the brightness change in the cut-off line was improved and a horizontal cut-off line was formed on both the left and right sides. That is, it can be seen that the light intensity sharply decreases above the cut-off line as a boundary, and a good performance equivalent to the cut-off line of the reference characteristic shown in FIG. 5 can be obtained.
  • the cut-off line is bent near the horizontal angle of 0 ° and the cut line is lowered on the right side, so that the eyes of the driver of the oncoming vehicle coming from the right front side of the own vehicle are not irradiated.
  • FIG. 7 is a diagram showing a light distribution of a high beam obtained by the diffraction lens 101 of this example.
  • the high beam can be realized by removing the shade from the optical system in the low beam headlight. Since there is no shade, the cut-off line is not formed and light is irradiated upward.
  • the light distribution characteristics of in-vehicle lamps are usually evaluated on a screen 25 m ahead, but as shown in FIGS. 5 to 7, the evaluation range is about ⁇ 60 ° in the horizontal direction and ⁇ 20 ° in the vertical direction. The range is significantly different between the horizontal and vertical directions. Because of such anisotropy in evaluation, even in conventional lenses, a non-rotationally symmetric shape is employed on at least one of the entrance surface and the exit surface.
  • the incident surface is not rotationally symmetric with respect to the optical axis, but is formed as a free-form surface.
  • the deviation from the rotational symmetry (asymmetry) is not so large that it cannot be judged apparently.
  • the exit-side diffractive lens surface 107 in this embodiment has a rotationally symmetric shape due to restrictions on mold processing. For this reason, the incident surface is necessarily required to be a non-rotationally symmetric free-form surface.
  • the diffractive lens of the present embodiment not only has excellent low-beam cut-off line imaging performance, but also has the effect of suppressing the reduction of diffraction efficiency and the generation of unnecessary orders of diffracted light.
  • a thin lens with little deformation of the lattice plane can be provided by molding.
  • FIG. 8 is a diagram showing the shape of the diffractive lens according to Example 2
  • FIG. 9 is a list showing examples of dimensional specifications of the diffractive lens.
  • the diffractive lens 201 emits incident light 204 from the virtual light source 203 as substantially parallel light.
  • a high-order diffractive lens surface 207 is disposed on the exit surface 205, and a 40th-order diffracted light is generated with respect to the design center wavelength of 550 nm.
  • first and second features both have a high-order diffractive lens surface 207 on the exit surface side and are biconvex lens-shaped, so both are satisfied.
  • the third feature does not satisfy the magnitude relationship regarding the sag amount in the first embodiment, but instead has the same feature regarding the magnitude relationship between the curvature of the entrance surface and the exit surface. That is, the absolute value of the curvature at the surface vertex of the envelope surface 208 of the outgoing diffraction surface 207 is made smaller than the absolute value of the curvature at the surface vertex of the incident surface 202. As shown in FIG. 9, the curvature of the surface apex is 0.0245 (curvature radius: 40.77 mm) for the incident surface, and -0.0153 (curvature radius: -65.06 mm) for the envelope surface of the exit diffraction surface.
  • the absolute value of the curvature is smaller on the exit surface side than on the entrance surface side.
  • the absolute value of the sag amount in the optical axis direction of the lens outer peripheral portion is 4.446 mm on the incident surface side and 6.162 mm on the output surface side, and the exit surface is larger than the incident surface.
  • the third feature is expressed by the magnitude relationship between the curvatures of the entrance surface and the exit surface.
  • the edge thickness is 4.39 mm with respect to the center thickness of 15 mm, and the ratio is 0.293, so that 0.25 or more and 0.5 or less are satisfied.
  • the total lens power is 20.47D
  • the second-order phase function coefficient ⁇ 2 of the diffraction surface is ⁇ 822.8 (rad)
  • the lens power of the diffraction surface is 6.28D. Therefore, the ratio of the diffractive lens power to the total power is 0.307, which satisfies 0.3 or more and 0.6 or less.
  • the ratio of the center thickness to the focal length is 0.307, which satisfies 0.2 or more and 0.35 or less.
  • FIG. 10 is a side view showing the shape of the diffractive lens according to Example 3, and FIG. 11 is a list showing examples of dimensional specifications of the diffractive lens.
  • the diffractive lens 301 emits the incident light 304 from the virtual light source 303 as substantially parallel light.
  • a high-order diffractive lens surface 307 is disposed on the exit surface 305 and has a shape that generates 40th-order diffracted light with respect to a center wavelength of 550 nm.
  • first and second features both have a high-order diffractive lens surface 307 on the exit surface side and are biconvex lens-shaped, so both are satisfied.
  • the absolute value of the curvature at the surface vertex of the envelope surface 308 of the exit diffraction surface 307 is made smaller than the absolute value of the curvature at the surface vertex of the incident surface 302.
  • the curvature of the surface apex is 0.0266 (curvature radius: 37.57 mm) on the incident surface, and -0.0114 (curvature radius: -87.48 mm) on the envelope surface of the outgoing diffraction surface.
  • the absolute value of the curvature is smaller on the exit surface side than on the entrance surface side.
  • the absolute value of the sag amount in the optical axis direction on the outer periphery of the lens is 4.986 mm on the incident surface side and 5.767 mm on the output surface side, and the exit surface is slightly larger than the incident surface. The difference is subtle.
  • the third feature is close to the condition of the magnitude relation of curvature in the second embodiment.
  • the edge thickness is 4.25 mm with respect to the center thickness of 15 mm, and the ratio is 0.283, which satisfies 0.25 or more and 0.5 or less.
  • the total lens power is 20.82D
  • the second-order phase function coefficient ⁇ 2 of the diffractive surface is ⁇ 888.5 (rad)
  • the lens power of the diffractive surface is 6.79D. Therefore, the ratio of the diffractive lens power to the total power is 0.326, which satisfies 0.3 or more and 0.6 or less.
  • the ratio of the center thickness to the focal length is 0.312, which satisfies 0.2 or more and 0.35 or less.
  • the absolute value of the sag amount in the optical axis direction in the lens outer peripheral portion of the envelope surface of the exit diffraction surface is smaller than the maximum absolute value of the sag amount in the optical axis direction in the outer peripheral portion of the lens on the incident surface ( (Third feature in the first embodiment) or the absolute value of the curvature at the surface vertex of the envelope surface of the outgoing diffraction surface is smaller than the absolute value of the curvature at the surface vertex of the incident surface (the second and third embodiments). It has been found that it is necessary to satisfy any one of the third feature).
  • FIG. 12 is a diagram showing a light distribution of a diffractive lens that does not satisfy the condition (third feature) for comparison. That is, the case where the exit surface side curvature is larger than the entrance surface side curvature of the diffractive lens and the exit surface side sag amount is larger than the entrance surface side sag amount is shown. It can be seen that the cutoff line is blurred near the optical axis, and that the cutoff line is curved in a region where the horizontal angle is large. This is a phenomenon peculiar to the case where the lens is thinned without using a diffractive lens as a meniscus lens, but is considered to be because the third feature described above is not satisfied.
  • Example 4 an in-vehicle lamp using the diffractive lens described in Example 1-3 will be described.
  • FIG. 13 is a configuration diagram of an in-vehicle lamp according to the fourth embodiment.
  • the LED light source 401 which is a white light source
  • a shielding object called a shade 403 reflecting a light distribution (low beam) irradiated in the distance is arranged in the vicinity of the condensing position, and the light passing therethrough is irradiated forward by the diffraction lens 404.
  • the diffractive lens 404 has the characteristics of the diffractive lenses 101, 201, and 301 described in Example 1-3.
  • the shade 403 is curved in accordance with the curvature of field of the lens, so that the light / dark boundary (cut-off line) of the light distribution to be irradiated can be sharpened. High beam irradiation can be realized by moving the shade 403 and removing it from the optical path.
  • the in-vehicle lamp according to the present example enables sufficiently satisfactory low beam irradiation.
  • the use of a thin diffractive lens makes it possible to reduce the size of the lamp.

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Abstract

白色光源を用いる車載用灯具において、ロービームのカットオフラインを良好に結像することができ、薄肉で成形性の良い回折レンズを提供する。光線の入射側と出射側の両方が凸形状である回折レンズにおいて、出射側には回折次数の絶対値が５次以上の出射回折面を配置し、入射面の面頂点における曲率の絶対値よりも、出射回折面の包絡面の面頂点における曲率の絶対値の方が小さい、または、入射面の外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の最大値よりも、出射回折面の包絡面の外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の方が小さい形状とした。

Description

回折レンズおよびそれを用いた車載用灯具
　本発明は、回折レンズおよびそれを用いた車載用灯具に関する。
　本発明の背景技術として、特許文献１には、カメラやプロジェクタなどに用いるレンズをその光学性能を維持したまま薄肉化するため、高次回折光を用いる回折レンズで構成することが開示されている。そしてこの回折レンズは、車載用灯具にも適用できることが示唆されている。
　また特許文献２には、車載用灯具の全長を短縮するため、フレネルレンズを用いる構成が開示されている。さらに特許文献３には、光ディスク用対物レンズとして、複数の波長で共用するために回折レンズを用いることが開示されている。
特開２０１６－１２０３号公報 特開２００８－１８１７１７号公報 特開２００５－１８９６７号公報
　車載用前照灯に用いるレンズには、薄肉化の要求とともに、ロービーム照射時のカットオフラインの結像性能の確保が求められる。
　特許文献１に記載されている回折レンズはメニスカスレンズ（片面が凹面で他の面がそれより曲率の大きい凸面で構成されるレンズ）であり、金型成形で離型、冷却する過程で発生する応力により回折レンズの格子面が変形しやすい。その結果、車載用前照灯として用いる場合、ロービームのカットオフラインの結像性能（コントラスト）が低下する課題がある。
　特許文献２に記載されているレンズは車載用レンズであるが、フレネルレンズのためにロービームのカットオフラインの結像性能が十分得られない課題がある。ここでフレネルレンズとは、一様な連続するレンズ曲面を光軸から面内に放射状に等間隔に、または光軸方向に面の高さを等間隔に区分して、区分された面形状を保ったまま光軸方向に面の高さを切り揃えて薄肉化したレンズである。よって、所望のレンズ特性を得るための包絡面の形状とレンズパワを規定する位相関数とを同時に満足させることが困難である。
　特許文献３に記載されているレンズは車載用のレンズではなく光ディスク用レンズであるが、回折レンズとして一般的に知られており、情報記録面をセンサに結像する役目がある。この回折レンズは、複数の波長のレーザー光に用いるために１次回折光を利用しているが、車載用前照灯として白色光に用いるためには、回折効率の低下や不要な高次回折光の迷光発生などが課題となる。
　本発明は、白色光源を用いる車載用灯具において、ロービームのカットオフラインを良好に結像することができ、薄肉で成形性の良い回折レンズを提供することを目的とする。
　本発明は、光線の入射側と出射側の両方が凸形状である回折レンズにおいて、前記出射側には回折次数の絶対値が５次以上の出射回折面を配置し、入射面の面頂点における曲率の絶対値よりも、前記出射回折面の包絡面の面頂点における曲率の絶対値の方が小さい、または、前記入射面の外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の最大値よりも、前記出射回折面の包絡面の外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の方が小さい形状とした、ことを特徴とする。
　本発明によれば、白色光源を用いる車載用灯具において、ロービームのカットオフラインを良好に結像することができ、薄肉で成形性の良い回折レンズを提供することができる。
実施例１に係る回折レンズの形状を示す側面図。 回折レンズの寸法仕様の例を示す図。 輪帯境界の半径位置の算出方法を説明する図。 ロービーム照射時のカットオフラインの形成の原理を説明する図。 ロービーム照射時の配光分布の基準特性を示す図。 実施例１の回折レンズによるロービームの配光分布を示す図。 実施例１の回折レンズによるハイビームの配光分布を示す図。 実施例２に係る回折レンズの形状を示す側面図。 回折レンズの寸法仕様の例を示す図。 実施例３に係る回折レンズの形状を示す側面図。 回折レンズの寸法仕様の例を示す図。 条件（第３の特徴）を満たさない回折レンズの配光分布を示す図。 実施例４に係る車載用灯具の構成図。
　以下、本発明の実施例を図面を用いて説明する。実施例１～３では、ロービーム照射時に好適な光学性能（配光分布）が得られる回折レンズの形状について、また実施例４では、回折レンズを用いた車載用灯具の構成について述べる。
　図１は、実施例１に係る回折レンズの形状を示す側面図であり、図２は回折レンズの寸法仕様の例を一覧表で示したものである。
　図１において、回折レンズ１０１の左側の入射面１０２には仮想光源１０３からの入射光線１０４が入射し、右側の出射面１０５からほぼ平行光となって出射している。後述するように、仮想光源１０３の位置には、自動車前照灯のロービーム照射時のカットオフラインを形成するための遮蔽物であるシェードが配置される。そのシェードのエッジの影が無限遠（実質的には十数ｍより遠い位置）に結像されるように、この回折レンズ１０１の形状が設計されている。
　回折レンズ１０１の出射面１０５には、光軸１０６を中心とした光軸１０６に略平行な段差を有する輪帯状の回折レンズ面１０７（出射回折面とも呼ぶ）を配置している。回折レンズ面１０７は、段差の中央位置を連ねた包絡面１０８の形状によってその大局的な形状が規定されるとともに、段差によって区分されたその両側の輪帯を透過する光線に所定の光路差を与えるように設計している。
　本実施例では図２に示す通り、設計中心波長５５０ｎｍで４０次回折光（高次の回折光）がほぼ１００％の回折効率を生じるようにしている。その回折条件は、垂直入射光の光路差は屈折率ｎと段差ｄに対し（ｎ－１）ｄで与えられ、この光路差が波長の４０倍となればよい。具体的には、レンズ材料として前記中心波長における屈折率ｎが１．４９４のアクリル樹脂を用いていることからであり、段差ｄを４６μｍ程度とすることで実現できる。斜め入射の光線に対しては前記光路差を実現する段差は変化するため、上記段差量は、斜め入射光線が多い外周領域では実際にはこの段差よりやや深くなる。
　回折レンズ面１０７における入射角と出射角については、格子ピッチをｐ、前記包絡面１０８に対する入射光線の入射角をθ１、波長をλ、Ｎ次回折光の出射角をθ２、入射空間の屈折率をｎ１、出射空間の屈折率をｎ２、とするとき、数式１の関係が成り立つ。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
　数式１から分かるように、０次光の場合は包絡面に対して通常の屈折の法則（スネルの法則）を満足する出射角となり、そこから次数ごとにほぼ等間隔の角度刻みで各次数の出射角が決まる。しかし、本実施例の回折レンズはいわゆるブレーズ回折格子に当たるため、設計次数の波長で所定の入射角で上記光路差となる深さの格子形状とすることで、所定の次数にエネルギーを集中させることができる。
　ここで回折レンズ面の格子ピッチｐは、回折面をレンズとして作用させるためには一定値にはならず、外周に向けて徐々にピッチを細かくしていかなければならない。その設計においては、通常、回折面によって加わる光路差の分布を位相関数として表し、その係数の値を、光学設計ソフトウエアにおいて最適化することで決定する。レンズの瞳半径座標を有効半径Ｒで規格化した規格化半径をρとすると、位相関数φ（ρ）は一般に数式２で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
　ここで、α０、α２、α４が位相関数のそれぞれ０次、２次、４次の係数である。これを用いて回折レンズの輪帯境界の半径位置を決定する。
　図３は、輪帯境界の半径位置の算出方法を説明する図である。グラフの横軸が規格化半径ρ、縦軸が位相関数値φ（ρ）であり、位相関数値が２πの整数倍となる半径位置ごとにその輪帯境界１３０１の半径位置を決定する。このとき、回折レンズの格子ピッチｐは、位相関数のある半径ρにおける局所的な傾きにピッチｐを乗じた位相変化が２Ｎπになる条件（数式３）から、数式４のように求められる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
　本実施例における格子ピッチｐは、設計した位相関数から最外周においては９０．４μｍであった。
　このように高次の回折光を用いる場合、波動光学による設計上は、４０次回折光が実用的な回折効率で生じる波長域は５５０ｎｍを中心に非常に狭い範囲にすぎない。しかし、その両側に３９次と４１次、さらにその両側には３８次と４２次と、次々に隣接する回折次数が入れ替わり立ち替わり生じる。その結果、実質的には可視光波長域の全域に渡って、連続的に高い回折効率が得られるのと等価な作用となる。隣接する回折次数の回折角は設計波長の回折角に近く、実質的に不要な迷光とはならず、実用的に利用可能な光となる。
　これに対して、特許文献３などに記載される１次回折光を用いる回折レンズの場合は、１次回折光の得られる波長範囲は４０次回折光より広いものの、可視光波長域の全域をカバーできない。そのため、設計波長から大きくはずれた波長域では、１次回折光の回折効率が低下するとともに、回折角が１次回折光とは大きく異なる２次回折光や０次回折光が生じ、不要な迷光となる課題がある。この課題は、高次の回折光を用いることで解消される。
　回折レンズにおいてどの次数から高次回折レンズと言えるかという点については、その境界は期待する効果の程度によって異なってくる。しかし、１次回折光を用いる従来の回折レンズが次数を延長されたとしても、ほとんど±５次以内で利用されている。よって、±５次以上の次数であれば本実施例で意図する高次回折レンズの範疇であり、上記した特有の効果が期待できる。白色光で用いる光学系において多くは５５０ｎｍなど緑色の波長を中心波長として光学系が設計されるが、一般に中心波長で５次回折光程度の次数を用いれば、可視光の波長域で複数の次数が最大回折効率のピークを持つようになる。従って、５次以上の回折次数を用いれば、少なくとも複数の回折次数の光が入れ替わり立ち替わり利用できる状況を享受することができる。
　このようにして高次回折レンズで回折される光線は、実際上、回折レンズ面１０７の各輪帯面の表面で単に屈折される光線と等価となる。このようなレンズ作用は１次回折光を用いる従来の回折レンズと比べると、回折レンズというよりはむしろ特許文献２などに記載されているフレネルレンズに近いものとなる。しかし、一般にフレネルレンズは、元になる一様な曲面のレンズを光軸に垂直な面内で光軸からの距離を等間隔に区切るか、または光軸方向の面のサグ量を等間隔に区切るかして、区切られた面を光軸方向にスライドさせて略平面状に配列させたレンズである。このようなレンズの各輪帯面は、スライドさせる前には所定のレンズ作用を得るために最適な形状であったとしても、スライドさせることでレンズ厚が局所的に変わった状態となり、レンズ性能が劣化してしまう。
　これに対して高次回折レンズでは、１次回折光を用いる従来の回折レンズと同様に、ベースとなる包絡面の形状と、回折レンズで与えられるレンズパワを規定する位相関数とを、同時に最適化することができる。つまり、回折レンズとなった状態で所望のレンズ作用が得られるように形状を設計できるので、レンズ性能が保証される。
　高次回折レンズについては特許文献１にも記載されているが、本実施例における高次回折レンズには以下の特徴を有する。
　（１）第１の特徴は、高次（５次以上）の回折レンズ面１０７を出射面１０５上に配置したことである。回折レンズ面を入射面１０２上に配置した場合は、仮想光源１０３から色々な角度で放射される光線が、回折レンズ面１０７の段差部に入射しやすくなり、これらが迷光を生じる要因となる。これに対し出射面１０５上に高次の回折レンズ面１０７を配置することで、入射光線１０４は、入射面１０２によって完全ではないとしても平行光線に近づいた状態に屈折されてから出射面１０５に入射する。従って、段差部に入射する光線は少なくなり、迷光の問題が低減する。
　（２）第２の特徴は、回折レンズ１０１を両凸レンズの形状としたことである。特許文献１では入射面が凹面のメニスカスレンズ形状であったが、このような形状の場合、樹脂成形の工程で輪帯面の形状が変形しやすく、金型形状の補正が困難となる。そこで概略形状を両凸レンズ形状とし、図２に示すように入射面の面頂点の軸上曲率を正とし、出射回折面の包絡面の面頂点の軸上曲率を負としている。ここで曲率の符号は、曲率中心が光線進行方向側にある場合を正、光源側にある場合を負で表し、また曲率の絶対値は曲率半径の逆数である。
　（３）第３の特徴は、図２に示すように、入射面１０２のレンズ外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の最大値よりも、出射回折面１０７の包絡面１０８のレンズ外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の方を小さくした、ことである。ここでサグ量とは、レンズ面が面頂点から光軸方向にどれだけ凹んでいるかを表す幾何学的な面形状量であり、光線進行方向へのサグ量を正、光源側方向へのサグ量を負で表す。すなわち、凸面の入射面１０２のサグ量は面頂点から周辺に向けて正方向に徐々に大きくなっており、凸面の出射面１０５のサグ量は面頂点から周辺に向けて負方向に徐々に大きくなっている、と言うことができる。ここで入射面のサグ量に「最大値」を付加した意味は、本実施例の入射面は非回転対称な自由曲面であるため入射面の有効領域の外周部のサグ量は方位によって異なり、その最大値を取り上げるためである。
　なお、入射面と出射面の曲率形状に関しては、入射面１０２の面頂点における曲率の絶対値より、出射回折面１０７の包絡面１０８の面頂点における曲率の絶対値の方が大きくなっている。一般にレンズは概略的には球面形状をしており、サグ量が大きければ曲率も大きくなるのが普通である。しかし、近年では、結像性能に優れた樹脂成形の単レンズには非球面形状を用いるのが一般的となっている。この場合、サグ量の大小と軸上曲率の大小は必ずしも対応しなくなっており、本実施例も対応しないケースである。
　（４）第４の特徴は、レンズ中心厚に対するコバ厚の比を０．２５以上、０．５以下としたことである。ここで中心厚とは、入射面の面頂点と出射回折面の包絡面の面頂点との間隔であり、コバ厚とは、レンズ有効領域の最も光軸から離れた半径位置における入射面と出射回折面の包絡面の間隔と定義する。本実施例では図２に示すように、中心厚は１５ｍｍ、コバ厚は５．９４ｍｍであった。このため中心厚に対するコバ厚の比は０．３９６であった。中心厚に対するコバ厚の比をある程度大きくすることによって、樹脂成形での残留応力による回折レンズ輪帯面の変形が小さくなり、レンズ性能が向上する。しかし、コバ厚の比が大きすぎるとレンズ全体の樹脂成形の成形時間が長くなり、製造コストが高くなる。これらを考慮してコバ厚の範囲には下限と上限がある。
　（５）第５の特徴は、トータルレンズパワに対する回折レンズパワの比（回折レンズ面１０７の寄与分）を０．３以上、０．６以下としたことである。ここでレンズパワとは、レンズの焦点距離の逆数に当たるものであり、１ｍの焦点距離のレンズが１ジオプトリー（Ｄ）として定義される。回折レンズのレンズパワも含めた合成焦点距離は図２に示すように４８．０７５ｍｍであったことから、トータルレンズパワは２０．８Ｄである。一方、回折レンズの位相関数の２次の係数α２は－１５６８（ｒａｄ）であった。このときレンズ半径をＲ、設計波長をλ、回折次数をＮとすると、回折レンズパワＰdiffは数式５で与えられる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
　この式にＮ＝４０、λ＝５５０（ｎｍ）、Ｒ＝３０．２８（ｍｍ）を代入すれば、回折レンズパワＰdiffは１２．０Ｄとなる。従って、トータルレンズパワに対する回折レンズパワの比は０．５７６である。回折レンズパワの比がある程度大きいと、所定のトータルレンズパワを得るために包絡面１０８の曲率が分担すべきレンズパワを小さくできる。その結果、レンズの曲率が小さくなり、面が平面に近づいてコバ厚を厚くできて、中心厚を薄くする設計が容易になる。ただし回折レンズパワの比が大きすぎると、輪帯幅が狭くなり金型加工が困難になる。これらを考慮して回折レンズパワの範囲には下限と上限がある。
　（６）第６の特徴は、レンズ焦点距離に対する中心厚の比を０．２以上、０．３５以下としたことである。本実施例では焦点距離が前述のように４８．０７５ｍｍであり、中心厚が１５ｍｍであるので、焦点距離に対する中心厚の比は０．３１２であった。従来の車載用灯具に用いられるレンズが同様の焦点距離で中心厚が２０ｍｍ以上であることから、本実施例の中心厚１５ｍｍ前後とすることで中心厚は約１／√（１．８）となり、レンズ成形時間をおおよそ半分に短縮する効果がある。従って本実施例の比率に多少の余裕を見て０．３５程度を上限とすれば、ほぼ成形時間半減の効果を得ることができる。しかし中心厚をあまり薄くしすぎると、回折レンズパワをその分大きくしなければならないので、輪帯幅が狭くなりすぎて金型加工が困難になる。従って、現実的には０．２程度までの薄肉化が限界となる。
　このようなレンズ薄肉化は本実施例の高次回折レンズを適用することによって可能となったものであり、また上記した焦点距離に対する中心厚の比の範囲は、単なる設計事項の値ではなく、本実施例の高次回折レンズの性能を実現するための条件を間接的に規定したものである。
　以上の本実施例の６つの特徴について、前記した３つの特許文献に記載のレンズが満たしているかどうかを比較する。
　＜特許文献１の回折レンズ＞
・第１の特徴：満たす。出射面に高次回折レンズ面を形成している。
・第２の特徴：満たさず。入射面が凹面である。
・第３の特徴：満たさず。サグ量は入射面側より出射面側の方が大きい。
・第４の特徴：満たさず。中心厚に対するコバ厚の比は０．２と小さい。
・第５の特徴：満たす。高次回折レンズを用いることで回折レンズパワは大きい。
・第６の特徴：満たす。レンズ薄肉化を狙った発明である。
　＜特許文献２のフレネルレンズ＞
・第１の特徴：（満たす）。平面のフレネルレンズであることから、高次回折レンズに近い作用を有するとも考えられる。
・第２の特徴：満たさず。平板レンズであることから両凸レンズではない。
・第３の特徴：満たさず。サグ量（および曲率）はない。
・第４の特徴：満たさず。平板レンズであることからコバ厚と中心厚は等しい。
・第５の特徴：満たさず。レンズパワはすべて回折レンズと考えられる。
・第６の特徴：満たさず。焦点距離に対する中心厚の比は０．１程度に読み取れる。
　＜特許文献３の回折レンズ＞
・第１の特徴：満たさず。１次回折光を用いる回折レンズである。
・第２の特徴：満たす。両凸レンズである。
・第３の特徴：満たさず。サグ量は入射面側より出射面側の方が大きい。
・第４の特徴：満たす。中心厚に対するコバ厚の比は０．３程度と読み取れる。
・第５の特徴：満たさず。１次回折光を用いることから回折レンズパワは大きくできず、レンズパワに対する比は０．３未満である。
・第６の特徴：満たさず。焦点距離に対する中心厚の比は０．５程度と読み取れる。
　以上の比較の結果、第３の特徴はいずれの特許文献も満たしておらず、入射面のレンズ外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の最大値よりも、出射回折面の包絡面のレンズ外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の方が小さい、ことは本実施例の最も本質的な特徴である。
　次に、本実施例の効果について説明する。本実施例の回折レンズを車載用灯具に適用した場合、ロービーム照射時のカットオフラインの結像性能は十分満足できるものであった。効果の説明の前に、カットオフラインの形成について説明する。
　図４は、ロービーム照射時のカットオフラインの形成の原理を説明する図である。白色光源であるＬＥＤ光源１４０１から放射された光がリフレクタ１４０２を反射して、シェード１４０３のエッジ近傍に集光される。リフレクタ１４０２の形状を略楕円体形状とすることで、一方の焦点近傍にＬＥＤ光源１４０１を配置し、他方の焦点にシェード１４０３のエッジ位置を配置することによって、このような集光が可能となる。しかしＬＥＤ光源１４０１は点光源ではなく大きさを持っており、焦点から外れた点から発生した光はシェード１４０３のエッジからずれた位置に向けて照射される。その際、シェード１４０３のエッジより光源側に照射される光線はシェード１４０３の平面部において反射し、またシェード１４０３のエッジより上方に照射される光線は反射されずに、いずれもレンズ１４０４に入射する。このとき、レンズ１４０４の焦点位置をシェード１４０３のエッジ位置に一致するように配置すると、エッジに極めて近接した位置を透過、ないし反射した光は光軸に沿った平行光線１４０５として前方に照射される。
　レンズ１４０４から数１０ｍ前方ではレンズ口径に比べて十分遠方のため、照射される光の分布はレンズ１４０４を出射する光線の角度の分布に等しい。そのため、シェード１４０３のエッジ近傍からの光線１４０５は、光軸近傍のカットオフライン上に照射される。同様にして、シェード１４０３のエッジは図４において紙面垂直方向に連続しており、その軌跡近傍を通る光線は、いずれもレンズ１４０４の数１０ｍ前方においてカットオフラインに沿った略水平線上に照射される。これはすなわち、シェード１４０３のエッジの影が数１０ｍ以遠の前方において一様に投影されることを意味しており、上方を照射する光を遮蔽する効果を有する。
　またシェード１４０３のエッジより上側を通過する光は、シェード１４０３の平面部で反射したか否かに関わらず、いずれもレンズ１４０４の焦点面上で上側を発した光線とみなすことができるため、それらの光線はいずれも光軸から下向きの角度で前方に照射される。これらの下向きの光線１４０６（破線で示す）はカットオフラインから下の角度領域を照射する光となる。ここでレンズ１４０４から見て、シェード１４０３の下方向の角度領域はリフレクタ１４０２からの光線が到達しない影の領域となるため、この領域からの光線が存在すれば照射されたはずのカットオフライン上方の領域は遮蔽されて暗部となる。一般にレンズを用いるプロジェクタタイプのロービーム用ヘッドライトでは、このようにしてカットオフラインが形成される。
　形成されるカットオフラインは、自車とすれ違う対向車の運転者の目の位置よりも低くなるように設定することで、対向車の運転者の目を幻惑することなく、自車の最低限の視野を照射することができる。なお、ハイビーム照射においては、シェード１４０３を光学系から除去することでカットオフライン上方の領域についても照射できる。
　図５は、ロービーム照射時の配光分布の基準特性を示す図で、従来の照射レンズ（厚さが２０ｍｍ以上の非回折レンズ）を用いた場合の特性である。ピーク光度に対して０．１、０．０１、０．００１の比の相対光度となる角度範囲を等高線で示している。３本の等高線が垂直方向角度０°近傍の水平線近傍で重なっているラインをカットオフラインと称しており、線が重なっていることから、カットオフラインを境としてその上方では急峻に光度が低下していることが分かる。本実施例では、図５に示すようにカットオフラインが明瞭に形成されるような配光分布の特性を、薄肉化したレンズにより実現することを目標とする。
　図６は、本実施例の回折レンズ１０１によって得られたロービームの配光分布を示す図である。カットオフラインの光度変化のコントラストが向上し、左右両側で水平なカットオフラインが形成されることが判明した。つまり、カットオフラインを境としてその上方では急峻に光度が低下しており、図５に示した基準特性のカットオフラインと同等の良好な性能が得られることが分かる。なお、カットオフラインが水平方向角度０°近傍で屈曲し、右側でカットラインが下がっていることによって、自車の右側前方から来る対向車の運転者の目を照射しないようになっている。
　図７は、本実施例の回折レンズ１０１によって得られたハイビームの配光分布を示す図である。ハイビームにおいてはロービーム用のヘッドライトにおいてシェードを光学系から除去することで実現できる。シェードがないため、カットオフラインが形成されず上方にも光が照射されている。
　車載用灯具の配光特性は、通常２５ｍ前方のスクリーン上で評価されるが、図５～７に示した通り、評価範囲は水平線方向に±６０°程度、垂直方向に±２０°程度であり、水平方向と垂直方向とで範囲が大幅に異なる。このような評価の非等方性から、従来のレンズにおいても、入射面または出射面の少なくともいずれか一面には非回転対称な形状が採用されている。
　本実施例の回折レンズにおいても、入射面は光軸に対して回転対称でなく、自由曲面で形成されている。ただし回転対称からのずれ（非対称性）はあまり大きくなく、見かけ上それを判断できない程度である。一方、本実施例における出射側の回折レンズ面１０７は、金型加工の制約から回転対称の形状としている。そのため、入射面には必然的に非回転対称な自由曲面とすることが要求される。
　本実施例の回折レンズによれば、ロービームのカットオフラインの結像性能に優れるだけでなく、回折効率の低下や不要な次数の回折光の発生を抑える効果がある。また、金型成形で格子面の変形が少ない薄肉のレンズを提供できる。
　図８は、実施例２に係る回折レンズの形状を示す図であり、図９は回折レンズの寸法仕様の例を一覧表で示したものである。
　実施例１（図１）と同様に、回折レンズ２０１は、仮想光源２０３からの入射光２０４を略平行光として出射する。出射面２０５には高次の回折レンズ面２０７を配置し、設計中心波長５５０ｎｍに対して４０次回折光を発生させる形状としている。
　図９を参照し、実施例１に述べた第１～第６の特徴と比較して説明する。まず第１、第２の特徴に関し、高次の回折レンズ面２０７を出射面側に有し、両凸レンズ形状であることから、いずれも満たしている。
　第３の特徴については、実施例１でのサグ量についての大小関係については満たしていないが、これに代えて、入射面と出射面の曲率の大小関係について同様の特徴を有する。すなわち、入射面２０２の面頂点における曲率の絶対値よりも、出射回折面２０７の包絡面２０８の面頂点における曲率の絶対値を小さくしている。図９に示したように、面頂点の曲率は、入射面が０．０２４５（曲率半径：４０．７７ｍｍ）、出射回折面の包絡面が－０．０１５３（曲率半径：－６５．０６ｍｍ）であり、曲率の絶対値は、入射面側よりも出射面側の方を小さくしている。一方、レンズ外周部の光軸方向のサグ量の絶対値は、入射面側が４．４４６ｍｍ、出射面側が６．１６２ｍｍであり、入射面よりも出射面の方が大きい。このように実施例２では、第３の特徴を入射面と出射面の曲率の大小関係で表したものである。
　第４～第６の特徴については、いずれも満足している。すなわち第４の特徴に関し、中心厚１５ｍｍに対してコバ厚４．３９ｍｍであり、その比は０．２９３であることから、０．２５以上、０．５以下を満足している。第５の特徴に関し、トータルのレンズパワが２０．４７Ｄに対して、回折面の２次の位相関数係数α２＝－８２２．８（ｒａｄ）であり、回折面のレンズパワが６．２８Ｄとなる。よって、トータルパワに対する回折レンズパワの比は０．３０７であって、０．３以上、０．６以下を満たしている。第６の特徴に関し、中心厚の焦点距離に対する比は０．３０７であって、０．２以上、０．３５以下を満たしている。
　本実施例の回折レンズ２０１においても図６とほぼ同様のカットオフラインが得られており、その結像状態は良好であった。
　図１０は、実施例３に係る回折レンズの形状を示す側面図であり、図１１は回折レンズの寸法仕様の例を一覧表で示したものである。
　実施例１（図１）、実施例２（図８）と同様に、回折レンズ３０１は、仮想光源３０３からの入射光３０４を略平行光として出射する。出射面３０５には高次の回折レンズ面３０７を配置し、中心波長５５０ｎｍに対して４０次回折光を発生させる形状としている。
　実施例１に述べた第１～第６の特徴と比較して説明する。まず第１、第２の特徴に関し、高次の回折レンズ面３０７を出射面側に有し、両凸レンズ形状であることから、いずれも満たしている。
　第３の特徴については、実施例２と同様に、入射面３０２の面頂点における曲率の絶対値よりも、出射回折面３０７の包絡面３０８の面頂点における曲率の絶対値を小さくしている。図１１に示したように、面頂点の曲率は、入射面が０．０２６６（曲率半径：３７．５７ｍｍ）、出射回折面の包絡面が－０．０１１４（曲率半径：－８７．４８ｍｍ）であり、曲率の絶対値は、入射面側よりも出射面側の方を小さくしている。一方、レンズ外周部の光軸方向のサグ量の絶対値は、入射面側が４．９８６ｍｍ、出射面側が５．７６７ｍｍであり、入射面よりも出射面の方がわずかに大きく、目視ではサグ量の差は微妙になっている。このように第３の特徴に関しては、実施例２おける曲率の大小関係の条件に近いものである。
　第４～第６の特徴については、いずれも満足している。すなわち第４の特徴に関し、中心厚１５ｍｍに対してコバ厚４．２５ｍｍであり、その比は０．２８３であることから、０．２５以上、０．５以下を満足している。第５の特徴に関し、トータルのレンズパワが２０．８２Ｄに対して、回折面の２次の位相関数係数α２＝－８８８．５（ｒａｄ）であり、回折面のレンズパワが６．７９Ｄとなる。よって、トータルパワに対する回折レンズパワの比は０．３２６であって、０．３以上、０．６以下を満たしている。第６の特徴に関し、中心厚の焦点距離に対する比は０．３１２であって、０．２以上０．３５以下を満たしている。
　本実施例の回折レンズ３０１においても図６とほぼ同様のカットオフラインが得られており、その結像状態は良好であった。
　以上の実施例１～実施例３の結果から、高次回折レンズを出射面に用いて車載用灯具の結像性能を確保するためには、入射面と出射面のサグ量または曲率について所定の大小関係が成り立つような形状とすることが重要であると言える。つまり、入射面のレンズ外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の最大値よりも、出射回折面の包絡面のレンズ外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の方が小さいこと（実施例１における第３の特徴）、または、入射面の面頂点における曲率の絶対値よりも、出射回折面の包絡面の面頂点における曲率の絶対値の方が小さいこと（実施例２、３における第３の特徴）、のいずれかを満足する必要があることを見出した。
　図１２は、比較のため、条件（第３の特徴）を満たさない回折レンズの配光分布を示す図である。すなわち、回折レンズの入射面側の曲率よりも出射面側の曲率が大きく、かつ、入射面側のサグ量よりも出射面側のサグ量が大きい場合について示す。光軸近傍でカットオフラインにぼけが生じているとともに、水平方向の角度が大きい領域でカットオフラインが湾曲していることが分かる。これは、回折レンズを用いてメニスカスレンズとせずにレンズを薄肉化する場合に特有な現象であるが、上記した第３の特徴を満たしていないことが原因と考えられる。
　この点に関し一般的なレンズ特性として、例えば平凸レンズを用いて点光源の像を平行光として無限遠に結像する場合、レンズ平面側を点光源側に向ける方が球面収差と呼ばれるぼけが少なく、結像性能が高いことが知られている。これから予想すれば、入射面側の曲率（またはサグ量）よりも出射面側の曲率（またはサグ量）の方を大きくした方が結像性能が良いはずであるが、実施例１～３の第３の特徴はこの予想に反するものである。これは本件発明者としても予想外の結果であり、本発明が特許に値する発明であることの傍証にもなっていると考える。このような条件（第３の特徴）にすると、なぜレンズの結像性能を落とさずに中心厚の薄肉化が可能となるのか、まだ理論的に分析できていないが、レンズの全体形状と高次回折面の配置との相互関係が寄与しているものと推測される。
　実施例４では、実施例１－３に述べた回折レンズを用いた車載用灯具について説明する。
　図１３は、実施例４に係る車載用灯具の構成図である。
  車載用灯具４００において、白色光源である例えばＬＥＤ光源４０１から放射される光は、凹面リフレクタ４０２の内面の鏡面によって反射、集光される。その集光位置近傍に、遠方に照射する配光分布（ロービーム）を反映したシェード４０３と呼ばれる遮蔽物を配置し、それを通過した光を回折レンズ４０４によって前方に照射する。回折レンズ４０４は、実施例１－３に述べた回折レンズ１０１，２０１，３０１の特徴を有している。シェード４０３はレンズの像面湾曲に合わせて湾曲させることで、照射される配光分布の明暗境界（カットオフライン）をより鮮鋭化することができる。なお、ハイビーム照射の場合にはシェード４０３を可動にして光路から除去することにより実現できる。
　実施例１－３に述べた回折レンズを用いることによって、本実施例の車載用灯具は十分満足できるロービーム照射が可能となる。また、薄肉の回折レンズを用いることで、灯具の小型化が可能になる。
　１０１，２０１，３０１，４０４…回折レンズ、
　１０２，２０２，３０２…入射面、
　１０３，２０３，３０３…仮想光源、
　１０４，２０４，３０４…入射光線、
　１０５，２０５，３０５…出射面、
　１０６，２０６，３０６…光軸、
　１０７，２０７，３０７…回折レンズ面（出射回折面）、
　１０８，２０８，３０８…包絡面、
　４００…車載用灯具、
　４０１…ＬＥＤ光源、
　４０２…凹面リフレクタ、
　４０３…シェード。

Claims (5)

  1. 　光線の入射側と出射側の両方が凸形状である回折レンズにおいて、
    　前記出射側には回折次数の絶対値が５次以上の出射回折面を配置し、
    　入射面の面頂点における曲率の絶対値よりも、前記出射回折面の包絡面の面頂点における曲率の絶対値の方が小さい、または、前記入射面の外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の最大値よりも、前記出射回折面の包絡面の外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の方が小さい形状とした、
    　ことを特徴とする回折レンズ。
  2. 　請求項１に記載の回折レンズであって、
    　前記入射面の面頂点と前記出射回折面の包絡面の面頂点との間隔に対する、レンズ有効領域の最外周における面間隔の比が、０．２５以上、０．５以下であることを特徴とする回折レンズ。
  3. 　請求項１に記載の回折レンズであって、
    　前記入射面と前記出射回折面のトータルレンズパワに対する、前記出射回折面のレンズパワの比が、０．３以上、０．６以下であることを特徴とする回折レンズ。
  4. 　請求項１に記載の回折レンズであって、
    　レンズ焦点距離に対する、前記入射面の面頂点と前記出射回折面の包絡面の面頂点との間隔の比が、０．２以上、０．３５以下であることを特徴とする回折レンズ。
  5. 　車載用灯具において、
    　光を放射する光源と、
    　前記光源から放射された光を反射、集光するリフレクタと、
    　前記リフレクタで反射、集光された光の一部を遮蔽するシェードと、
    　前記シェードを通過した光を入射して車両前方へ照射する回折レンズとを備え、
    　前記回折レンズは、入射側と出射側の両方を凸形状とし、前記出射側には回折次数の絶対値が５次以上の出射回折面を配置するとともに、入射面の面頂点における曲率の絶対値よりも、前記出射回折面の包絡面の面頂点における曲率の絶対値の方が小さい、または、前記入射面の外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の最大値よりも、前記出射回折面の包絡面の外周部における光軸方向のサグ量の絶対値の方が小さい、
    　ことを特徴とする車載用灯具。
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