WO2024084823A1 - 検査装置及び３次元断層像形成装置 - Google Patents

検査装置及び３次元断層像形成装置 Download PDF

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WO2024084823A1
WO2024084823A1 PCT/JP2023/031194 JP2023031194W WO2024084823A1 WO 2024084823 A1 WO2024084823 A1 WO 2024084823A1 JP 2023031194 W JP2023031194 W JP 2023031194W WO 2024084823 A1 WO2024084823 A1 WO 2024084823A1
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light receiving
scanning direction
light
optical axis
receiving element
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PCT/JP2023/031194
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Inventor
修 岩崎
龍太 渡邊
和明 龍満
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株式会社ヴィーネックス
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    • G01N21/00—Investigating or analysing materials by the use of optical means, i.e. using sub-millimetre waves, infrared, visible or ultraviolet light
    • G01N21/17—Systems in which incident light is modified in accordance with the properties of the material investigated
    • G—PHYSICS
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    • G01N21/47—Scattering, i.e. diffuse reflection
    • G01N21/49—Scattering, i.e. diffuse reflection within a body or fluid
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    • G01N21/00—Investigating or analysing materials by the use of optical means, i.e. using sub-millimetre waves, infrared, visible or ultraviolet light
    • G01N21/84—Systems specially adapted for particular applications
    • G01N21/88—Investigating the presence of flaws or contamination

Definitions

  • the present invention relates to an inspection device and a three-dimensional tomographic image forming device for grasping the internal structure of a medium that is transparent in the visible light and infrared light ranges, and for detecting foreign bodies and defects in the medium.
  • OCT Optical Coherence Tomography
  • the principle of OCT is to obtain a three-dimensional tomography image (tomography) in an optical system similar to a Michelson interferometer by moving a mirror section for the reference light (reference light mirror) back and forth to cause the reference light and sample light to interfere in the optical axis direction on the light receiving surface, and to use a light source (such as a laser diode (LD) or super luminescent diode (SLD) with a broadband spectrum, or a supercontinuum (SC) light source) that has coherency equal to the thickness of one "layer" in the depth direction of the object to be inspected.
  • LD laser diode
  • SLD super luminescent diode
  • SC supercontinuum
  • FIG. 1A A schematic diagram of an early type of time domain (TD) OCT is shown in FIG. 1A.
  • the TD OCT in FIG. 1A includes a light source 10, a reference light mirror 12, a beam splitter 14, and a detector 16. Interference occurs only when wave packets having temporal (partial) coherency corresponding to each layer overlap.
  • the reference light mirror 12 is moved so that the wave packet reflected by the reference light mirror 12 and reaching the detector 16 overlaps with the wave packet reflected inside the test object T.
  • the position of the overlapping wave packets of the reference light and the sample light in the optical axis direction in the sample changes.
  • the amount of movement which is the thickness of one unit of layer, is approximately equal to about half the coherence length of the light source 10, and the position of the layer in the optical axis direction in the sample moves.
  • Non-Patent Document 1 is a useful reference for this situation.
  • Patent Document 1 shows an early type of time domain OCT.
  • Patent Document 2 shows an improved version of Patent Document 1, a time domain type that applies a fiber coupler. Both are the Michelson type shown in Figure 1A, and problems remain with the narrow field of view and long-term measurement.
  • Non-Patent Document 2 also explains OCT technology, starting with the time domain type, and also explains the spectral domain (hereinafter sometimes referred to as "SD") type and the swept source (hereinafter sometimes referred to as "SS”) type.
  • SD spectral domain
  • SS swept source
  • the spectral domain method uses a spectroscope such as a diffraction grating to perform spectral resolution, and a line sensor to receive the diffracted light, eliminating mechanical operations and improving inspection speed.
  • Swept-source OCT is an OCT method that rapidly changes the wavelength of the light source, achieving even higher speeds. However, in all methods, the field of view is very narrow, at around a few millimeters.
  • Non-destructive evaluation technology for the internal structure of materials using SS-OCT Takumi Takahashi (Materials Properties Group, Mechanical and Materials Technology Department), Junichi Tatami (Yokohama National University), Research Report 2021 (Kanagawa Prefectural Institute of Industrial Science and Technology, 5-9) Optical Coherence Tomography (OCT) Masamitsu Haruna Journal of the Institute of Image Information and Television Engineers, Vol. 65, No. 1, pp. 67-71 (2011)
  • the biggest problem with the conventional method is that many repeated measurements (averaging or smoothing) must be performed to improve the S/N ratio, which requires a long inspection time. Furthermore, the inspection area is very narrow.
  • fiber couplers have been used to make the device more compact and easier to move, but because it is a reference light method, many repeated measurements are required to improve the S/N ratio, and an area of several mm square is measured over several seconds. Improvements to the above problem have been made, and the method has also changed, and high speeds close to television rates such as 20 fps (frames per second) have been achieved, but the problems of S/N ratio and narrow field of view remain.
  • the purpose of the present invention is to realize an inspection device that uses a line sensor as the light receiving element of an OCT device that can be applied to the above-mentioned industrial inspection device, and that is capable of optical tomography without using a reference light mirror, as opposed to the conventional Michelson method.
  • the invention can also be applied to medical inspection devices and analysis devices.
  • the inspection device includes a coherent light source as a light source, a focusing optical system, and a light receiving optical system.
  • the focusing optical system splits the light emitted from the coherent light source into two beams, crosses the split beams to form an intersection, and forms an inclined fringe at the intersection that is inclined with respect to the optical axis of the light from the coherent light source.
  • the light receiving optical system receives the straight light components of the forward scattered light or back scattered light generated in the inclined fringe.
  • the light receiving optical system receives a Doppler signal that does not include scattered light components using a light receiving element arranged at the focal position of the light receiving optical system.
  • the three-dimensional tomographic image forming apparatus includes the inspection apparatus, and in the inclined fringe formation region, a plurality of the light receiving elements are treated as pixel units in the main scanning direction and the sub-scanning direction, and a rectangular parallelepiped consisting of the pixel units and the number of "layers" in the optical axis direction in the inclined fringe formation region is treated as a unit rectangular parallelepiped.
  • the frequency spectrum of each "layer” contained in the unit rectangular parallelepiped is obtained by discrete Fourier transform, and the density or transmittance of each coordinate in the main scanning direction, sub-scanning direction, and optical axis direction of the object to be inspected at the intersection is calculated based on the frequency spectrum, and a three-dimensional tomographic image is obtained from these three-dimensional coordinate values.
  • "layer” means an optical structure contained in the inclined fringe, and when it is simply written as a layer, it represents a unit. (However, except in the claims.)
  • the differential heterodyne interferometry method employs a method in which the beam of a spatiotemporally coherent light source (laser diode (hereinafter sometimes referred to as "LD"), fiber laser, etc.), i.e.
  • LD laser diode
  • fiber laser etc.
  • a coherent light source means a spatiotemporally coherent light source.
  • a conventional laser Doppler velocimeter hereinafter sometimes referred to as "LDV"
  • LUV laser Doppler velocimeter
  • the beam waists of two beams are crossed at the lens focal position, and interference patterns (fringes) parallel to the optical axis are generated within the Rayleigh range of the beam intersection (beam intersection).
  • the beams are crossed outside the Rayleigh range near the beam waist, and a cylindrical wave or spherical wave front with a cross section that is approximately concentric is used, and fringes inclined to the optical axis are used.
  • Figure 1B shows the fringe pattern when the beams are crossed at the beam waist as in the LDV. Since it can be considered to be approximately a plane wave within the Rayleigh range, the fringe pattern is also parallel.
  • the OCT of the present invention is a differential OCT.
  • the present invention uses a laser, which is a coherent light source, there are many light sources with high optical power density.
  • W-class semiconductor lasers are also currently on the market and are easy to obtain. In other words, even when receiving backscattered light, by using a high-output laser, there is no shortage of power density even if the beam cross-sectional area is increased by forming it into a sheet beam.
  • the ratio of reference light to sample light is not constant as in the reference light type, there is a problem with signal visibility (the amplitude of the AC component of the signal is smaller than that of the DC component), and the detector is always exposed to the reference light. Therefore, while the reference light type has a large shot noise, the differential type has excellent signal visibility and small shot noise because the scattered light of each beam has an intensity ratio of approximately 1:1, and is advantageous in that it can detect signals at deep positions and can be applied to thicker inspection objects because it uses a high-output coherent light source.
  • a telecentric optical system is adopted for the light receiving optical system, which can receive almost straight light components, and by staggering the optical system and the light receiving element array in the main scanning direction, it is possible to fully satisfy the inspection width while maintaining a good S/N ratio even for wide inspection objects.
  • the present invention makes it possible to significantly widen the field of view, shorten measurement times, and achieve a deep depth of field, enabling real-time inspection of factory lines, etc.
  • FIG. 13 is a schematic diagram showing a state where cylindrical waves are crossed to form "inclined fringes.”
  • FIG. 13 is a schematic diagram showing a three-dimensional representation of an "inclined fringe.”
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing a simplified method of generating a signal according to the method of the present invention.
  • 1 is a diagram showing the in-plane of a minimum pixel unit in the main scanning direction and the sub-scanning direction.
  • FIG. 2 is a diagram showing a unit rectangular parallelepiped for obtaining a three-dimensional stereoscopic image.
  • FIG. 2 is a schematic diagram of the visibility of a Doppler signal observed in a differential heterodyne detection method.
  • FIG. 13 is a diagram showing a frequency spectrum obtained by one of the light receiving element arrays.
  • FIG. 6B is a schematic diagram showing a case where the spectrum in FIG. 6A is cut out for each frequency resolution ⁇ f to be a discrete spectrum.
  • 1A and 1B are schematic diagrams comparing scattered light intensities in the optical axis direction of an inspection object traveling straight through the inspection object.
  • 13 is a diagram showing a state in which a beam intersection is located downstream of a beam waist (on the light receiving element array side from a focal position).
  • FIG. 1 is a diagram showing a state in which a beam intersection is located upstream of a beam waist (closer to the light source than the focal position).
  • a "layer” is added to FIG. 8A.
  • FIG. 8B This figure shows the case where cylindrical waves and spherical waves intersect at a position outside the beam waist, forming "inclined fringes," and the fringe spacing changes depending on the position of the "layer” in the optical axis direction, including the "layer,” when the wave is located downstream of the beam waist (toward the photodetector).
  • FIG. 1 is a graph showing the Mie scattered light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 5 ⁇ m.
  • FIG. 1 is a graph showing the Mie scattered light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 10 ⁇ m.
  • FIG. 1 is a graph showing the Mie scattered light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 15 ⁇ m.
  • FIG. 1 is a graph showing the Mie scattered light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 20 ⁇ m.
  • FIG. 1 is a graph showing the Mie scattered light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 25 ⁇ m.
  • FIG. 1 is a graph showing the Mie scattered light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 30 ⁇ m.
  • FIG. 1 is a graph showing the Mie scattered light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 0.05 ⁇ m.
  • 1 is a diagram showing the relative value of the received light intensity ratio of forward scattered light to back scattered light for each particle size when the light-receiving solid angle N.A. of the telecentric light-receiving optical system is set to 0.02.
  • FIG. 13 is a diagram showing examples of a forward scattered light receiving method and a back scattered light receiving method that employ a differential type "inclined fringe" as viewed in cross section in the main scanning direction, showing only the forward scattered light receiving method.
  • FIG. 1 shows a set of forward scattering receiving systems (tilted fringe forming optical system and telescopic receiving optical system).
  • FIG. 1 is a schematic diagram of multiple forward scattering receiving methods (an inclined fringe forming optical system and a telescopic receiving optical system).
  • This is a schematic diagram of a focusing optical system in which light sources of three types of near-infrared wavelengths are split by a beam splitter, collimated by a collimator lens, and then crossed upstream of the beam waist by a focusing lens, and a common portion is formed by superimposing the three wavelengths.
  • FIG. 1 is a schematic diagram of multiple forward scattering receiving methods (an inclined fringe forming optical system and a telescopic receiving optical system).
  • This is a schematic diagram of a focusing optical system in which light sources of three types of near-infrared wavelengths are split by a beam splitter, collimated by a collimator lens, and then crossed upstream of the beam waist by a focusing lens, and a common portion is formed by superimposing the three wavelengths.
  • FIG. 13 is a schematic diagram showing a case where a beam is expanded in front of a condenser lens and a beam intersection is formed downstream of the position of a focal point inherent to the condenser lens.
  • FIG. 13 is a schematic diagram showing a case where the beam is narrowed before the condenser lens and a beam intersection is formed upstream of the inherent focal position of the condenser lens.
  • FIG. 13 is a diagram showing a specific example in which a beam intersection is formed downstream of the beam waist.
  • 13 is a diagram showing a specific example in which a beam intersection is formed on the upstream side of the beam waist.
  • FIG. FIG. 21B is a diagram showing the beam diameter and power density based on the beam waist in the case of FIG. 21A.
  • FIG. 13 is a diagram showing the wavefront curvature and optical axis distance error of a Gaussian beam.
  • FIG. 13 is a diagram showing a Doppler signal subjected to high frequency modulation and the original Doppler signal (the dashed line shows a bandpass filter).
  • FIG. 13 is a schematic diagram showing how the fringe spacing of the “slant fringes” changes when a Swept_Source (SS) is used as a light source.
  • FIG. 13 is a schematic diagram showing a case where a measurement length is extended using an AOD.
  • FIG. 13 is a schematic diagram showing a method for preventing the beam waist from entering an object to be inspected (arranging an intersection point downstream of the beam waist).
  • FIG. 13 is a schematic diagram showing a method for preventing the beam waist from entering an object to be inspected (arranging an intersection upstream of the beam waist).
  • FIG. 13 is a schematic diagram showing a case in which the fringe is moved back and forth in the sub-scanning direction so as to be applicable to a stationary inspection object.
  • FIG. 13 is a schematic diagram showing a case where a plurality of light sources are arranged in an array in the sub-scanning direction so as to be applicable to a stationary inspection object.
  • FIG. 1 is a schematic diagram of a forward scattering light receiving method using a microchannel plate.
  • FIG. 1 is a schematic diagram of a light receiving method that combines a forward scattering method using a microchannel plate with a back scattering method.
  • FIG. 13 is a schematic diagram of a modified light receiving method that adds a back scattering method to a forward scattering method using a microchannel plate.
  • FIG. 13 is a diagram showing a case where the light output is multiplied using a microchannel plate.
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of an arrangement of a plurality of light receiving lenses.
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of an arrangement of a plurality of light receiving lenses.
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of an arrangement of a plurality of light receiving lenses.
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of an arrangement of a plurality of light receiving lenses.
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of an arrangement of a plurality of light receiving lenses.
  • the differential method in which only the scattered light is incident on the light receiving element has a smaller shot noise and an improved S/N ratio.
  • the backscattering method a coherent backscattering peak appears and the received light intensity is said to increase by about several tens of percent, but because it is backscattering, the scattered light intensity received physically is much smaller than the forward scattered light intensity.
  • the scattered light intensity increases dramatically, and therefore the observation area in the optical axis direction, such as the depth and thickness of the object to be inspected, increases.
  • the forward scattering method it has been difficult to distinguish between multiple scattered light and straight light in a high-concentration light scattering medium, but in the present invention, only the straight light component having coherency (coherency) of the forward scattered light is received by the differential heterodyne method, so that only the coherent light interferes, and a Doppler signal having a highly visible AC component is obtained.
  • a telecentric optical system is used for the light receiving optical system.
  • the telecentric optical system can narrow the receiving solid angle (Numerical Aperture, hereinafter sometimes referred to as "N.A.") to a state close to a parallel light beam, and therefore in addition to obtaining a Doppler signal, it can limit the light to only the straight light component with excellent coherence. Therefore, the present invention has the advantage of being able to remove scattered light components and receive only the straight light component with high coherence.
  • N.A. Numerical Aperture
  • tilt fringes are used to simultaneously receive signal light of different frequencies, and the frequency spectrum is replaced with the position of each "layer” in the depth direction based on the relationship between frequency and depth.
  • the deep depth of field of a telecentric receiving optical system of 10 mm or more is divided into several tens to several hundreds of "layers" with a thickness of several tens of ⁇ m or less in the optical axis direction, and the components in the optical axis direction corresponding to the frequency spectrum are added to the two-dimensional components in the main scanning direction and sub-scanning direction, so that the frequency spectrum can be plotted in three-dimensional space and a three-dimensional image of the object to be inspected can be obtained.
  • FIG. 2A is a schematic diagram showing the state when cylindrical waves are crossed to form an "inclined fringe".
  • FIG. 2B is a schematic diagram showing the "inclined fringe" in three dimensions.
  • a beam emitted from a light source such as an LD with excellent coherence (not shown) is split into two beams with an extremely small path difference using a beam splitter or the like, and enters a condenser lens (not shown).
  • a laser including an LD with linear polarization may be used as the light source.
  • a cylindrical lens with a sheet-shaped beam profile may be used as the condenser lens. The cylindrical lens must have a performance with extremely small aberration.
  • a lens with extremely small wavefront aberration is used as the cylindrical lens so that the wavefront of the "inclined fringe" does not deviate from a cylindrical wave or a spherical wave.
  • the sheet-shaped beam (incident beam) emitted from the condenser lens is crossed near the beam waist and at a position almost outside the Rayleigh range. The reason for intersecting near the beam waist is to ensure the received light intensity, i.e., to prevent a decrease in the optical power density as much as possible.
  • a wedge prism or the like can be used on the light receiving element array side (downstream side) of the focusing lens to appropriately change the intersection angle of each sheet-shaped beam, and the beams can be intersected at a position away from the focal position specific to the focusing lens.
  • the branching of the beam emitted from the light source is required when a light source with a relatively short coherence length is used, but this is not the case when a light source with a long coherence length is used.
  • a method for generating the "inclined fringe" used in the present invention will be described.
  • a cylindrical wave or spherical wave is formed at a position outside the beam waist and outside the Rayleigh range region.
  • the wavefront that was almost a plane wave (or a wavefront with a very large radius of curvature) at the beam waist begins to change to a cylindrical wave from a position beyond the Rayleigh range centered on the beam waist.
  • the cylindrical wave spreads in an approximately concentric shape in the main scanning direction and in a cross section perpendicular to the optical axis, forming an "inclined fringe.”
  • This "inclined fringe” makes it possible to obtain Doppler signals of different frequencies in the thickness direction (optical axis direction) of the object to be inspected (not shown).
  • the ability to obtain signals of different frequencies in the thickness direction (optical axis direction) means that it is possible to distinguish the structure in the thickness direction of the object to be inspected.
  • the inclined fringes are formed by generating cylindrical waves or spherical waves at the intersection (beam intersection) where light intersects at a location other than the beam waist.
  • the inclined fringes may also be formed by a combination of cylindrical waves and plane waves, or a combination of spherical waves and plane waves, or by intersecting wavefronts other than plane waves, cylindrical waves, and spherical waves.
  • FIG. 3 is a schematic diagram showing a simplified signal generation method according to the method of the present invention.
  • FIG. 4A is a diagram showing the in-plane of the minimum pixel unit in the main scanning direction and the sub-scanning direction.
  • FIG. 4B is a diagram showing a unit rectangular parallelepiped for obtaining a three-dimensional stereoscopic image.
  • Drm the length of one side constituting the minimum unit in the main scanning direction
  • Drs the length in the sub-scanning direction
  • Drm ⁇ Drs represents a two-dimensional minimum unit ( ⁇ m 2 ) based on the main scanning direction and the sub-scanning direction.
  • Drm Drs.
  • the depth of field length of one side constituting the minimum unit is set to Dl, so that Drm ⁇ Drs ⁇ Dl represents a three-dimensional minimum unit ( ⁇ m 3 ) based on the main scanning direction, the sub-scanning direction, and the depth of field direction.
  • the minimum unit rectangular parallelepiped (unit rectangular system) represented by Drm ⁇ Drs ⁇ Dl is the minimum unit for obtaining a three-dimensional stereoscopic image.
  • the volume Vr ( ⁇ m 3 ) of the unit rectangular parallelepiped is expressed by Dr ⁇ Drs ⁇ Dl, and the light receiving element array included in the cross section perpendicular to the main scanning direction of the unit rectangular parallelepiped and the cross section perpendicular to the sub-scanning direction observes the unit rectangular parallelepiped extending along the depth of field direction of the light receiving telecentric light receiving optical system.
  • the unit rectangular parallelepiped includes the entire frequency band of the observed Doppler signal.
  • the light receiving element array picks up minute vibrations of the detection system and outputs them as low-frequency signals, so a bandpass filter is set so as to obtain signals only in the fringe frequency band that matches the conveying speed of the object to be inspected.
  • the bandpass filter is set to a band that satisfies the sampling theorem described later and does not generate aliasing noise.
  • the bandpass filter can easily accommodate changes or switching of the conveying speed.
  • Frequency analysis is performed for each unit rectangular solid.
  • Well-known methods such as discrete Fourier transform (DFT) and fast Fourier transform (FFT) are used for frequency analysis.
  • DFT discrete Fourier transform
  • FFT fast Fourier transform
  • a light receiving element array smaller than a unit pixel is used in the cross section of the unit rectangular solid in the main scanning direction and sub-scanning direction in order to satisfy the DFT processing conditions.
  • oversampling may be performed in the main scanning direction of the light receiving element array. Multiple lines may be provided in the sub-scanning direction. In FIG. 4A, oversampling is performed on the light receiving element array, and multiple lines of the light receiving element array are provided in the sub-scanning direction.
  • the light emitted from the light source 101 which is a coherent light source, is collected by the collecting optical system 102.
  • the collecting optical system 102 splits the light from the light source 101 into two, crosses the branched light to form an intersection (beam intersection), and forms an inclined fringe at the intersection that is inclined with respect to the optical axis of the light from the light source 101.
  • the two beams of light split by the beam splitter 121 are each collected by the cylindrical lens 122 as a collecting lens, the angle is changed by the wedge prism 123 and they cross at the intersection.
  • the wedge prism 123 is an example of an optical element that has power in a direction perpendicular to the plane including the optical axis of the light from the light source 101, and forms an intersection by crossing the light at a position on the optical axis other than the inherent focal position of the cylindrical lens 122.
  • the forward scattered light or the back scattered light generated in the inclined fringe, of which the straight light components are incident on the light receiving optical system 103, is received by each light receiving element of the light receiving element array 131 included in the light receiving optical system 103.
  • the light receiving optical system 103 receives a Doppler signal that does not contain scattered light components by a light receiving element arranged at the focal position of the light receiving optical system 103.
  • the light receiving elements of the light receiving element array 131 are arranged in a line array by being aligned in a direction perpendicular to the optical axis of the light from the light source 101.
  • the light receiving optical system 103 includes a telecentric light receiving optical system.
  • the telecentric light receiving optical system may be a double-sided telecentric optical system or a single-sided telecentric optical system.
  • a double-sided telecentric optical system is used in which an aperture 133 is disposed between two light receiving lenses 132.
  • a frequency spectrum is obtained by using DFT (FFT) processing from a signal after A/D conversion of a signal output by a light receiving element.
  • FFT DFT
  • a unit rectangular parallelepiped included in the inclined fringe is formed.
  • the unit rectangular parallelepiped includes a plurality of light receiving elements in the main scanning direction and the sub-scanning direction, and all "layers" within the depth of field.
  • a digital filter may be applied to the digital signal after A/D conversion of a signal output by a light receiving element, and the signal may be limited to a band containing only Doppler signals. N pieces of data are used to perform DFT (FFT) processing.
  • N pieces of data are acquired within the time during which the object stays at the minimum unit pixel.
  • the transport speed is Vc.
  • the light receiving element array 131 has rectangular pixels, and the size of the light receiving element is Psm in the main scanning direction and Pss in the sub-scanning direction. Therefore, the time required to pass a distance of Pss in the sub-scanning direction is Pss/Vc, and the frequency is Vc/Pss (Hz).
  • the sampling number N is the total number of natural numbers of digital signals output from the light receiving elements included in the unit rectangular parallelepiped and A/D converted, and satisfies powers of 2. Nos is the oversampling number of the reading lines of the light receiving elements. Nmr is the number of light receiving elements included in the unit rectangular parallelepiped in the main scanning direction. Nsl is the number of light receiving elements or the number of lines included in the unit rectangular parallelepiped in the sub-scanning direction.
  • DFT DFT
  • N DFT FFT
  • the N pieces of time-divided data from the light receiving element array 131 are converted into N pieces of divided data in the frequency domain. These N pieces of data divided into the frequency domain are the frequency spectrum. The entire frequency spectrum becomes the original data for converting the data divided by frequency resolution into the frequency of each "layer.”
  • the element size of the light receiving element array 131 smaller than the fringe interval.
  • the size of the light receiving element in the sub-scanning direction may be smaller than the fringe interval in the inclined fringe.
  • the size of the light receiving element array 131 in the sub-scanning direction may be smaller than the fringe interval in the inclined fringe.
  • the size exceeds the fringe interval and is the interval between several fringes, it can no longer be identified as a fringe. In other words, the AC component cannot be detected and only the DC component is detected. Therefore, it is determined taking into consideration the minimum unit pixel size, the pixel size of the light receiving element array 131, the transport speed, the scanning frequency, the detection speed, the signal quality (S/N and visibility), and the number of DFT (FFT) processes, i.e., the resolution and sharpness when constructing a three-dimensional image.
  • DFT DFT
  • Figure 4B shows the relationship between the unit cuboid and one "layer” when forming "layers" in the object to be inspected when performing DFT (FFT) processing and obtaining a three-dimensional image.
  • the depth of one "layer” is basically the number of "layers” obtained by dividing the length of the unit cuboid by the length of the cross section of the unit cuboid in either the main scanning direction or the sub-scanning direction.
  • the number of "layers” can also be calculated by dividing the depth of field with the number obtained by dividing the entire frequency band by the frequency resolution.
  • Figure 5 is a schematic diagram of the visibility of a Doppler signal observed in a differential heterodyne detection method. If the visibility is good, the signal will be as shown in Figure 5(A), and if the visibility deteriorates, the signal will be as shown in Figure 5(B). It can be seen that the amplitude of the AC component is smaller in Figure 5(B) than in Figure 5(A). If the amplitude of the AC component decreases, the strength of the Doppler signal decreases and the S/N ratio deteriorates.
  • FIG. 6A shows a frequency spectrum obtained by one of the light receiving element arrays 131.
  • FIG. 6B is a schematic diagram of the spectrum of FIG. 6A cut out for each frequency resolution ⁇ f to make a discrete spectrum.
  • FIG. 6A shows the frequency spectrum of one acquired "layer.” This frequency spectrum is a discrete spectrum with a resolution higher than at least the number of "layers.”
  • FIG. 6B also shows a discrete spectrum obtained by averaging the frequency spectrum of FIG.
  • the frequency of the Doppler signal generated by the inclined fringes is resolved into any "layer", and the frequency of the Doppler signal generated from each "layer” is made to correspond to the "layer”, and the density or transmittance of each "layer” divided along the optical axis direction of the object to be inspected is detected.
  • the longitudinal direction of the light receiving element array 131 is the main scanning direction.
  • the sub-scanning direction which is perpendicular to the main scanning direction and the optical axis of the light from the light source 101, is the transport direction of the object to be inspected.
  • three-dimensional data is constructed from signals detected at any position in the main scanning direction, sub-scanning direction, and the optical axis direction divided by each "layer".
  • the object to be inspected is a medium having light scattering and isotropy.
  • the straight light component of the scattered light is detected by the light receiving element array 131, so the optical path length is the same in all cases.
  • the degree of attenuation of any light that is incident on and scattered in each "layer" of the object to be inspected is the same. Therefore, the above-mentioned isotropic media having different densities are used as reference media, measurements are performed in advance using the above-mentioned multiple reference media, and the degree of light attenuation in each "layer" is stored in memory as a correction value table.
  • correction value table corresponding to the actual inspection medium correction is performed according to the attenuation rate in each "layer” of each object to be inspected, and the actual concentration or transmittance in each "layer” is obtained. Also, at this time, the spectral intensity obtained by the discrete Fourier transform of each "layer” of the object to be inspected may be corrected using the optical attenuation rate obtained in advance by discrete Fourier transforming the Doppler signals of each "layer" of the multiple reference media.
  • Figure 7 is a schematic diagram comparing the scattered light intensity in the optical axis direction of an object to be inspected that travels straight through the object to be inspected.
  • the intensity can be corrected for the power density due to the expansion of the fringe spacing of the "inclined fringe” at a specific position where the beam is irradiated and light scattering occurs.
  • the expansion of the light beam due to the "inclined fringe” is inversely proportional to the power density of the beam that forms the "inclined fringe.” In other words, as the fringe spacing of the "inclined fringe” narrows, the power density of the beam increases, and as it widens, the power density decreases. This ratio is also equal to the ratio of the frequencies to be detected (detection frequencies).
  • the detection frequency may be used to correct the power density. In this case, since the optical system forms a sheet beam, the maximum frequency may be divided by the minimum frequency to correct the power density.
  • the fringe frequency on the light receiving optical system side of the object to be inspected is the minimum fringe frequency.
  • the minimum fringe interval i.e., the frequency spectrum intensity I(Ffmax) of the maximum fringe frequency
  • the corrected frequency spectrum intensity is the so-called concentration or transmittance in each "layer".
  • the fringe frequency on the downstream side becomes larger, in contrast to when a "slant fringe" is formed downstream of the beam waist.
  • FIG. 8A and 8B are schematic diagrams showing the state of the beam intersection portion formed by the beams intersecting outside the Rayleigh range of the beam waist.
  • FIG. 8A is a diagram showing the state where the beam intersection portion is located on the downstream side of the beam waist (on the light receiving element array 131 side from the focal position).
  • FIG. 8B is a diagram showing the state where the beam intersection portion is located on the upstream side of the beam waist (on the light source 101 side from the focal position).
  • the area surrounded by a thick solid line in each diagram is the area (intersection area) corresponding to the beam intersection portion.
  • the "slant fringe" formed in the intersection area generates Doppler signals of different frequencies in each "layer".
  • FIG. 9A is a diagram in which a "layer” is added to FIG. 8A.
  • FIG. 9B is a diagram in which a "layer” is added to FIG. 8B.
  • FIG. 9A and FIG. 9B show the positional relationship between the beam intersection and the "layer”.
  • "tilted fringes" are lined up. The number of fringes is determined based on the distance between the optical axes of a pair of beam waists, the wavelength, and the distance from the beam waist to the "tilted fringe”.
  • the field of view (field area) of the light receiving element array 131 on the light receiving lens 132 side is narrower than the width of the beam intersection shown in FIG. 8A and FIG. 8B.
  • the number of "tilted fringes" received by the area projected on the light receiving element array 131 included in the cross section of the unit rectangular parallelepiped in the main scanning direction and the sub-scanning direction through the telecentric light receiving optical system of the present invention is about several.
  • FIG. 10A shows a case where a cylindrical wave or spherical wave intersects at a position outside the beam waist, forming "inclined fringes", and the fringe spacing changes depending on the position of the "layer” in the optical axis direction, including the "layer”, and is located downstream (photodetector side) of the beam waist.
  • Figure 10B shows a case where a cylindrical wave or spherical wave intersects at a position outside the beam waist, forming "inclined fringes", and the fringe spacing changes depending on the position of the "layer” in the optical axis direction, including the "layer”, and is located upstream (light source side) of the beam waist.
  • ⁇ Fringe spacing for "tilted fringes”> As described above, when the wavefronts intersect, the fringes expand in a concentric pattern as they move away from the beam waist, as in the diffraction and interference pattern of Young's double slit experiment.
  • the fringe spacing DF in the "tilted fringe” the beam waist is considered as an opening, the spacing between the two sheet-shaped beam waists in the sub-scanning direction is Dbw, the light source wavelength is ⁇ , the distance from the sheet beam waist to the nearest intersection is Lbn, and the distance to the furthest intersection is Lbf.
  • the diameter Dbw of the beam waist is calculated by the following formula (3) where f is the focal length of the convergent lens and Dbi is the diameter of the beam incident on the convergent lens.
  • the divergence angle (half angle) ⁇ d of the converged beam is calculated from the following formula (4).
  • ⁇ Wavefront of a Gaussian beam The wavefronts at the intersections of the sheet beams that form the fringes will be described below.
  • the beam diameter W(Z) of the Gaussian beam in the optical axis direction (Z direction) is calculated by the following formula (8).
  • W 0 is the beam waist radius
  • Zr is the Rayleigh range
  • the Rayleigh range is expressed by the following equation (9).
  • the radius of curvature R(Z) of the wavefront in the optical axis direction Z is expressed by the following formula (10).
  • Silicone particles are a typical example of a spherical dielectric particle, and the silicone particles are commercialized as almost perfectly spherical particles (particle size several ⁇ m to 10-odd ⁇ m). Also, a sheet material in which the silicone particles are dispersed in PMMA at a certain concentration is commercially available. The sheet can be used as an inspection reference medium.
  • the refractive index is within the range of refractive index inherent to living organisms (1.35 to 1.6).
  • the length of the measurement part of the "inclined fringe" in the optical axis direction should be equal to or greater than the depth of field of the telecentric receiving optical system, and the width of the measurement part should be equal to or greater than the field of view dimension in the sub-scanning direction of the cross section of the unit rectangular parallelepiped in the main scanning direction and sub-scanning direction.
  • the depth of field and the depth of focus can be about 10 mm.
  • the depth of field and the depth of focus can be deepened by enlarging the optical system itself.
  • the telecentric receiving optical system may be a reduced optical system.
  • the focal length of fresh vegetables, fruits, raw fish, and various packaged foodstuffs is increased, it is theoretically possible to inspect for defects in the internal structure and the presence of foreign matter.
  • the forward scattering light receiving method can obtain a higher light receiving intensity than the backward scattering light receiving method.
  • scattering in a living body ranges in size from several ⁇ m to several tens of ⁇ m, and Mie scattering is dominant in this range.
  • light attenuation follows the Lambert-Beer law.
  • the transmittance T is calculated from the following formula (11) based on the Lambert-Beer law: In formula (11), x is the distance, I0 is the incident light intensity, I is the outgoing light intensity, and ⁇ is the attenuation constant.
  • FIG. 11A is a diagram showing the Mie scattering light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 5 ⁇ m.
  • FIG. 11B is a diagram showing the Mie scattering light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 10 ⁇ m.
  • FIG. 11C is a diagram showing the Mie scattering light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 15 ⁇ m.
  • FIG. 11D is a diagram showing the Mie scattering light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 20 ⁇ m.
  • FIG. 11E is a diagram showing the Mie scattering light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 25 ⁇ m.
  • FIG. 11F is a diagram showing the Mie scattering light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 30 ⁇ m.
  • FIG. 11G is a diagram showing the Mie scattering light intensity in all azimuth directions when the particle diameter is 0.05 ⁇ m.
  • Figures 11A to 11F show the Mie scattering intensity versus azimuth angle for spherical particles.
  • a living body is considered to be mainly composed of cytoplasm, cell walls, and cell membranes, and the wavelength ⁇ is set to 800 nm, the relative refractive index N of the cytoplasm is set to 1.35, and the relative refractive index N' of the cell wall is set to 1.46 to 1.6. Note that the relative refractive index N' of the cell wall is typically calculated as 1.46 or 1.6.
  • the size of the Mie scattering region is set to 5 ⁇ m to 25 ⁇ m.
  • Mie scattering is a multi-particle scattering caused by a very large number of particles, it is difficult to represent a living body using the Mie scattered light intensity itself. For this reason, it is preferable to explain the attenuation of scattered light using the Lambert-Beer law. However, each light scattering is still Mie scattering or Rayleigh scattering. In the present invention, since the light component that is received is almost straight, the scattered light intensity distribution is treated as being based on the Mie theory, and the attenuation rate follows the Lambert-Beer law.
  • the vertical axis is the scattered light intensity corresponding to the relative refractive index when the particle diameter is 5 ⁇ m and the wavelength ⁇ is 800 nm.
  • the horizontal axis is the azimuth angle.
  • the region surrounded by the thick solid line corresponds to the back scattering region, and the other regions correspond to the forward scattering region (in the present invention, the side scattering region (90° direction scattering) is ignored).
  • FIG. 11E shows the azimuthal scattered light intensity when the wavelength ⁇ is 0.85 ⁇ m, the particle diameter is 0.05 ⁇ m, the relative refractive index N of the cytoplasm is 1.35, and the relative refractive index N' of the cell wall is 1.6. As shown in Figure 11G, when the particle diameter is 0.05 ⁇ m, there is no difference between forward scattering and backward scattering.
  • an object that cannot be an object to be inspected in the backward scattered light receiving method specifically, an object having a thickness equal to or greater than a threshold value, in other words, an object having a depth equal to or greater than a threshold value, can be an object to be inspected.
  • Figure 12 shows the relative light intensity ratio of forward scattered light to backward scattered light for each particle size when the solid angle of reception NA of the telecentric receiving optical system is set to 0.02.
  • Figure 12 shows that the intensity of the forward scattered light is approximately 100 to 1000 times that of the backward scattered light.
  • FIG. 13A also shows the result of substituting 10 3 for M in the above formula (12) to obtain the attenuation rate
  • FIG. 13B shows the result of substituting 10 4 for M in the above formula (12) to obtain the attenuation rate.
  • the thick solid line shows the part attenuated to 10 -2 . It can be seen that the forward scattered light receiving method has an allowable measurement range up to 2 to 3 times the thickness compared to the backward scattered light receiving method.
  • FIG. 14A shows an example of a forward scattered light receiving method and a backward scattered light receiving method that employ a differential "inclined fringe" in a cross-sectional view in the main scanning direction, and is a diagram that shows only the forward scattered light receiving method.
  • FIG. 14B shows an example of a forward scattered light receiving method and a backward scattered light receiving method that employ a differential "inclined fringe" in a cross-sectional view in the main scanning direction, with both the forward scattered light receiving system and the backward scattered light receiving system positioned on the optical axis.
  • FIG. 14C shows an example of a forward scattered light receiving method and a backward scattered light receiving method that employ a differential "inclined fringe" in a cross-sectional view in the main scanning direction, with the forward scattered light receiving system positioned on the optical axis and the backward scattered light receiving system positioned off the optical axis.
  • the cylindrical lens 122 which is a condenser lens, is divided and positioned, making it possible to position the light receiving element array 131 on the optical axis in both the backward scattering light receiving method and the forward scattering light receiving method.
  • an opening may be provided in the cylindrical lens 122 so that the backward scattering light satisfies the N.A. of the light receiving lens system and the length of the light receiving element array 131 in order to enable reception of scattered light.
  • FIG. 14C shows a modified version of the forward scattering light receiving method and the backward scattering light receiving method shown in FIG. 14B, in which a prism 124 is placed downstream of the cylindrical lens 122 so as not to block the optical path of the branched beam, and the optical axis is bent.
  • Fig. 15 shows an optical system consisting of a light collecting optical system 102 that forms an "inclined fringe", a light receiving optical system 103 that receives scattered light generated from the "inclined fringe”, and a light receiving element array 131.
  • Fig. 15 shows a set of forward scattering light receiving methods (inclined fringe forming optical system and telecentric light receiving optical system).
  • a telecentric light receiving optical system a double telecentric optical system that can deepen the depth of field is preferable.
  • the light receiving element array 131 receives forward scattered light scattered by the "inclined fringe" at each pixel along the main scanning direction. That is, each pixel of the light receiving element array 131 receives signals with different frequencies in the optical axis direction of the "inclined fringe" within the set accumulation time. To perform frequency analysis, it is necessary to capture signals with phase shifted at a frequency resolution shifted in the time axis direction and to perform DFT (FFT) processing. Therefore, the light receiving element array 131 is made smaller than the minimum fringe interval and a unit rectangular parallelepiped is defined.
  • the unit rectangular parallelepiped is a minimum unit rectangular parallelepiped that satisfies the frequency resolution in which a plurality of light receiving element arrays 131 are assembled and a rectangular parallelepiped with the pixel surface of the light receiving element array 131 in the main scanning direction and the sub-scanning direction as the base is the constituent unit. Then, DFT (FFT) processing is performed on the plurality of data shifted in the time axis direction to obtain the frequency spectrum contained in the unit rectangular parallelepiped.
  • FFT DFT
  • the optical system shown in Figures 14A, 14B, and 14C can obtain a set of three-dimensional information for a unit rectangular parallelepiped that includes all "layers" whose length in the main scanning direction of the "inclined fringe" portion and whose length moved in the sub-scanning direction is the same as the depth of field of the light receiving optical system 103.
  • FIG. 16 shows an example in which a plane wave beam and a cylindrical wave beam are crossed to change the fringe interval.
  • the fringe shown in FIG. 16 is created by adding a plane wave and a cylindrical wave.
  • the fringe shown in FIG. 16 spreads in an elliptical shape in the optical axis direction.
  • the elliptical fringe spreads toward the light receiving element, so the fringe interval changes in the optical axis direction. Therefore, it is possible to obtain Doppler signals with different frequencies in the depth direction. In other words, it is possible to obtain information on the thickness direction (depth direction) of the object to be inspected.
  • the elliptical fringe is formed by intersecting a nearly plane wave generated within the Rayleigh range with a beam waist and a cylindrical wave generated outside the Rayleigh range.
  • the Rayleigh range of a beam with a beam waist diameter of 70 ⁇ m is approximately 10 mm.
  • the Rayleigh range is positioned just before intersecting with the plane wave.
  • the Rayleigh range of the beam for generating a cylindrical wave is approximately 884 ⁇ m.
  • the plane wave generating beam has a diameter of 70 ⁇ m to 99 ⁇ m, while the cylindrical wave generating beam has a diameter of 70 ⁇ m to 340 ⁇ m at a depth of 10mm.
  • the cylindrical wave generating beam expands about three times compared to the plane wave generating beam. Therefore, the power density of the cylindrical wave generating beam is reduced by about 1/10, but a certain amount of power is compensated for by the plane wave generating beam.
  • the fringe spacing in the optical axis direction can also be changed using the spherical aberration of the lens.
  • Figure 17 shows an example in which distorted wavefronts are crossed to change the fringe spacing. As shown in Figure 17, by distorting the wavefront from a plane wave, the distorted wavefronts can be crossed to change the spacing in the optical axis direction.
  • a stepping motor is used to drive the turntable, and it is driven in microsteps and precisely controlled.
  • a paramagnetic or nonmagnetic metal wire that can be processed into a thin wire of a few micrometers, such as a tungsten wire, is attached to a metal fitting having a rotationally symmetric shape and fixed on the turntable, and the metal fitting is placed at the center of the rotor.
  • the rotation angle is precisely controlled, and the device is rotated so as to cross the fringes to obtain a Doppler signal, and the fringe spacing is determined from the relationship between the rotation speed and the observation frequency.
  • the turntable itself can be moved in the direction of the optical axis, and the fringe spacing in each "layer” of the “tilted fringes” can be found from the relationship between the rotation speed and the observed frequency. In this case, the Doppler signal of the backscattered light is detected.
  • a metal wire can be stretched on a glass substrate with good parallelism on a stage that moves in the sub-scanning direction, and moved (back and forth) at a constant speed in the main scanning direction to cross the "inclined fringes," measuring the Doppler signal, and determining the fringe spacing from the frequency of the Doppler signal.
  • a thin wire formed on the glass substrate using semiconductor deposition technology can be placed and fixed on a stage, moved (back and forth) in the main scanning direction and sub-scanning direction, and the Doppler signal can be detected to determine the fringe spacing in each "layer.”
  • an opening can be provided in a flat plate, the metal wire can be stretched, and the plate can be placed on the stage that moves back and forth as described above, and the Doppler signal of the forward scattered light can be detected.
  • Doppler signals are detected from thin metal wires or evaporated thin lines that are approximately the same width as the fringe spacing, the fringe spacing in each "layer” of the "inclined fringe” is determined, and the frequency spectrum obtained from the unit rectangular parallelepiped described below and the density (transmittance) in each "layer” of the object being inspected are determined. Then, the density (transmittance) at any position within the depth of field is combined with any position (coordinate) in the main scanning direction and sub-scanning direction, and the density (transmittance) at the three-dimensional coordinates is plotted in three-dimensional space to obtain a three-dimensional image of the object being inspected.
  • the concentration or transmittance of each coordinate in the main scanning direction, sub-scanning direction, and optical axis direction of the object to be inspected at the beam intersection is calculated, and a three-dimensional tomographic image is obtained from these three-dimensional coordinate values.
  • FIG. 18 shows an optical system in which multiple optical systems are arranged in the main scanning direction, with the optical system shown in FIG. 15 as the basic unit.
  • the length of the light receiving element array 131 of the optical system in FIG. 15 is about 14 mm, and multiple optical systems can be arranged to accommodate wide inspection objects.
  • 21 pairs of light collecting optical systems 102 and light receiving optical systems 103 can be arranged in a staggered pattern, and overlapping portions can be provided at the ends of each light receiving element array 131 aligned in the main scanning direction of the optical systems to ensure the full reading width.
  • the number of staggered optical systems can be increased, making it possible to accommodate factory lines. It is also fully possible to accommodate medical testing, physicochemical fields, analytical equipment, and the like.
  • Each light collecting optical system 102 includes a cylindrical lens 122 that has power only in the sub-scanning direction so as to form an inclined fringe in a direction approximately perpendicular to the sub-scanning direction, and a wedge prism 123 that separately inclines each branched light with respect to the sub-scanning direction so as to form an intersection at a position other than the inherent focus of the cylindrical lens 122.
  • the light collecting optical system 102 and the light receiving optical system 103 are paired and arranged in a staggered pattern alternately along the main scanning direction.
  • the object to be inspected has a unique refractive index.
  • the range of application of paraxial optics when the angle of incidence is extremely small corresponds to this range, so the range of paraxial optics is considered.
  • the refraction angle ⁇ ' of the light beam incident on the object to be inspected becomes smaller than the angle of incidence ⁇ .
  • ⁇ is the wavelength in a vacuum (in air).
  • N N(f(fmax)) is found from equation (12) using the maximum fringe frequency f(fmax). This frequency is further restricted by the sampling theorem, which will be discussed later.
  • DFT DFT
  • the peak value of the spectrum is corrected for the optical power density in the optical axis direction of the "inclined fringe.”
  • the corrected peak value is the final desired concentration or transmittance in the depth direction, and by combining the two-dimensional coordinates in the main scanning direction and sub-scanning direction with the coordinates in the depth direction and plotting the concentration (transmittance) data on three-dimensional coordinates, a three-dimensional tomographic image or three-dimensional image can be obtained.
  • the frequency spectrum data corrected by the optical power density in the optical axis direction of the inclined fringe is plotted on three-dimensional coordinates from the intensity of the frequency spectrum obtained by DFT (FFT) processing, the coordinates on the optical axis of the "layer” in the inclined fringe from which the frequency spectrum was obtained, and the coordinates in the main scanning direction and sub-scanning direction, to obtain three-dimensional image data.
  • DFT DFT
  • the coordinates on the optical axis of the "layer" in the inclined fringe from which the frequency spectrum was obtained and the coordinates in the main scanning direction and sub-scanning direction
  • FIG. 19 shows a condensing optical system 102 in which light from a light source 101 of three types of near-infrared wavelengths is collimated by a collimator lens 125, then split by a beam splitter 126, and crossed by a cylindrical lens 122 on the upstream side of the beam waist, and has a common portion where the three wavelengths are overlapped.
  • FIGS. 20A and 20B show the beam splitter 126 in detail.
  • the beam splitter 126 includes a wedge prism 126a and a beam stop 126b.
  • the beam is expanded in front of the cylindrical lens 122, and a beam crossing portion is formed downstream of the position of the focal point inherent to the cylindrical lens 122.
  • the beam is narrowed just before the cylindrical lens 122, and a beam intersection is formed upstream of the position of the focal point inherent to the cylindrical lens 122.
  • the wedge prism 126a is an optical element that is arranged symmetrically with respect to the optical axis, upstream of the cylindrical lens 122 included in the focusing optical system 102 in the optical axis direction, has power in the sub-scanning direction, and is formed in a wedge shape when viewed in cross section in the main scanning direction.
  • the wedge prism 126a is not limited to being arranged upstream of the cylindrical lens 122 in the optical axis direction, but may also be arranged downstream.
  • the above-mentioned light source 101 has been described with a CW laser in mind, but by turning on the light receiving element array 131 only during the accumulation time by PWM control, efficient light reception can be achieved and the light source 101 itself can be made to have a high output. That is, the Doppler signal may be frequency modulated by directly modulating the light source 101.
  • the frequency for modulating the light source 101 is lower than the clock frequency for driving one element of the light receiving element array 131 including a plurality of light receiving elements, that the accumulation time of the light receiving element array 131 is synchronized with the pulsed illumination time of the light source 101, and that the pulsed illumination time is within the accumulation time of the light receiving element array 131.
  • a frequency shifter (often an acousto-optic modulator: AOM (Acousto-Optic-Modulator)) is used to modulate the Doppler signal at a high frequency of several tens of MHz, thereby improving the S/N ratio and capturing the movement of the structure inside the object to be inspected.
  • AOM Acoustic-Optic-Modulator
  • blood flow meters are multi-particle systems, and are effective in improving the S/N ratio.
  • it is also effective to use a frequency shifter to improve the S/N ratio.
  • LDV In LDV, generally, a beam emitted from a light source (laser) is split into two, one beam is Bragg diffracted at the frequency f1 of the AOM, and the other beam is Bragg diffracted at the frequency f2.
  • This method is used when the AOM needs to be driven near the original driving frequency, but the modulation frequency is desired to be lower than the driving frequency.
  • the present invention can improve the S/N ratio by adopting a system in which a signal obtained by directly modulating light from a light source is used as a carrier wave to observe the Doppler signal.
  • Figure 24 shows a diagram showing a Doppler signal that has been subjected to high-frequency modulation and the original Doppler signal (the dashed line box indicates a bandpass filter).
  • the Doppler signal obtained from the "tilt fringe” can be subjected to DFT (FFT) processing to obtain a 3D image of the object being inspected.
  • FFT DFT
  • the presence or absence of foreign objects or defects is judged, and only when it is determined that a foreign object or defect has been detected is a 3D image made from the accumulated data, and the type of foreign object or defect identified.
  • the differential heterodyne detection method of the present invention forms an "inclined fringe" near the beam waist and receives forward scattered light, making it possible to inspect objects with greater thickness (depth) compared to conventional OCT.
  • depth thickness
  • a higher S/N ratio is achieved in combination with the small N.A. of the solid angle of the telecentric optical system, and by arranging multiple light receiving element arrays 131 in a staggered pattern, it becomes possible to inspect wide and large objects.
  • the divergence angle (half angle) ⁇ d of the convergent beam is calculated from equation (4) as ⁇ d ⁇ 0.97°.
  • FIG. 21A shows a schematic diagram reflecting the numerical values of the above example.
  • the length of the beam intersection in the optical axis direction is 18.9 mm.
  • Figure 21B shows the case where the beam intersection is formed closer to the light source than the beam waist.
  • the advantage of placing the beam waist closer to the light source is that the beam does not directly enter the light-receiving lens even if the beam waist interval is narrowed.
  • Wb 0.1 mm.
  • a range is selected from the length of the beam intersection shown in Fig. 21A, 18.9 mm, in which the size of the light receiving element satisfies the depth of field.
  • Fig. 22 shows the power density based on the beam diameter and beam waist in the case of Fig. 21A.
  • the beam can be used with a power density in the range of 10% to just over 50% of the power density at the beam waist.
  • the scattered light intensity is three to five orders of magnitude higher than the backward scattered light intensity, so even if the amount of light is reduced by about 10%, it is not a problem because the light amount (strength, height) obtained on the light receiving element is still two to four orders of magnitude larger. Also, when receiving backward scattered light, it is possible to compensate for the reduced power by using a high-output light source while taking into account optical damage to the object being inspected.
  • FIG. 23 shows the error of the curvature of the wavefront of the Gaussian beam and the optical axis distance.
  • the Rayleigh range Zr of this embodiment 1 is Zr ⁇ 884 ⁇ m.
  • the error of the radius of curvature and distance closer to the beam waist is 3.5%.
  • the relationship between the frequency and the "layer” included in the measurement volume of the unit rectangular parallelepiped is corrected in advance by the method described in ⁇ Measurement of fringe frequency> above, and the position of the "layer” in the depth of field is accurately obtained, and is added to the two-dimensional data in the main scanning direction and the sub-scanning direction to obtain three-dimensional data.
  • the size of one pixel is determined when observing the fringe frequency.
  • 16 elements which are one pixel in the main scanning direction, are treated as one set, and oversampling is performed 16 times with a light receiving element array (256 elements x 16 sets) with 16 parallel processing.
  • the conveying speed is 0.5 m/sec
  • the time required to pass a 3.5 ⁇ m square pixel in the sub-scanning direction is 7 ⁇ sec, which is converted into a frequency of 143 KHz. Since commercially available light receiving element arrays have elements with a line rate of 200 KHz or more, 143 KHz x 16 parallel processing is fully possible.
  • the 4096 samples are subjected to DFT (FFT) processing using equation (1) to convert the N pieces of data in the time domain into N pieces of frequency data in the frequency domain.
  • FFT DFT
  • This provides the frequency spectrum, i.e., the density or transmittance, of each of the 178 "layers" in the "slant fringe” in the unit rectangular solid, which is then combined with a set of two-dimensional data in the main scanning direction and sub-scanning direction to form three-dimensional data, completing a set of three-dimensional data for the unit rectangular solid.
  • the unit rectangular parallelepiped is 28 ⁇ m square, and the resolution of the "layer" in the optical axis direction does not change, but the pixel density is doubled in the main scanning direction and sub-scanning direction.
  • CMOS line sensor is a light receiving element array equivalent to 600 dpi (42.3 ⁇ m square) with 400 pixels per line. Scanning is independent for each line, and the line rate is 125 KHz. That is, the scanning time is 8 ⁇ s/line. In addition, the conveying speed is 0.5 m/s. Therefore, the time required for passing the light receiving element in the sub-scanning direction is 84.6 ⁇ s.
  • the number of fringes is 1 to 4.
  • a parallel translation mechanism and tilt adjustment mechanism may be provided so that the light receiving optical system surrounded by the dashed lines can be translated in the sub-scanning direction and the optical axis direction, and the tilt (inclination) can be adjusted in the main scanning direction.
  • a sample of the object to be inspected can be transported, and the optical axis can be adjusted to maximize the output of the light receiving element array using the parallel translation mechanism and tilt adjustment mechanism in the light receiving optical system.
  • ⁇ Modification 1> In the above-mentioned differential heterodyne inspection device, a "slope fringe" is formed, and the Doppler signals of the "layers” contained in the “slope fringe” generate different frequencies for each "layer.” The Doppler signals are subjected to DFT (Discrete Fourier Transform) processing to obtain a frequency spectrum and determine the concentration or transmittance of each "layer.”
  • Figure 25 shows a case where the light source 101 is an SS (Swept_Source) light source currently used in SS_OCT.
  • the light source 101 which is an SS light source, is a wavelength-swept coherent light source.
  • the fringe spacing DF of the inclined fringes changes.
  • the fringe spacing changes even within the Rayleigh range, it may be possible to move closer to the beam waist as long as there is a difference required to identify the "layer” of the curvature radius even in the beam intersection region near the beam waist where the optical power density is greater.
  • the light source 101 consisting of an SS light source is a light source with a long coherence length in the case of variant 1, and SS (Swept_Source) with a long coherence length is already commercially available.
  • ⁇ Modification 2> 26 shows a focusing optical system 102 in which the angle of the beam incident on the cylindrical lens 122 is made variable by using an AOD (acousto-optic deflector) 127.
  • the light emitted from the light source 101 is collimated so that the cross section of the light beam when viewed in the optical axis direction is approximately circular, and then split into two by a beam splitter 121 and enters a pair of AODs 127.
  • the AOD 127 scans the emitted light within a plane including the sub-scanning direction and the optical axis, and the scanning of the pair of AODs 127 is synchronized so that the two split beams intersect each other at the same position on the optical axis, and the deflection angle is adjusted.
  • the angle of incidence can be changed, but the angle is fixed.
  • the angle of incidence can be changed at high speed, so the position of the "tilted fringe" in the optical axis direction can be changed at high speed. Therefore, a telecentric optical system with a long depth of field can be used for the light receiving optical system 103. In other words, a longer measurement section can be formed.
  • the intersection position on the optical axis is 45 mm (-6 mrad) - 50 mm - 64 mm (+6 mrad), and the intersection moves 19 mm on the optical axis.
  • the length of the unit rectangular parallelepiped at the intersection is equal to the depth of field, which was 10 mm, but a measurement section of twice the length can be formed, and therefore the depth of field of the light receiving optical system 103 can also be doubled.
  • the fringes are sufficiently distinguishable.
  • the light beam incident on the AOD 127 is circular, and it is preferable that the beam diameter ⁇ b is ⁇ b ⁇ 2 mm.
  • the light beam emitted from the light source 101 is first collimated to a circular cross section, then split into two by a beam splitter, and then made incident on the AOD 127 to undergo Bragg diffraction, after which it is shaped into a sheet beam by an appropriate cylindrical lens pair and collimated at the same time.
  • FIGS 27A and 27B show an example in which the beam waist formed by the light emitted from the light source 101 is located outside the object to be inspected.
  • Figure 27A shows a case in which the beam intersection is provided downstream of the beam waist
  • Figure 27B shows a case in which the beam intersection is provided upstream of the beam waist.
  • Fig. 28 shows a method that enables the beam intersection to be moved in the sub-scanning direction, enabling inspection even when the inspection target is stationary.
  • the light beam emitted from the light source is split into two, and one AOD 127 is provided for each beam, and the deflection angle of each beam is the same. By deflecting the beams to the same angle, the beam intersection moves in the sub-scanning direction.
  • FIG. 29 shows a case where a plurality of light sources 101 are arranged in an array in the sub-scanning direction so that the method can be applied to a stationary inspection object.
  • a first collimator lens 125a and a second collimator lens 125b are arranged between the arrayed light source 101 and the beam splitter 126.
  • the beam intersection can be moved in the sub-scanning direction by using a plurality of light sources 101 arranged in the sub-scanning direction, which is a direction substantially perpendicular to the main scanning direction and the optical axis.
  • the above-mentioned method for measuring the fringe interval can be used as it is to inspect a stationary inspection object.
  • This method is suitable for inspecting a relatively small inspection object when there is no transport system.
  • a wedge prism 126a is arranged symmetrically with respect to the optical axis upstream of the cylindrical lens 122 included in the focusing optical system 102 in the optical axis direction.
  • the wedge prism 126a is an optical element that has power in the sub-scanning direction and is formed in a wedge shape when viewed in cross section in the main scanning direction.
  • the light receiving element array 131 has a size in the sub-scanning direction that is smaller than the fringe spacing in the inclined fringes.
  • the frequency spectrum can be obtained by using DFT (FFT) processing from the signal after A/D conversion of the signal output by each light receiving element of the light receiving element array 131.
  • the wedge prism 126a is not limited to being arranged upstream of the cylindrical lens 122 in the optical axis direction, but may be arranged downstream.
  • 30A, 30B, and 30C are schematic diagrams showing a case where an MCP (microchannel plate; hereinafter, referred to as MCP) 134 is arranged upstream of the light receiving element array 131. Except for the arrangement of the MCP 134, the configuration is the same as that of FIG. 14A, 14B, and 14C. In the present invention, since the light beam incident on the MCP 134 is a straight light component, the incident surface of the MCP 134 is inclined with respect to the optical axis in order to further increase the valanche effect on the photoelectric surface of the MCP 134.
  • MCP microchannel plate
  • a fluorescent material (not shown) is applied to the light receiving surface of the light receiving element array 131, and the electrons emitted from the MCP 134 are converted into photons, so that the light receiving element array 131 can receive more photons than before they are incident on the MCP 134.
  • the MCP 134 is disposed in front of the light receiving element at an angle with respect to the main scanning direction or the sub-scanning direction, a fluorescent material is applied to the light receiving surface of the light receiving element, and when electrons emitted from the MCP 134 are incident on the fluorescent material, secondary photons are generated and incident on the light receiving surface of the light receiving element.
  • the size of the opening of the MCP 134 is smaller than the pixel size of the light receiving element array 131 or smaller than the size of the cross section perpendicular to the optical axis of the unit rectangular parallelepiped.
  • the electron exit port moves 176 ⁇ m relative to the entrance port, assuming that the thickness of the MCP 134 is 1 mm (two-stage MCP 134). Therefore, it is preferable to displace the light receiving element array 131 in advance by 176 ⁇ m relative to the optical axis of the light receiving lens 132. However, this is not the case when the light receiving element array 131 in the main scanning direction is sufficiently long to satisfy the amount of movement, or when the number of lines in the sub-scanning direction is large.
  • the amplification factor becomes about 1 million to 10 million times or more, and even when receiving backscattered light, an output from the light scattered light equal to or greater than that when receiving forward scattered light without using the MCP 134 can be obtained.
  • the measurement thickness of the inspection target can be 30 mm or more.
  • 32A to 32E are diagrams showing an example of the arrangement of the multiple light receiving lenses 132.
  • the X direction is the main scanning direction
  • the Y direction is the sub-scanning direction.
  • the Z direction is perpendicular to the X direction and the Y direction.
  • the light receiving optical system 103 includes multiple light receiving lenses 132 arranged along the main scanning direction.
  • the light receiving element array 131 includes multiple light receiving elements arranged in a line along the main scanning direction, and each light receiving element receives light that has passed through the multiple light receiving lenses 132. In the example of FIG.
  • the multiple light receiving lenses 132 are arranged at a distance from each other that is equal to or greater than the diameter of each light receiving lens 132, and the optical axis of the light collecting optical system 102 and the optical axis of the light receiving optical system 103 are aligned.
  • the multiple light receiving elements included in the light receiving element array 131 form at least one reading line L.
  • the multiple light receiving lenses 132 are spaced apart from each other by less than the size of the field of view 135 of each light receiving lens 132.
  • the multiple light receiving lenses 132 are spaced apart from each other by more than the size of the field of view 135 of each light receiving lens 132.
  • a pair of adjacent light receiving lenses 132 in the main scanning direction are spaced apart by less than the size of the field of view 135 of each light receiving lens 132, and a pair of light receiving lenses 132 are spaced apart by more than the size of the field of view 135 of each light receiving lens 132.
  • a single light receiving element array 131 is formed by arranging a single row of light receiving elements in an array, forming a single reading line L, whereas in the examples of FIGS. 32B to 32E, the multiple light receiving elements form at least two or more rows of reading lines L.
  • a plurality of light receiving elements are arranged in an array of two or more rows to form a plurality of light receiving element arrays 131, and each of the plurality of light receiving element arrays 131 is spaced apart from each other by more than the diameter of the light receiving lens 132 in a direction perpendicular to the reading line L, and is spaced apart from each other by less than the dimension of the field of view 135 of the light receiving lens 132.
  • a plurality of light receiving elements are arranged in an array of two or more rows to form a plurality of light receiving element arrays 131, and each of the plurality of light receiving element arrays 131 is spaced apart from each other by more than the dimension of the field of view 135 of the light receiving lens 132 in a direction perpendicular to the reading line L.
  • a plurality of light receiving lenses 132 are arranged in a number corresponding to the plurality of light receiving element arrays 131, and the optical axis of each light receiving lens 132 passes through approximately the center of each light receiving element array 131.
  • the multiple light receiving element arrays 131 are arranged on each of the two reading lines L and are shorter than each of the reading lines L, and the light receiving element arrays 131 arranged on one reading line L and the light receiving element arrays 131 arranged on the other reading line L are arranged in a staggered pattern alternately along the main scanning direction.
  • the multiple light receiving lenses 132 are arranged in a single row between the two reading lines L and parallel to the multiple light receiving element arrays 131, and the optical axis of each light receiving lens 132 passes through approximately the center in the sub-scanning direction between the two reading lines L.
  • Light source 102
  • Light collecting optical system 103
  • Light receiving optical system 121
  • Beam splitter 122
  • Cylindrical lens 123
  • Wedge prism 124
  • Prism 125
  • Collimator lens 126
  • Beam splitter 126a
  • Wedge prism 126b
  • Beam stop 127
  • Light receiving element array 132
  • Light receiving lens 133
  • Aperture 134
  • MCP microchannel plate

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Abstract

光源１０１にコヒーレント光源を用い、光源１０１から射出する光を２分岐し、集光光学系１０２により交差させて交差部を形成させ、該交差部において、光軸に対し傾斜する傾斜フリンジを形成する。傾斜フリンジにおいて発生する前方散乱光、或いは、後方散乱光のうち直進光成分のみを受光光学系１０３で受光する。受光光学系１０３は、散乱光成分を含まないＤｏｐｐｌｅｒ信号のみを受光光学系１０３の焦点位置に配置した受光素子により受光する。

Description

検査装置及び３次元断層像形成装置
　本発明は、可視光や赤外光などの領域において透過性を有する媒質中の内部構造の把握や前記媒質中の異物、欠陥の検出を目的とする検査装置及び３次元断層像形成装置に関するものである。
　眼底検査や皮下組織の検査などの医用検査用途に光コヒーレンストモグラフィ（Optical Coherence Tomography、以下「ＯＣＴ」と記すことがある）の原理を応用した検査装置が普及して久しい。ＯＣＴの原理はマイケルソン干渉計に似た光学系において、３次元断層像（トモグラフイ）を得るため、参照光用のミラー部(参照光ミラー)を前後させ受光面上で参照光とサンプル光を光軸方向に干渉させ、検査対象物の深さ方向の１つの「層」の厚み分だけ可干渉性（コヒーレンシー）を有する光源（ブロードバンドなスペクトルを有するレーザーダイオード（Laser Diode、以下「ＬＤ」と記すことがある）やスーパールミネッセントダイオード(Super Luminescent Diode、以下「ＳＬＤ」と記すことがある）、スーパーコンティニューム（Supercontinuum、以下「ＳＣ」と記すことがある）光源など）を用いる。即ち前記光源のコヒーレンス長の半分程度がほぼ「層」の厚みとなる。「層」を複数層用意するために、参照光ミラーを光軸方向に必要な「層」の数だけ移動させる。初期型のタイムドメイン（Time Domain、以下「ＴＤ」と記すことがある）方式のＯＣＴの模式図を図１Ａに示す。なお、図１ＡにおけるＴＤ方式のＯＣＴは、光源１０、参照光ミラー１２、ビームスプリッタ１４、検出器１６を備える。各「層」に応じた時間的（部分的）コヒーレンシーを有する波束が重なりあった場合にのみ干渉する。逆に言えば参照光ミラー１２によって反射され検出器１６に到達した波束と検査対象物Ｔの内部で反射した波束とが重なり合うように参照光ミラー１２を移動させる。或いは、参照光ミラー１２を移動させれば、参照光とサンプル光同士の重なり合う波束のサンプル内における光軸方向の位置が変わる。即ち、光源１０の有するコヒーレンス長半分程度が１単位の「層」の厚みである移動量にほぼ等しく、サンプル内における光軸方向の「層」の位置が移動する。
　また、ＯＣＴの原理を応用した前記の医用検査、或いは生体検査以外にも、生鮮食品や食品加工品などの鮮度の検査並びに食品内部に混入した異物の検出、半導体基板の欠陥検出、プラスチック製品の内部のキズの検出・検査、繊維製品の検査、塗装被膜検査、薬剤検査などへの応用も進められてきている。この辺りの事情については、非特許文献１が参考になる。特許文献１には、初期型タイムドメイン方式ＯＣＴが示されている。また、特許文献２には、特許文献１の改良型である、ファイバカプラを応用したタイムドメイン方式が示されている。いずれも図１Ａに示したマイケルソン型であり、前記の視野の狭さと長時間の計測に問題が残る。また、非特許文献２ではＯＣＴ技術が解説されており、タイムドメイン方式に始まり、スペクトラルドメイン（Spectral Domain、以下「ＳＤ」と記すことがある）方式やスウェプトソース（Swept Source、以下「ＳＳ」と記すことがある）方式についても解説されている。スペクトラルドメイン方式は、回折格子などの分光器でスペクトル分解し、ラインセンサで回折光を受光することで、機械的な動作を排し、検査速度を向上させている。更に光源の波長を高速に変化させたＯＣＴがスウェプトソースＯＣＴであり、より高速化を実現している。しかしながら、どの方式においても視野は数ｍｍ程度と非常に狭い。
特開２００３－５４３号公報 特表２００４-５０２４８３号公報
SS-OCT を用いた材料の内部構造の非破壊評価技術，高橋 拓実（機械・材料技術部 材料物性グループ），多々見 純一（横浜国立大学），研究報告 2021（地独）神奈川県立産業技術総合研究所，５－９） 光コヒーレンストモグラフィ（OCT） 春名正光 映像情報メディア学会誌Vol. 65, No. 1, pp. 67～71（2011）
　従来の方式の最大の問題は、Ｓ／Ｎを良好にするために多数の繰り返し計測（アベレージング或いはスムージング）をしなければならず、長時間の検査時間を要することである。更には、検査領域が非常に狭いことである。近年ではファイバカプラを用いて小型化し、移動も容易にはなってきているが、参照光方式であるため、Ｓ／Ｎを良化させるために多数回の繰り返し測定が必要であり、数ｍｍ角の範囲を数秒掛けて測定している。前記問題に対する改良は進められてきており、方式にも変化があり２０ｆｐｓ（フレーム毎秒）などテレビレートに近い高速化も実現はしてきているが、依然、Ｓ／Ｎの問題や視野の狭さの問題は残っている。即ち、医療用検査機器では、さほど問題にならない秒単位の長時間の検査時間や非常に狭い視野も、産業用に応用する場合には受け入れ難いものとなる。更に、産業用用途としての大きな問題は、大多数のラインがオンライン検査を求めており、かつ、大きなサイズの検査がほとんどであることである。
　前記の産業用検査装置に適用可能なＯＣＴ装置の受光素子としてラインセンサを用い、従来型のマイケルソン方式に対し、参照光ミラーを用いずとも光断層撮影(光トモグラフィ)が可能となる検査装置を実現することが本願発明の目的である。勿論、医用検査装置や解析装置にも適用可能であることは言うまでもない。
（１）本発明に係る検査装置は、光源としてのコヒーレント光源と、集光光学系と、受光光学系とを備える。前記集光光学系は、前記コヒーレント光源から射出する光を２分岐し、分岐した光を交差させて交差部を形成させ、該交差部において、前記コヒーレント光源からの光の光軸に対し傾斜する傾斜フリンジを形成させる。前記受光光学系は、前記傾斜フリンジにおいて発生する前方散乱光、或いは、後方散乱光のうち、直進光成分を受光する。前記受光光学系は、散乱光成分を含まないＤｏｐｐｌｅｒ信号を前記受光光学系の焦点位置に配置した受光素子により受光する。
（２）本発明に係る３次元断層像形成装置は、前記検査装置を備え、前記傾斜フリンジの形成領域において、主走査方向並びに副走査方向において複数の前記受光素子を画素単位とし、該画素単位と前記傾斜フリンジの形成領域における光軸方向の「層」の数とからなる直方体を単位直方体として、該単位直方体内の前記傾斜フリンジにおいて発生するＤｏｐｐｌｅｒ信号から、離散的フーリエ変換によって前記単位直方体に含まれる各「層」の周波数スペクトルを求め、該周波数スペクトルに基づき、前記交差部における検査対象物の主走査方向、副走査方向及び光軸方向の各座標の濃度或いは透過率を算出し、これらの３次元の座標値により、３次元断層像を求める。本願発明において、「層」は、傾斜フリンジに含まれる光学的構造を意味し、単に一語で層と記す場合は、単位を表す。（但し、請求項については除く）
　前述した如く、従来の参照光方式の測定装置では、視野が狭く、測定時間が長いため、本願発明者は新たに圧倒的に速い検査時間、格段に広い視野、及びＳ／Ｎを向上させた差動型ヘテロダイン干渉方式を提案する。該差動型ヘテロダイン干渉方式は、参照光式である時間的コヒーレント光源、即ちコヒーレンス長の短い光源の代わりに、時空間的にコヒーレントな光源（レーザダイオード（Laser Diode、以下「ＬＤ」と記すことがある）、ファイバレーザーなど）即ちコヒーレンス長の長い光源のビームを２本に分岐したシートビームをレンズ焦点位置近傍、かつ、Ｒａｙｌｅｉｇｈレンジを外れた位置で交差させる方法を採用する。本願発明においてコヒーレント光源とは、時空間的コヒーレントな光源を意味する。従来のガスレーザーやＬＤなどのコヒーレント光源を用いるヘテロダイン方式であるレーザードップラー速度計（Laser Doppler Velocimeter、以下「ＬＤＶ」と記すことがある）では、レンズ焦点位置に２本のビームのビームウエスト同士を交差させ、ビームの交差部（ビーム交差部）のＲａｙｌｅｉｇｈレンジ内で光軸に平行な干渉縞（フリンジ）を発生させるのに対し、本願発明においては、ビームウエスト近傍におけるＲａｙｌｅｉｇｈレンジ外で交差させ、断面が略同心円状をなす円筒波、或いは、球面波の波面を用い、光軸に対し傾斜したフリンジを用いる。図１ＢにＬＤＶのようにビームウエストでビームを交差させた場合のフリンジパターンを示す。Ｒａｙｌｅｉｇｈレンジ内ではほぼ平面波とみなしてよいので、フリンジパターンも平行になる。従来の参照光型ＯＣＴに対し、本願発明のＯＣＴは差動型ＯＣＴである。
　また、本願発明においては、コヒーレント光源であるレーザーを用いるため、光パワー密度が大きい光源が豊富にある。Ｗ級の半導体レーザーも現在市販されており、入手は容易である。即ち、後方散乱光を受光する場合においても、高出力レーザーを用いることで、シートビームに成形してビーム断面積が増大してもパワー密度に不足を生じない。
　故に、各段に広い検査領域を実現できる。しかも参照光型のように参照光とサンプル光の比が一定でないため、信号のビジビリティ（信号の交流成分の振幅が直流成分に比べて小さい）に問題があり、かつ、検出器が常に参照光に曝されている。そのため、参照光方式はショットノイズが大きいのに対し、差動型は、ほぼ各ビームの散乱光が略１対１の強度比になるため、信号のビジビリティが優れていると同時にショットノイズが小さいという点や、高出力のコヒーレント光源を用いるため、深い位置まで信号検出が可能であり、より厚みのある検査対象物への適用も可能な点で有利である。更に、受光光学系にテレセントリック光学系を採用し、ほぼ直進光成分を受光でき、該光学系と受光素子アレイを主走査方向に千鳥配置することにより、幅の広い検査対象物であっても良好なＳ／Ｎを維持しながら検査幅を十分満足する。
　本発明によれば、視野を各段に広くし、計測時間を極めて短時間化し、更には、深い被写界深度を実現し、工場ラインなどへのリアルタイム検査を実現することができる。
初期型のＴＤ（Time Domain）方式のＯＣＴの模式図である。 従来方式の差動型ＬＤＶ（Laser Doppler Velocimeter）のビーム交差部に形成される互いに平行なフリンジを示した図である。 円筒波を交差させ、「傾斜フリンジ」を形成させた場合の様子を表す模式図である。 「傾斜フリンジ」を立体的に表した模式図である。 本願発明の方式による信号の生成方法を簡略化して表した模式図である。 最小画素単位の主走査方向、副走査方向の面内を表した図である。 ３次元立体画像を得るための単位直方体を表した図である。 差動型ヘテロダイン検出方式において観測されるＤｏｐｐｌａｅｒ信号のビジビリティの模式図である。 受光素子アレイの一つが得た周波数スペクトルを示した図である。 図６Ａのスペクトルを周波数分解能Δｆ、毎に切り出して離散的スペクトルにした場合の模式図である。 検査対象物中を直進する検査対象物の光軸方向における散乱光強度を比較した模式図である。 ビームウエストの下流側（焦点位置より受光素子アレイ側）にビーム交差部が位置している様子を表した図である。 ビームウエストの上流側（焦点位置より光源側）にビーム交差部が位置している様子を表した図である。 図８Ａに「層」を加えた図である。 図８Ｂに「層」を加えた図である。 円筒波や球面波がビームウエストを外れた位置で交差し、「傾斜フリンジ」が形成され、光軸方向の「層」の位置によってフリンジ間隔が変化する様子を「層」も含めて表し、ビームウエストよりも下流（受光素子側）に位置する場合を示した図である。 円筒波や球面波がビームウエストを外れた位置で交差し、「傾斜フリンジ」が形成され、光軸方向の「層」の位置によってフリンジ間隔が変化する様子を「層」も含めて表し、ビームウエストよりも上流（光源側）に位置する場合を示した図である。 粒子径５μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。 粒子径１０μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。 粒子径１５μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。 粒子径２０μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。 粒子径２５μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。 粒子径３０μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。 粒子径０．０５μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。 テレセントリック受光光学系の受光立体角Ｎ．Ａ．を０．０２としたときの前方散乱光と後方散乱光の受光強度比を粒子径別に相対値で示した図である。 Ｌａｍｂｅｒｔ－Ｂｅｅｒの法則において減衰係数、吸収係数などを代表させ、ρで表した場合のρ＝１－１の減衰率を示す。 Ｌａｍｂｅｒｔ－Ｂｅｅｒの法則において減衰係数、吸収係数などを代表させ、ρで表した場合のρ＝０．１－１の減衰率を示す。 差動型「傾斜フリンジ」を採用した前方散乱光受光方式と後方散乱光受光方式の例を主走査方向断面視にて示し、前方散乱光受光方式のみを表した図である。 差動型「傾斜フリンジ」を採用した前方散乱光受光方式と後方散乱光受光方式の例を主走査方向断面視にて示し、光軸上に前方散乱及び後方散乱の両受光系を配置した図である。 差動型「傾斜フリンジ」を採用した前方散乱光受光方式と後方散乱光受光方式の例を主走査方向断面視にて示し、光軸上に前方散乱受光系を配置し、後方散乱受光系は光軸を外して配置した図である。 １組の前方散乱受光方式（傾斜フリンジ形成光学系とテレセトリック受光光学系）を表した図である。 平面波ビームと円筒波ビームを交差させてフリンジ間隔を変更した例である。 歪ませた波面を交差させてフリンジ間隔を変更した例である。 複数の前方散乱受光方式（傾斜フリンジ形成光学系とテレセトリック受光光学系）の模式図である。 ３種類の近赤外波長の光源をビームスプリッタで分岐し、コリメータレンズで平行光束にした後に、集光レンズによりビームウエスト上流側で交差させ、かつ、３波長を重ね合わせた共通部分を形成した集光光学系の模式図である。 集光レンズ手前でビームを拡げ、集光レンズ固有の焦点の位置より下流側にビーム交差部を形成している場合の模式図である。 集光レンズ手前で、ビームを狭め、集光レンズの固有の焦点位置の上流側にビーム交差部を形成している場合の模式図である。 ビームウエスト下流側にビーム交差部を形成した場合の具体例を示した図である。 ビームウエスト上流側にビーム交差部を形成した場合の具体例を示した図である。 図２１Ａの場合のビーム径並びにビームウエストを基準にしたパワー密度を示した図である。 ガウシアンビームの波面の曲率と光軸距離の誤差を表した図である。 高周波変調を掛けたＤｏｐｐｌｅｒ信号と場合の元のＤｏｐｐｌｅｒ信号を示した図（破線はバンドパスフィタ）を示した図である。 光源としてＳＳ（Ｓｗｅｐｔ_Ｓｏｕｒｃｅ（波長掃引型光源））を用いた場合に「傾斜フリンジ」のフリンジ間隔が変わる様子を示す模式図である。 ＡＯＤを用いて測定部長を伸長した場合の模式図である。 検査対象物内にビームウエストを入射させない方法（ビームウエストの下流側に交差部を配置）を表す模式図である。 検査対象物内にビームウエストを入射させない方法（ビームウエストの上流側に交差部を配置）を表す模式図である。 フリンジを副走査方向に往復移動させ静止した検査対象物に適用できるようにした場合の模式図である。 光源をアレイとして副走査方向に複数配置し、静止した検査対象物に適用できるようにした場合を表す模式図である。 マイクロチャンネルプレートを用いた前方散乱受光方式の模式図である。 マイクロチャンネルプレートを用いた前方散乱方式に後方散乱方式も加えた受光方式の模式図である。 マイクロチャンネルプレートを用いた前方散乱方式に後方散乱方式も加えた受光方式の変形例の模式図である。 マイクロチャンネルプレートを用いて光出力を増倍した場合を示す図である。 複数の受光レンズの配置の一例を示す図である。 複数の受光レンズの配置の一例を示す図である。 複数の受光レンズの配置の一例を示す図である。 複数の受光レンズの配置の一例を示す図である。 複数の受光レンズの配置の一例を示す図である。
＜傾斜フリンジと受光立体角＞
　常時受光素子に参照光が入射している参照光受光方式に比べ、受光素子に散乱光のみが入射する差動方式は、ショットノイズが小さく、Ｓ／Ｎが向上する。後方散乱方式では、コヒーレント後方散乱ピークが出現し、受光強度が数１０％程度増大するとされるが、後方散乱であるが故に、物理的に受光する散乱光強度は前方散乱光強度よりもはるかに小さい。それに対し、前方散乱を用いることにより、散乱光強度は、飛躍的に増大し、故に、検査対象物の深さ、厚み等といった光軸方向の観測領域が増大する。従来、前方散乱方式は高濃度の光散乱体媒質において多重散乱光と直進光の弁別が困難とされているが、本願発明では前方散乱光の可干渉性（コヒーレンシー）を有する直進光成分のみを差動型ヘテロダイン方式で受光するため、可干渉性のある光のみが干渉し、ビジビリティの高い交流成分を有するＤｏｐｐｌｅｒ信号が得られる。前方散乱方式に加え、受光光学系にテレセントリック光学系を用いる。アパチャー径を小さくすることにより、テレセントリック光学系により受光立体角（Numerical Aperture、以下「Ｎ．Ａ．」と記すことがある）を平行光束に近い状態までに絞り込むことができ、故にＤｏｐｐｌｅｒ信号を得ることに加え、可干渉性のより優れた直進光成分のみに制限できる。故に、本願発明においては、散乱光成分を除去し、可干渉性の高い直進光成分のみ受光出来るという優位性を有する。
　更に、深度方向の各「層」毎のＤｏｐｐｌｅｒ信号を弁別するために、「傾斜フリンジ（傾斜干渉縞）」を用いることで周波数の異なる信号光を同時に受光し、周波数と深さの関係から周波数スペクトルを深度方向の各「層」の位置に置き換える。それ故に深度方向（厚み方向）へも高い空間分解能を有し、１０ｍｍ以上のテレセントリック受光光学系の深い被写界深度を数１０から数１００の数の「数１０μｍ以下の厚みの「層」として光軸方向の領域に分割し、周波数スペクトルに対応した光軸方向の成分を主走査方向、副走査方向の２次元成分に加えることにより、３次元空間に周波数スペクトルをプロットし、検査対象物の３次元画像を得ることが出来る。更に、千鳥配置の受光素子アレイ、及び、テレセントリック光学系の組み合わせにより、主走査方向の検査幅を、従来の方式に比べ各段に広くすることが可能であり、応用分野は、産業用用途以外にも医療用途、理化学分野など多岐にわたる。「傾斜フリンジ」の生成方法を図２Ａに記す。
　図２Ａは、円筒波を交差させ、「傾斜フリンジ」を形成させた場合の様子を表す模式図である。図２Ｂは、「傾斜フリンジ」を立体的に表した模式図である。可干渉性の優れたＬＤ等の光源（図示は省略）から出射したビームは、ビームスプリッタ等を用いて路差が極めて小さい２本のビームに分岐され、集光レンズ（図示は省略）に入射する。なお、光源としては、直線偏光を有するＬＤを含むレーザーが用いられてもよい。また、集光レンズとしては、ビームプロファイルがシート状に成型されたシリンドリカルレンズが用いられてもよい。シリンドリカルレンズは、収差の極めて小さい性能を有する必要がある。そのため、シリンドリカルレンズとしては、「傾斜フリンジ」の波面が円筒波や球面波から逸脱することが無いように、波面収差の極めて小さいレンズを用いる。集光レンズを出射したシート状ビーム（入射ビーム）については、ビームウエスト近傍、かつ、Ｒａｙｌｅｉｇｈレンジからほぼ外れた位置で交差させる。ビームウエスト近傍で交差させる理由は、受光強度を確保するためであり、即ち出来得る限り光パワー密度を低下させないためである。なお、シート状ビームをビームウエストから外れた位置での交差させる際は、集光レンズの受光素子アレイ側（下流側）にウェッジプリズムなどを用いて、各シート状ビームの交差角を適宜変更し、集光レンズ固有の焦点位置から外れた位置で交差させればよい。また、光源から出射したビームの分岐については、コヒーレンス長の比較的短い光源を用いる場合に必要とされるが、コヒーレンス長の長い光源を用いる場合であれば、この限りではない。
　ウェッジプリズムを用いる方法以外にも、集光レンズに入射する２分岐されたビームが集光レンズに入射する手前で、予め平行ビームから適宜非平行ビームとすれば、ビームウエストから外れた位置で交差させることでも実現可能であり、他にも各種の方法が考えられる。
　本願発明に用いる「傾斜フリンジ」の生成方法について説明する。まず、シート状ビームをビームウエスト近傍、かつ、Ｒａｙｌｅｉｇｈレンジからほぼ外れた位置で交差させることで、ビームウエストを外れた位置であり、かつ、Ｒａｙｌｅｉｇｈレンジ領域外において円筒波や球面波が形成される。また、シート状ビームが交差されると、ビームウエストを中心とするＲａｙｌｅｉｇｈレンジを超えた位置から、ビームウエストではほぼ平面波（或いは、曲率半径の非常に大きい波面）であった波面が円筒波に変わりはじめる。そして、その円筒波は、主走査方向、及び、光軸に直交する断面内で略同心円状に拡がり、「傾斜フリンジ」が形成され、その「傾斜フリンジ」により検査対象物（図示は省略）の厚み方向（光軸方向）に異なる周波数のＤｏｐｐｌｅｒ信号を得ることが可能になる。厚み方向（光軸方向）に異なる周波数信号を得ることが可能になることは、即ち、検査対象物の厚み方向の構造を弁別可能になることを意味する。
　このように、傾斜フリンジは、ビームウエスト以外で光を交差させた交差部（ビーム交差部）に、円筒波、或いは、球面波を発生させることにより形成される。ただし、傾斜フリンジは、円筒波と平面波の組み合わせ、或いは、球面波と平面波の組み合わせ、或いは、平面波、円筒波、及び、球面波以外の波面を交差させることにより形成されてもよい。
＜「層」に含まれる周波数情報と離散的フーリエ変換；ＤＦＴ：Ｄiscrete Fourier transformation＞
　図３は、本願発明の方式による信号の生成方法を簡略化して表した模式図である。図４Ａは、最小画素単位の主走査方向、副走査方向の面内を表した図である。図４Ｂは、３次元立体画像を得るための単位直方体を表した図である。図４Ａでは、最小単位を構成する１辺の主走査方向の長さをＤｒｍ、副走査方向の長さをＤｒｓとする。そのため、Ｄｒｍ×Ｄｒｓは、主走査方向、及び、副走査方向に基づく２次元の最小単位（μｍ２）を表す。なお、図４Ａの場合は、をＤｒｍ＝Ｄｒｓとしている。また、図４Ｂでは、Ｄｒｍ、及び、Ｄｒｓに加えて、最小単位を構成する１辺の被写界深度長をＤｌとすることにより、Ｄｒｍ×Ｄｒｓ×Ｄｌは、主走査方向、副走査方向、及び、被写界深度方向に基づく３次元の最小単位（μｍ３）を表す。つまり、Ｄｒｍ×Ｄｒｓ×Ｄlで表される最小単位の直方体（単位直方系）は、３次元立体画像を得るための最小単位となる。
　故に、単位直方体の体積Ｖｒ（μｍ３）はＤr×Ｄｒｓ×Ｄｌで表され、単位直方体の主走査方向に直交する断面と、副走査方向に直交する断面とに含まれる受光素子アレイが、受光テレセントリック受光光学系の被写界深度方向に沿って延びる単位直方体を観測していることになる。単位直方体は観測されるＤｏｐｐｌｅｒ信号の全周波数帯域を含んでいる。また、単位直方体内の「傾斜フリンジ」において発生するＤｏｐｐｌｅｒ信号は、仮に検査対象物がほぼ静止した状態でも、受光素子アレイが検出系の微小な振動を拾い低周波信号として出力するので、検査対象物の搬送速度に合わせたフリンジ周波数帯域にのみ信号を得るようにバンドパスフィルタを設定する。バンドパスフィルタは、後述するサンプリング定理を満足し、折り返しノイズを発生させない帯域に設定しておく。また、バンドパスフィルタは、デジタルフィルタを用いれば、搬送速度の変更や切替に対応しやすい。
　単位直方体毎に周波数解析を行う。周波数解析の方法としては、離散フ―リエ変換（Dicrete Fourier Transform、以下「ＤＦＴ」と記すことがある）や、高速フ―リエ変換（Fast Fourier Transform、以下「ＦＦＴ」と記すことがある）等の周知の方法を用いる。また、周波数解析を精度よく実行するために加え、ＤＦＴ処理条件を満足するためにも、単位直方体の主走査方向と副走査方向の断面において、単位画素よりも小さい受光素子アレイを用いる。また、このことに併せて、受光素子アレイの主走査方向において、オーバーサンプリングが実施されてもよい。また、副走査方向においては、複数のラインが設けられてもよい。図４Ａにおいては、受光素子アレイにオーバーサンプリングを実施し、かつ、副走査方向に複数ラインの受光素子アレイを設けている。
　このように、図３に示す本実施形態では、コヒーレント光源からなる光源１０１から射出する光が、集光光学系１０２により集光される。このとき、集光光学系１０２は、光源１０１からの光を２分岐し、分岐した光を交差させて交差部（ビーム交差部）を形成させ、該交差部において、光源１０１からの光の光軸に対し傾斜する傾斜フリンジを形成させる。具体的には、ビームスプリッタ１２１により２分岐された光が、集光レンズとしてのシリンドリカルレンズ１２２によりそれぞれ集光される際、ウェッジプリズム１２３により角度が変更されて交差部で交差する。ウェッジプリズム１２３は、光源１０１からの光の光軸を含む平面に直交する方向にパワーを有する光学素子の一例であり、シリンドリカルレンズ１２２の固有の焦点位置以外の前記光軸上の位置で光を交差させることにより交差部を形成させる。
　傾斜フリンジにおいて発生する前方散乱光、或いは、後方散乱光のうち、直進光成分が受光光学系１０３に入射し、該受光光学系１０３に含まれる受光素子アレイ１３１の各受光素子により受光される。受光光学系１０３は、散乱光成分を含まないＤｏｐｐｌｅｒ信号を受光光学系１０３の焦点位置に配置した受光素子により受光する。受光素子アレイ１３１の各受光素子は、光源１０１からの光の光軸に直交する方向に配列されることにより、１列のアレイ状に配置されている。
　本実施形態では、受光光学系１０３にテレセントリック受光光学系が含まれる。テレセントリック受光光学系は、両側テレセントリック光学系でもよいし、片側テレセントリック光学系でもよい。この例では、２つの受光レンズ１３２の間にアパチャー１３３が配置された両側テレセントリック光学系が用いられている。
　次に、具体的な処理方法について説明する。本実施形態では、受光素子が出力した信号をＡ／Ｄ変換した後の信号から、ＤＦＴ（ＦＦＴ）処理を用いて周波数スペクトルを求める。その際、傾斜フリンジに含まれる単位直方体が形成される。単位直方体は、主走査方向並びに副走査方向の複数の受光素子、並びに、被写界深度内の全ての「層」を含む。受光素子が出力した信号をＡ／Ｄ変換した後のデジタル信号にデジタルフィルタを掛け、Ｄｏｐｐｌｅｒ信号のみの帯域に制限した信号としてもよい。ＤＦＴ（ＦＦＴ）処理を実行するために、Ｎ個のデータを用いるとする。解像度を考慮し、３次元の構造を構成する最小単位の画素を検査対象物の任意の位置が副走査方向に向かって通過する際に、最小単位の画素に滞在する時間内にＮ個のデータを取得する。
　まず、搬送速度をＶｃとする。また、受光素子アレイ１３１は、矩形形状の画素とし、受光素子のサイズは、主走査方向の長さをＰｓｍ、副走査方向の長さをＰｓｓとする。故に、副走査方向にＰｓｓの距離を通過するのに要する時間はＰｓs／Ｖｃとなり、周波数では、Ｖｃ／Ｐｓs（Ｈz）になる。今、受光素子アレイ１３１が１ラインＮｓ画素の素子からなり、ラインレートをＬr（Ｈｚ）、オーバーサンプリング数をＮｏｓ、最小単位の画素に含まれる受光素子アレイ１３１の画素の主走査方向の数をＮｍｒ（＝Ｎ／Ｎｏｓ）、副走査方向の受光素子アレイ１４１のライン数をＮｓｌとすれば、Ｎ個のデータによってＤＦＴを実行するためには、Ｎ＝Ｎｏｓ×Ｎｍｒ×Ｎｓｌ（図４ＡではＮｍｒ＝Ｎｓｌとしている）を満足することが必要である。より具体的には、サンプリング数Ｎは、単位直方体に含まれる受光素子から出力され、Ａ／Ｄ変換された後のデジタル信号の自然数から成る総数であり、２のべき乗を満足する。Ｎｏｓは、受光素子の読取ラインのオーバーサンプリング数である。Ｎｍｒは、主走査方向における単位直方体に含まれる受光素子の数である。Ｎｓｌは、副走査方向における単位直方体に含まれる受光素子の数又はライン数である。総数Ｎ個のデータについてＤＦＴ（ＦＦＴ）処理を実行すれば、単位直方体における深度方向（光軸方向）の周波数スペクトルを求めることができる。同時に、周波数スペクトルは、各「層」と対応付けられている。そして、該周波数スペクトルを検査対象物の深さ方向における任意の位置の濃度に置き換えることができる。隣あった「層」の周波数同士が分離可能になるようにＤＦＴ（ＦＦＴ）処理におけるサンプリング数Ｎが決定される。
　単位直方体の体積について、Ｎ個のＤＦＴ（ＦＦＴ）処理を検討する。時間領域のＮ個の離散データ(ｄ0, ｄ1, ..., ｄN-1)から周波数領域へのＮ個の離散データ (Ｄ0, Ｄ1, ..., ＤＡN-1)への変換は、下記式（１）、（２）を用いて行われる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
　故に、受光素子アレイ１３１から時間分割されたＮ個のデータは、周波数領域へのＮ個の分割されたデータに変換される。この周波数領域に分割されたＮ個のデータが周波数スペクトルである。全周波数スペクトルは、周波数分解能で分割されたデータを各「層」の周波数に変換する元データとなる。
　単位直方体の体積Ｖｒの断面積ＳｒはＳｒ＝Ｄrｍ×Ｄｒｓである。受光素子アレイ１３１の主走査方向の長さをＰsｍ、副走査方向の長さをＰｓｍとしたので、受光素子面積Ｓｐは、Ｓｐ＝Ｐsｍ×Ｐｓｍである。画素サイズで単位直方体断面積Ｓｒを除算することで、単位直方体の断面積Ｓｒに含まれる受光素子の数Ｎｓが求められる。即ち、Ｎｓ＝Ｎｍｒ×Ｎｓｌである。
　ＤＦＴに必要なＮ個の数よりもＮｓが小さい場合、つまり、Ｎ＞Ｎｓの場合では、ＮはＮｓに２のべき乗を掛けた数でなければならず、即ち、Ｎ＝Ｎｓ×２ｍ（ｍ：２以上の自然数）であり、この条件でＮ、Ｎｓを調整し、かつ、オーバーサンプリング数ＮｏｓとＮｓとを乗算する。故に、Ｎ＝Ｎｏｓ×Ｎｓである。或いは、Ｎｏｓ＝Ｎ／Ｎｓである。
　測定の正確さについては、「傾斜フリンジ」から得た信号の周波数を正確に測定することが重要になる。即ち信号のビジビリティ（直流成分に対する交流成分の比）を高めることが必要である。故に、上述したようにフリンジ間隔よりも受光素子アレイ１３１の素子サイズを小さくした方が好ましい。すなわち、受光素子の副走査方向のサイズが傾斜フリンジにおけるフリンジ間隔よりも小さいサイズであってもよい。或いは、受光素子アレイ１３１の副走査方向のサイズが傾斜フリンジにおけるフリンジ間隔よりも小さいサイズであってもよい。勿論、Ｄｏｐｐｌｅｒ信号のビジビリティは劣化するが、フリンジ間隔よりも若干大きくとも信号検出は出来る。しかしながら、フリンジ間隔を超え数本のフリンジ間隔のサイズになると、もはやフリンジとして識別できなくなる。つまり、交流成分が検出できなくなり、直流成分のみが検出される。そのため、最小単位の画素サイズ、受光素子アレイ１３１の画素サイズ、搬送速度、走査周波数、検出速度、信号の質（Ｓ／Ｎやビジビリティ）、ＤＦＴ（ＦＦＴ）処理数、即ち、３次元画像を構築する場合の解像度や鮮鋭度などを勘案して決める。
　図４Ｂでは、ＤＦＴ（ＦＦＴ）処理を実行する際の検査対象物における「層」を形成し、３次元の画像を得るときの単位直方体と１つの「層」との関係を示す。１つの「層」の深さについては、基本的には、単位直方体の断面の主走査方向、又は、副走査方向の何れかの長さで単位直方体の長さを割った数が「層」数となる。「層」数は、周波数分解能で全周波数帯域を除算することで得られる数を用いて、被写界深度を除算することでも算出される。
　図５は、差動型ヘテロダイン検出方式において観測されるＤｏｐｐｌａｅｒ信号のビジビリティの模式図である。ビジビリティが良好であれば、図５（Ａ）の信号になり、ビジビリティが劣化すれば、図５（Ｂ）の信号になる。図５（Ｂ）は、図５（Ａ）に比べて、交流成分の振幅が小さくなっていることが分かる。交流成分の振幅が小さくなれば、Ｄｏｐｐｌａｅｒ信号の強度が小さくなり、Ｓ／Ｎが劣化する。
　図６Ａは、受光素子アレイ１３１の一つが得た周波数スペクトルを示した図である。図６Ｂは、図６Ａのスペクトルを周波数分解能Δｆ毎に切り出して離散的スペクトルにした場合の模式図である。図６Ａに、取得した或る一つの「層」の周波数スペクトルを示す。該周波数スペクトルは、少なくとも「層」の数よりも分解能の高い離散的なスペクトルである。また、図６Ｂは図６Ａの周波数スペクトルを「層」毎に平均化するか、或いは、間引いて、「層」の数に合致させた離散的スペクトルである。該スペクトルから、透過率の減衰に応じた各「層」の濃度に変換し、「層」の位置と受光素子アレイ１３１の２次元データと組み合わせれば、検査対象物の３次元のデータの一つが得られる。
　このように、本実施形態では、傾斜フリンジにより発生したＤｏｐｐｌｅｒ信号の周波数を任意の「層」に分解し、かつ、各「層」から発生するＤｏｐｐｌｅｒ信号の周波数を前記「層」に対応させ、検査対象物の光軸方向に沿って区分された各「層」の濃度或いは透過率を検出する。受光素子アレイ１３１の長手方向が主走査方向である。また、主走査方向と光源１０１からの光の光軸とに直交する副走査方向は、検査対象物の搬送方向である。本実施形態では、主走査方向と副走査方向並びに各「層」によって区分された光軸方向の任意の位置で検出した信号から３次元データを構成する。
＜光信号強度の補正＞
　検査対象物は、光散乱性、及び、等方性を有する媒質とする。本願発明では、散乱光の直進光成分のみを受光素子アレイ１３１で検出するため、どの場合も光路長は同様となる。また、検査対象物の各「層」に入射し、散乱された任意の光の減衰の程度については、同様である。故に、前記の複数の濃度の異なる等方的媒質を基準媒質とし、予め前記複数の基準媒質により測定を実施し、各「層」における光減衰の度合いを補正値テーブルとしてメモリに記憶させておき、実際の検査媒質に応じた補正値テーブルを用いて、各検査対象物の各「層」における減衰率に応じた補正を実施し、各「層」における実際の濃度、或いは、透過率を求める。また、このとき、予め複数の基準媒質の各「層」のＤｏｐｐｌｅｒ信号を離散フーリエ変換して得た光減衰率を用いて、検査対象物の各「層」の離散フーリエ変換により得たスペクトル強度を補正してもよい。
　図７は、検査対象物中を直進する検査対象物の光軸方向における散乱光強度を比較した模式図である。受光した信号を周波数スペクトルに変換した際に、その強度については、ビームが照射され光散乱が発生した所定の位置における「傾斜フリンジ」のフリンジ間隔の拡がりによるパワー密度に対して補正すればよい。「傾斜フリンジ」による光ビームの拡がりは、「傾斜フリンジ」を形成するビームのパワー密度に逆比例する。つまり、「傾斜フリンジ」のフリンジ間隔が狭くなるにつれて、ビームのパワー密度が高くなり、広くなるにつれて、パワー密度が低くなる。この比は、検出される周波数（検出周波数）の比にも等しい。パワー密度の補正には、検出周波数が用いられてもよい。この場合は、シートビームを形成する光学系であることから、周波数の最大値を最小値で除算することで補正してもよい。
　ビームウエストより下流側に「傾斜フリンジ」を形成させる場合は、検査対象物における受光光学系側のフリンジ周波数は、最小のフリンジ周波数である最小フリンジ周波数となる。最小のフリンジの間隔、即ち、最大のフリンジ周波数である最大フリンジ周波数の周波数スペクトル強度Ｉ（Ｆfmax）を基準とした場合、各「層」で切り取って得られたスペクトル強度については、周波数をｆ(fc)としてスペクトル強度Ｉｃを（ｆ（Ｆf(max))／ｆ（Ｆfc））倍すればよく、故にＩc＝Ｉc・（ｆ（Ｆf(max))／ｆ（Ｆfc））となる。補正された周波数スペクトル強度が所謂各「層」における濃度、又は、透過率となる。また、「傾斜フリンジ」をビームウエストの光源側（上流側）に形成させる場合は、「傾斜フリンジ」をビームウエストの下流側に形成させる場合とは逆に、下流側のフリンジ周波数が大きくなる。
＜傾斜フリンジの生成方法＞
　図８Ａ、及び、図８Ｂは、ビームがビームウエストのＲａｙｌｅｉｇｈレンジの外側で交差することで形成されるビーム交差部の様子を表す模式図である。また、図８Ａは、ビームウエストの下流側（焦点位置より受光素子アレイ１３１側）にビーム交差部が位置している様子を表した図である。図８Ｂは、ビームウエストの上流側（焦点位置より光源１０１側）にビーム交差部が位置している様子を表した図である。各図の太い実線で囲んだ箇所がビーム交差部に対応する領域（交差領域）である。交差領域に形成される「傾斜フリンジ」は、各「層」で異なる周波数のＤｏｐｐｌｅｒ信号を生成する。
　図９Ａは、図８Ａに「層」を加えた図である。図９Ｂは、図８Ｂに「層」を加えた図である。また、図９Ａ、及び、図９Ｂは、ビーム交差部と「層」との位置関係を示す。図８Ａ、及び、図８Ｂに示したような交差領域に、「傾斜フリンジ」が並んでいる。そして、その本数は、１組のビームウエスト同士の光軸を挟んだ距離、波長、及び、ビームウエストから「傾斜フリンジ」までの距離に基づいて決まる。受光レンズ１３２側の受光素子アレイ１３１の視野（被写界領域）は図８Ａ、及び、図８Ｂに示したビーム交差部の幅よりも狭い。本願発明のテレセントリック受光光学系を経て、単位直方体の主走査方向と副走査方向の断面に含まれる受光素子アレイ１３１に投影される面積が受光する「傾斜フリンジ」の本数は、数本程度である。
　前述した円筒波や球面波がビームウエストのＲａｙｌｅｉｇｈレンジを外れた位置で交差し、「傾斜フリンジ」が形成され、光軸方向の「層」の位置によってフリンジ間隔が変化する様子を、「層」も含め、改めて図１０Ａ、及び、図１０Ｂに示す。図１０Ａは、円筒波や球面波がビームウエストを外れた位置で交差し、「傾斜フリンジ」が形成され、光軸方向の「層」の位置によってフリンジ間隔が変化する様子を「層」も含めて表し、ビームウエストよりも下流（受光素子側）に位置する場合を示した図である。図１０Ｂは、円筒波や球面波がビームウエストを外れた位置で交差し、「傾斜フリンジ」が形成され、光軸方向の「層」の位置によってフリンジ間隔が変化する様子を「層」も含めて表し、ビームウエストよりも上流（光源側）に位置する場合を示した図である。
＜「傾斜フリンジ」のフリンジ間隔＞
　上述したように、略同心円状の波面が交差すれば、Ｙｏｕｎｇの２重スリット実験の回折・干渉パターンのようにフリンジがビームウエストから離れるに従い略同心円状に拡がってゆく。「傾斜フリンジ」におけるフリンジ間隔ＤＦについては、ビームウエストを開口部と考え、２つのシート状ビームウエスト同士の副走査方向における間隔をＤｂｗ、光源波長をλ、シートビームウエストから一番近い交差部までの距離をＬｂｎとし、一番遠い交差部までの距離をＬｂｆとする。
　まず、ビームウエストの径Ｄｂｗについては、収束レンズの焦点距離をｆ、収束レンズへの入射ビーム径をＤｂｉとして、下記式（３）よりＤｂｗを求める。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
 　また、収束したビームの拡がり角（半角）θdは、下記式（４）より求められる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
　Ｙｏｕｎｇの回折実験においてよく知られているフリンジ間隔を求める式については、ビームウエストを２つの開口部の間隔とし、ビームウエストの間隔（ビームウエスト間隔）をＷｂとすると、フリンジ間隔ＤＦが、下記式（５）より求まる。尚、Ｌは、ビームウエストからの距離である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
　また、式（５）に関し、ビーム交差部におけるシートビームのビームウエストから最も近い位置までの距離をＬｂｎとし、一番遠い位置までの距離をＬｂｆとすると、ビームウエストから一番近い位置にある「傾斜フリンジ」のフリンジ間隔ＤＦｎが下記式（６）より求まり、一番遠いフリンジ間隔をＤＦｆが下記式（７）より求まる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
＜ガウシアンビームの波面＞
　フリンジを形成するシートビーム交差部の波面について以下に述べる。ガウシアンビームの光軸方向(Ｚ方向)のにおけるビーム径Ｗ（Ｚ）は、下記式（８）より求まる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000008
 　ここで、Ｗ０はビームウエスト半径であり、ＺｒはＲａｙｌｅｉｇｈレンジであり、Ｒａｙｌｅｉｇｈレンジについては、下記式（９）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000009
　一方、波面の光軸方向Ｚにおける曲率半径Ｒ（Ｚ）については、下記式（１０）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000010
 　例えば、ビームウエスト半径Ｗ０＝１５μｍの場合は、ＲａｙｌｅｉｇｈレンジがＺｒ＝８８４μｍである。また、この場合、各々のガウシアンビームの曲率半径Ｒｇは、Ｒｇ（Ｚ＝４．７ｍｍ）＝４．８７ｍｍ、Ｒｇ（Ｚ＝１４．７ｍｍ）＝１４．８５ｍｍである。つまり、この場合、曲率半径Ｒｇの誤差は３．５％未満の差に収まる。この誤差は、必要に応じて、周波数検出時に各位置で補正すればよい。要は、各「層」において、周波数と検査対象物の厚み方向の位置と検出した周波数との間に対応が取れればよい。また、検査基準媒質にてキャリブレーションをすることは重要である。代表的な誘電体球状粒子にシリコーン粒子があり、該シリコーン粒子は、ほぼ真球粒子（粒径数μｍ～１０数μｍ）が製品化されている。また、該シリコーン粒子を一定濃度でＰＭＭＡ中に分散させたシート材は市販されている。該シートを検査基準媒質に用いることが出来る。屈折率は、生体に固有の屈折率の範囲（１．３５～１．６）に収まっている。
　「傾斜フリンジ」の測定部の光軸方向の長さは、テレセントリック受光光学系の被写界深度以上あればよく、また、測定部の幅は、前記単位直方体の主走査方向と副走査方向の断面の副走査方向の視野寸法以上であればよい。テレセントリック受光光学系が、等倍光学系で、焦点距離ｆ＝５０ｍｍの場合は、アパチャー径を１ｍｍ程度とすれば、被写界深度、及び、焦点深度については、約１０ｍｍとなりえる。被写界深度、及び、焦点深度は光学系自身を大きくすれば深くなる。テレセントリック受光光学系については、縮小光学系としてもよい。例えば、ｆ＝５０ｍｍの受光レンズに代えて、検査対象物側のｆ＝５００ｍｍの受光レンズを用いる場合、元のｆ＝５０ｍｍで用いたアパチャーの径を変更しなければ、幾何光学的Ｎ．Ａ．が１／１０になる。この場合、１００ｍｍの被写界深度が得られる。例えば生鮮野菜、果物、生魚、パック入りの各種食材などは、焦点距離を長くすれば、原理的に内部の構造の欠陥や異物の混入などの検査が可能になる。但し、テレセントリック受光光学系の物体側のレンズのＮＡが小さくなるので、ｆ＝５０ｍｍ、ｆ＝５００ｍｍでは、立体角比で検討すると、１００倍光量を増大させる必要がある。
＜光減衰のＬａｍｂｅｒｔ－Ｂｅｅｒの法則による補正の詳細＞
　検査対象物が厚みのある光散乱性媒体である場合、光減衰が問題となる。本願発明において、前方散乱受光方式は、後方散乱受光方式に比べ、高い受光強度が得られる。生体内の散乱は、粒子径に置き換えると、サイズが数μｍから数１０μｍの範囲とされ、この範囲においてＭｉｅ散乱が支配的である。但し、多重散乱であるため、光減衰はＬａｍｂｅｒｔ－Ｂｅｅｒの法則に従う。
　平行光束を光散乱性、及び、等方性を有する媒体に入射させた場合の透過率Ｔは、Lambert－Beerの法則に基づく下記式（１１）より求まる。なお、式（１１）におけるｘは距離、Ｉ０は入射光強度、Ｉは出射光強度、ρは減衰定数である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000011
　生体において、光源波長λが８００ｎｍ程度では、減衰定数ρがおおよそ０．１－１～１ｍｍ－１とされる。故に、１ｍｍ程度の厚みの媒体を用いた場合、出射光強度Ｉは、入射光強度Ｉ０のｅ－１に減衰する。仮に１００分の１の出射光強度が減衰する厚みまで検出可能であり、ρ＝０．１－１であるとすると、許容測定深さＤaは、４５ｍｍ程度となる。また、ρ＝１ｍｍ－１の場合では、許容測定深さＤaは、４．５ｍｍ程度となる。
　図１１Ａは、粒子径５μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。図１１Ｂは、粒子径１０μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。図１１Ｃは、粒子径１５μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。図１１Ｄは、粒子径２０μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。図１１Ｅは、粒子径２５μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。図１１Ｆは、粒子径３０μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。図１１Ｇは粒子径０．０５μｍの場合のＭｉｅ散乱光強度を全方位角方向の強度で表した図である。図１１Ａ～図１１Ｆでは、球状粒子による方位角に対するＭｉｅ散乱強度を示す。生体を屈折率の観点から主に細胞質、細胞壁、及び、細胞膜等からなるものと考え、波長λを８００ｎｍ、細胞質の相対屈折率Ｎを１．３５、細胞壁の相対屈折率Ｎ´を１．４６～１．６とする。なお、細胞壁の相対屈折率Ｎ´については、代表的に１．４６、又は、１．６として計算している。ＯＣＴにおいては、Ｍｉｅ散乱の領域のサイズを５μｍ～２５μｍとする。
　ただし、Ｍｉｅ散乱については、非常に多くの粒子による散乱である多粒子系の散乱であるため、Ｍｉｅ散乱光強度そのもので生体を表すことは難しい。そのため、散乱光の減衰に対しては、Ｌａｍｂｅｒｔ－Ｂｅｅｒの法則で説明するのが好ましい。一方で、一つ一つの光散乱は、Ｍｉｅ散乱、又は、Ｒａｙｌｅｇｈ散乱であることに変わりはない。本願発明においては、ほぼ直進光成分を受光するため、散乱光強度分布をＭｉｅ理論によるものとして扱い、減衰率については、Ｌａｍｂｅｒｔ－Ｂｅｅｒの法則に従うものとする。
　図１１Ａにおいて縦軸は、粒子径を５μｍ、波長λを８００ｎｍとした場合の相対屈折率に対応する散乱光強度である。横軸は、方位角である。また、図１１Ａにおいて、太い実線で囲まれる領域については、後方散乱領域に対応し、それ以外の領域については、前方散乱領域に対応する（本願発明では、側方散乱領域（９０°方向散乱）は無視している）。前方散乱と後方散乱との光強度を、受光立体角Ｎ．Ａ．を０．０２としたうえで比較すると、１０３以上の散乱光強度の比となる大きな差がある。この差は、Ｍｉｅ散乱領域に特有の微細構造（振動現象）はあるものの、粒子径が大きくなるほど顕著になる。図１１Ｅに示すように粒子径が２５μｍの場合では、１０４以上の比となる更に大きな差を生じる。つまり、前方散乱受光方式を採用できる透過型光学系の場合は、後方散乱型よりも受光量が多い。図１１Ｇでは、波長λを０．８５μｍ、粒子径を０．０５μｍ、細胞質の相対屈折率Ｎを１．３５、細胞壁の相対屈折率Ｎ´を１．６とした場合における方位角方向の散乱光強度を示す。図１１Ｇに示すように、粒子径を０．０５μｍとした場合では前方散乱と後方散乱に差が無いことが分かる。
　前方散乱光受光方式においては、後方散乱光受光方式において検査対象物となりえない物体、具体的には、閾値以上の厚みを有する物体、言い換えると、閾値以上の深さを有する物体が検査対象物となりえる。その旨を以下に示す。下記式（１２）は、上記式（１１）において受光される散乱光の強度をＭ倍まで高めた形に変更したものである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000012
 　Ｍ＝１０３であって、１００分の１への減衰が測定限界であるとすると、距離ｘは、１１．５ｍｍ程度である。また、Ｍ＝１０４の場合では、距離ｘは、１４ｍｍ程度となり、後方散乱型の２倍以上の厚みを有する検査対象物の測定が可能になる。
　図１２は、テレセントリック受光光学系の受光立体角ＮＡを０．０２としたときの前方散乱光と後方散乱光の受光強度比を粒子径別に相対値で示した図である。図１２によれば、前方散乱光の強度が、後方散乱光の強度の１００倍程度～１０００倍程度あることが分かる。
　図１３Ａは、Ｌａｍｂｅｒｔ－Ｂｅｅｒの法則において減衰係数、吸収係数などを代表させ、ρで表した場合のρ＝１－１の減衰率を示す。図１３Ｂは、Ｌａｍｂｅｒｔ－Ｂｅｅｒの法則において減衰係数、吸収係数などを代表させ、ρで表した場合のρ＝０．１－１の減衰率を示す。また、図１３Ａは、上記式（１２）のＭに１０３を代入して減衰率を求めた結果を示し、図１３Ｂは、上記式（１２）のＭに１０４を代入して減衰率を求めた結果を示す。図１３Ａ、及び、図１３Ｂにおいて、太い実線で１０－２に減衰する箇所を示した。前方散乱光受光方式が後方散乱光受光方式に比べ２～３倍の厚みまで許容測定範囲があることが分かる。
　図１４Ａは、差動型「傾斜フリンジ」を採用した前方散乱光受光方式と後方散乱光受光方式の例を主走査方向断面視にて示し、前方散乱光受光方式のみを表した図である。図１４Ｂは、差動型「傾斜フリンジ」を採用した前方散乱光受光方式と後方散乱光受光方式の例を主走査方向断面視にて示し、光軸上に前方散乱及び後方散乱の両受光系を配置した図である。図１４Ｃは、差動型「傾斜フリンジ」を採用した前方散乱光受光方式と後方散乱光受光方式の例を主走査方向断面視にて示し、光軸上に前方散乱受光系を配置し、後方散乱受光系は光軸を外して配置した図である。
　なお、図１４Ｂに示すように、前方散乱受光方式に後方散乱受光方式を含める場合は、集光レンズであるシリンドリカルレンズ１２２を分割して配置することで、後方散乱光受光方式に関しても前方散乱光受光方式に関しても光軸上への受光素子アレイ１３１の配置を可能とする。また、前方散乱受光方式に後方散乱受光方式を含める場合は、散乱光の受光を可能とするため、後方散乱光が受光レンズ系のＮ．Ａ．と受光素子アレイ１３１の長さを満足するような開口部をシリンドリカルレンズ１２２に設けてもよい。
　また、図１４Ｃは、図１４Ｂの前方散乱受光方式と後方散乱受光方式の変形例であり、分岐したビームの光路を遮らないようにシリンドリカルレンズ１２２の下流側にプリズム１２４を配置し、光軸を折り曲げた後方散乱受光方式である。
＜光学系＞
　図１５に「傾斜フリンジ」を形成する集光光学系１０２と「傾斜フリンジ」から発生した散乱光を受光する受光光学系１０３と受光素子アレイ１３１を１組とした光学系を示す。つまり、図１５は、１組の前方散乱受光方式（傾斜フリンジ形成光学系とテレセトリック受光光学系）を表した図である。テレセントリック受光光学系としては、被写界深度をより深く出来る両側テレセントリック光学系が好ましい。
　受光素子アレイ１３１は「傾斜フリンジ」で散乱された前方散乱光を各画素で主走査方向に沿って受光する。即ち、「傾斜フリンジ」の光軸方向の周波数の異なる信号を、設定された蓄積時間内で、受光素子アレイ１３１の各画素が受光する。周波数解析を実行するためには、時間軸方向にずれた周波数分解能で位相をずらした信号を取り込み、かつ、ＤＦＴ（ＦＦＴ）処理を実行するためのデータが必要になる。故に、受光素子アレイ１３１を最小のフリンジ間隔よりも小さくし、かつ、単位直方体を定義する。前記の単位直方体は、受光素子アレイ１３１が複数集合して該受光素子アレイ１３１の主走査方向と副走査方向の画素面を底辺とした直方体が構成単位となる周波数分解能を満足する最小単位の直方体である。そして時間軸方向にずれた複数のデータに対しＤＦＴ（ＦＦＴ）処理を実行し、単位直方体に含まれる周波数スペクトルを求める。
　周波数スペクトルを求める一連の処理を主走査方向と副走査方向の全体にわたり実行すれば、図１４Ａ、図１４Ｂ、及び、図１４Ｃに示した光学系により、「傾斜フリンジ」部の主走査方向の長さ及び副走査方向に移動した長さ分であり、かつ、受光光学系１０３の被写界深度分の深さと同じ長さのすべての「層」を含む単位直方体について、１組の３次元の情報が得られる。
＜他のフリンジ間隔変更方法＞
　前記の「傾斜フリンジ」方式以外にも、深度方向にフリンジ間隔を変更する手段はある。図１６は、平面波ビームと円筒波ビームを交差させてフリンジ間隔を変更した例である。図１６に示すフリンジは、平面波と円筒波を加えて作成されたものである。図１６に示すフリンジは、光軸方向に楕円状に拡がっている。楕円状のフリンジは、受光素子方向に向かうにつれて拡がるため、フリンジ間隔が光軸方向に変化している。そのため、深度方向において、周波数の異なるＤｏｐｐｌｅｒ信号を得ることが可能になる。つまり、検査対象物の厚み方向（深さ方向）の情報を得ることが出来る。
　楕円状のフリンジは、Ｒａｙｌｅｉｇｈレンジ内に発生する略平面波と、ビームウエスト並びにＲａｙｌｅｉｇｈレンジ外に発生する円筒波とを交差させることで、形成する。例えば、７０μｍのビームウエストの径を有するビームのＲａｙｌｅｉｇｈレンジは、約１０ｍｍである。このビームと円筒波発生用のビームとでは、ビームウエストの径が異なり、ビームウエストの径Ｄｂｗは、Ｄｂｗ＝３０μｍにする。また、円筒波発生用のビームのウエスト位置をビーム交差部より光源１０１側に位置させることで、平面波に交差する手前にＲａｙｌｅｉｇｈレンジを位置させる。円筒波発生用のビームのＲａｙｌｅｉｇｈレンジは、約８８４μｍである。
　このように、ビームのウエストの位置等が決まると、確実に円筒波と平面波が交差する。平面波発生用ビームが７０μｍから９９μｍの径であることに対し、円筒波発生用ビームは、１０ｍｍの深度で７０μｍから３４０μｍの径である。円筒波発生用ビームは、平面波発生用ビームと比べ３倍程度拡がる。そのため、円筒波発生用ビームについては、１／１０倍程度パワー密度は低下するが、平面波発生用のビームによって一定程度パワーが補われる。
　光軸方向へのフリンジ間隔の変更方法としては、レンズの球面収差を用いる方法を用いてもよい。図１７は、歪ませた波面を交差させてフリンジ間隔を変更した例である。図１７に示すように、波面を平面波から歪ませることで、歪む波面同士を交差させて光軸方向に変化させることが出来る。
＜フリンジ間隔の測定＞
　「傾斜フリンジ」の光軸方向における受光光学系１０３の被写界深度内の各「層」の光軸方向の位置におけるＤｏｐｐｌｅｒ信号の検出周波数について、予め求めておく。補正方法を以下に記す。
　本願発明では、ターンテーブルの駆動モータにステッピングモータを用い、マイクロステップで駆動し、精密にコントロールする。タングステンワイヤーなどの数μｍの細線に加工可能な常磁性或いは非磁性の金属ワイヤーを、回転対象の形状を有する金具に張りつけターンテーブル上に固定し、金具を回転体中心に配置する。精密に回転角度を制御し、フリンジを横切るように回転させてＤｏｐｐｌｅｒ信号を得て、回転速度と観測周波数の関係からフリンジ間隔を求める。
　また、「傾斜フリンジ」のフリンジ間隔を求めるため、ターンテーブル自身を光軸方向に移動して、回転速度と観測した周波数の関係から「傾斜フリンジ」の各「層」におけるフリンジ間隔を求めればよい。この場合は、後方散乱光のＤｏｐｐｌｅｒ信号を検出することになる。
　或いは、副走査方向に移動するステージにおいて平行度のよいガラス基板に金属ワイヤーを張り、主走査方向に一定速度で（往復）移動させて、「傾斜フリンジ」を横切らせてＤｏｐｐｌｅｒ信号を測定し、該Ｄｏｐｐｌｅｒ信号の周波数からフリンジ間隔を求めてもよい。また或いは、上記ガラス基板上に半導体蒸着技術で細線を形成したものを、ステージに載置固定し、主走査方向と副走査方向に（往復）移動させ、Ｄｏｐｐｌｅｒ信号を検出して各「層」におけるフリンジ間隔を求めることも可能である。前方散乱光を受光する場合は、平板に開口部を設け、前記の金属ワイヤーを張り、前記の往復運動をするステージに載せ、前方散乱光のＤｏｐｐｌｅｒ信号を検出すればよい。
　このようにして、予めフリンジ間隔程度の細い金属ワイヤーや蒸着した細線からＤｏｐｐｌｅｒ信号を検出し、「傾斜フリンジ」の各「層」におけるフリンジ間隔を求め、後述する単位直方体から得られる周波数スペクトルと検査対象物の各「層」における濃度（透過率）を求める。そして、被写界深度内の任意の位置における濃度(透過率)と、主走査方向及び副走査方向の任意の位置（座標）とを組み合わせ、３次元の座標における濃度（透過率）を３次元空間にプロットすることにより、検査対象物の３次元画像を得る。
　このように、本実施形態では、「傾斜フリンジ」の形成領域において、主走査方向並びに副走査方向において複数の受光素子を画素単位とし、該画素単位と「傾斜フリンジ」の形成領域における光軸方向の「層」の数とからなる直方体を単位直方体として、該単位直方体内の「傾斜フリンジ」において発生するＤｏｐｐｌｅｒ信号から、ＤＦＴ（ＦＦＴ）処理によって単位直方体に含まれる各「層」の周波数スペクトルが求められる。そして、該周波数スペクトルに基づき、ビーム交差部における検査対象物の主走査方向、副走査方向及び光軸方向の各座標の濃度或いは透過率が算出され、これらの３次元の座標値により、３次元断層像が求められる。
　図１８に、図１５に示した光学系を基本単位として、主走査方向に複数配置した光学系を示す。図１５の光学系の受光素子アレイ１３１の長さは、約１４ｍｍ程度であり、幅の広い検査対象物には、複数の光学系を配置して対応すればよい。例えば、３００ｍｍの主走査方向の長さを必要とする検査対象物には、１対の集光光学系１０２と受光光学系１０３を２１組千鳥配置して、互いの光学系の主走査方向に並ぶ各受光素アレイ１３１の端部にオーバーラップ部を設けて全読み取り幅を確保すればよい。更に幅が広い検査対象物にも千鳥配置の光学系の数を増せば済み、工場のラインへの対応も可能である。また、医療検査分野、理化学分野、分析機器などへの対応も十分可能である。
　各光学系の光源１０１は、読取ラインＬに平行に並べて配置され、各光源１０１の光軸は、各受光レンズ１３２の光軸と略一致している。各光源１０１を射出した光はコリメーション後に分岐される。各集光光学系１０２は、副走査方向に略直交する方向に傾斜フリンジを形成するように副走査方向にのみパワーを有するシリンドリカルレンズ１２２と、該シリンドリカルレンズ１２２の固有の焦点以外の位置で交差部を形成するように、分岐した各光を別々に副走査方向に対して傾斜させるウェッジプリズム１２３とを備える。集光光学系１０２と受光光学系１０３が対を成して、主走査方向に沿って交互に千鳥状に配置されている。
＜フリンジ間隔と屈折率＞
　検査対象物には固有の屈折率がある。本願発明では、入射角が極めて小さい場合の近軸光学の適用範囲に相当するので、前記近軸光学の範囲で検討する。まず、検査対象物に入射した光線の屈折角θ´は、入射角θに対し小さくなる。また、波長については、屈折率Ｎ´の媒質中の波長をλ´とすると、波長λ´＝λ／Ｎ´と短くなる。λは真空中（空気中）の波長である。一方、ビームウエスト間隔Ｗｂ´は、屈折角θ´が小さくなった分、真空中（空気中）におけるビームウエスト間隔Ｗｂより狭くなり、Ｗｂ´＝Ｗｂ／Ｎ´となる。故に「傾斜フリンジ」のフリンジ間隔は、ＤＦ＝Ｌ・λ´／Ｗｂ´＝Ｌ・（λ／Ｎ´）／（Ｗｂ／Ｎ´）となり、結局、「傾斜フリンジ」のフリンジ間隔ＤＦは、空気中のフリンジ間隔であるＤＦ＝Ｌ・λ／Ｗｂとしてよい。但し、Ｌ＝Ｌ´と設定した場合であるので、検査対象物内部では、Ｌ´＝Ｌ・Ｎ´分の伸びを考慮して、「層」の位置や受光光学系の被写界深度の位置を決定する。伸びは、検査対象物サンプルを用いて補正してもよい。
＜ＤＦＴ（ＦＦＴ）処理＞
　サンプリング回数Ｎとサンプリング周波数ｆnは、周波数分解能をΔｆとすれば、下記式（１３）の関係がある。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000013
 　式（１３）からＮを求めることが出来、フリンジ周波数の最大値ｆ（fmax）により式（１２）からＮ＝Ｎ（ｆ(fmax)）を求める。この周波数は、更にサンプリング定理の制限を受けるが、それについては後述する。
　次に、取得した信号に対して前記単位直方体毎にＤＦＴ（ＦＦＴ）処理を実行する。ＤＦＴ（ＦＦＴ）処理されたＤｏｐｐｌｅｒ信号は、周波数スペクトルになり、予め設定した各「層」が含まれる周波数範囲毎に分別して、スペクトルのピーク値を算出する。各「層」は、その深さが既知であるため、「傾斜フリンジ」の光軸方向に対する光パワー密度に対し、前記スペクトルのピーク値を補正する。即ち補正したピーク値が最終的に求める深さ方向の濃度、或いは、透過率であり、主走査方向及び副走査方向の２次元座標と深度方向の座標とを合わせ、３次元の座標に濃度（透過率）データをプロットしてゆけば３次元断層像、或いは、３次元画像が求められる。
　このように、本実施形態では、ＤＦＴ（ＦＦＴ）処理により得られた周波数スペクトルの強度と、該周波数スペクトルを得た傾斜フリンジにおける「層」の光軸上の座標と、主走査方向と副走査方向の座標から、３次元座標に傾斜フリンジの光軸方向の光パワー密度で補正された周波数スペクトルデータをプロットして３次元画像のデータとする。得られた３次元断層像、或いは、３次元画像から、経時的に画像が変化する３次元映像（３次元断層映像）が求められてもよい。
　原信号を復元し、かつ、折り返しノイズ（エリアシング）を回避するために、Ｎｙｑｕｉｓｔのサンプリング定理から、前記のｆsとＮｙｑｕｉｓｔ周波数ｆnとが下記式（１４）の関係を満足することが要請されている。更に一般的に周波数解析機器において、原信号は、下記式（１４）よりも厳しく制限された下記式（１５）を満足しなければならないことが知られている。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000014
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000015
 　故に改めて、式（１５）に基づき、ｆｓ´(rev)＝２．５６・ｆnが得られる。このデータが、前記単位直方体の断面積の副走査方向のサイズ内に滞在している間に得られる。
＜疑似カラー化＞
　尚、３波長の光源に、ＣＭＯＳセンサに近赤外線フィルタを３波長分備えた３ラインセンサを合わせて用いれば、近赤外線をＲＧＢに適宜変換し、各近赤外線の疑似カラー画像として得ることが出来る。図１９に、３種類の近赤外波長の光源１０１からの光をコリメータレンズ１２５で平行光束にした後に、ビームスプリッタ１２６で分岐し、シリンドリカルレンズ１２２によりビームウエストの上流側で交差させ、かつ、３波長を重ね合わせた共通部分を有する集光光学系１０２を示す。平面図の濃い塗りつぶし部が３波長の共通部分である。図２０Ａ、図２０Ｂにビームスプリッタ１２６の部分を詳細に示す。この例では、ビームスプリッタ１２６が、ウェッジプリズム１２６ａ及びビームストップ１２６ｂを含む。図２０Ａでは、シリンドリカルレンズ１２２の手前でビームを拡げ、シリンドリカルレンズ１２２に固有の焦点の位置より下流側にビーム交差部を形成している。図２０Ｂでは、逆に、シリンドリカルレンズ１２２の手前でビームを狭め、シリンドリカルレンズ１２２に固有の焦点の位置より上流側にビーム交差部を形成している。
　ウェッジプリズム１２６ａは、集光光学系１０２に含まれるシリンドリカルレンズ１２２に対して光軸方向の上流側に、光軸に対して対称配置された光学素子であり、副走査方向にパワーを有し、かつ、主走査方向断面視においてウェッジ状に形成されている。ただし、ウェッジプリズム１２６ａは、シリンドリカルレンズ１２２に対して光軸方向の上流側に限らず、下流側に配置されてもよい。
＜光源の高出力化＞
　尚、前述の光源１０１は、ＣＷレーザーを念頭において説明したが、ＰＷＭ制御により受光素子アレイ１３１の蓄積時間のみ点灯させることで、効率的な受光ができ、かつ、光源１０１自身の高出力化も図れる。すなわち、光源１０１を直接変調することでＤｏｐｐｌｅｒ信号を周波数変調してもよい。具体的には、光源１０１を変調する周波数が、複数の受光素子を含む受光素子アレイ１３１の１素子を駆動するクロック周波数よりも小さく、受光素子アレイ１３１の蓄積時間と光源１０１のパルス点灯時間が同期し、かつ、パルス点灯時間が、受光素子アレイ１３１の蓄積時間内であることが好ましい。
＜周波数変調によるＳ／Ｎの改善＞
　従来、ＬＤＶやレーザードップラー血流計では、周波数シフタ（音響光学変調器：ＡＯＭ（Ａｃｏｕｓｔｏ-Ｏｐｔｉｃ-Ｍｏｄｕｌａｔｏｒ）が多く用いられる）などを活用して、Ｄｏｐｐｌｅｒ信号を数１０ＭＨｚの高周波で変調することにより、Ｓ／Ｎの改善や検査対象物内部の構造の動きなどの補足が行われ、特に血流計においては、多粒子系であり、Ｓ／Ｎの改善に有効である。本願発明においても、Ｓ／Ｎの改善に向けて、周波数シフタを用いることは有効である。ＬＤＶにおいて、一般的には光源（レーザー）を出射したビームを２分岐し、一方のビームを前記ＡＯＭの周波数ｆ１でＢｒａｇｇ回折させ、他方のビームを周波数ｆ２でＢｒａｇｇ回折させると、ビーム交差部では、差周波数ΔｆｄがΔｆｄ＝｜ｆ１－ｆ２｜で交差部のフリンジが移動し、Δｆｄに高周波変調されたＤｏｐｐｌｅｒ信号が観測される。これは、ＡＯＭが本来の駆動周波数近傍で駆動する必要があるが、変調周波数を駆動周波数よりも低域としたい場合に用いる方法である。本願発明においては、前記以外にも、光源からの光を直接変調した信号を搬送波としてＤｏｐｐｌｅｒ信号を観測する系を採用することで、Ｓ／Ｎを改善できる。図２４に、高周波変調を掛けたＤｏｐｐｌｅｒ信号と、元のＤｏｐｐｌｅｒ信号を示した図（破線の囲みはバンドパスフィルタ）を示す。
　以上、「傾斜フリンジ」から得られるＤｏｐｐｌｅｒ信号をＤＦＴ（ＦＦＴ）処理し、検査対象物の３次元画像を得ることを示したが、工場ラインの検査装置では、必ずしも常に異物や欠陥の３次元構造を観察する必要は無く、通常は異物や欠陥の有無を判定し、異物や欠陥が検出したと判定されたときのみ３次元画像を蓄積したデータから３次元画像化し、異物や欠陥の種類の特定をすればよい。
　本願発明の差動型ヘテロダイン検出方式では、ビームウエスト近傍に「傾斜フリンジ」を形成し、前方散乱光を受光することにより、従来型のＯＣＴと比較し、より厚み(深さ)のある検査対象物を検査することが可能になる。また、「傾斜フリンジ」部から光軸方向（厚み方向或いは、深さ方向）に異なる周波数を発生する複数の「層」を設け、直進光成分のみを検出できるヘテロダイン検出によるビジビリティが良好なＤｏｐｐｌｅｒ信号を得ること、並びに、テレセントリック光学系の立体角の小さいＮ．Ａ．と相まって、より高いＳ／Ｎを実現し、かつ、千鳥状に複数の受光素子アレイ１３１を配置することにより、幅が広く、大きな検査対象物を検査することが可能になる。
＜実施例１＞
＜「傾斜フリンジ」の形成とフリンジ間隔＞
　前述した如く、「傾斜フリンジ」部のフリンジ間隔ＤＦは、従来のＬＤＶ（Ｌａｓｅｒ_Ｄｏｐｐｌｅｒ_Ｖｅｌｏｃｉｍｅｔｅｒ）におけるビームウエストに形成されるフリンジ間隔とは異なる「傾斜フリンジ」を形成する。即ち、ビームウエストを開口部と考え、シート状ビームウエストの短辺側の幅をＤｂｗ、光源波長λをλ＝０．８μｍとし、シートビームのビームウエストから一番近い交差部までの距離をＬｂｎとし、一番遠い交差部までの距離をＬｂｆとする。シートビームの交差角（半角）θcは、θc＝１．５°に設定し、幾何学的な交差部の形状を求める際に用いる。
　まず、ビームウエストの径Ｄｂｗについては、収束レンズの焦点距離ｆ、収束レンズへの入射ビーム径をＤｂｉとすると、式（３）より、Ｄｂｉ＝１．７ｍｍ、ｆ＝５０ｍｍの場合Ｄｂｗ≒３０μｍとなる。従って収束したビームの拡がり角（半角）θdは、式（４）より、θd≒０．９７°が得られる。
　次に、交差部のサイズを求める。Ｙｏｕｎｇの回折実験においてよく知られているフリンジ間隔ＤＦを求める式（５）より、Ｗｂ＝０．３５ｍｍ、とし、２本のシートビームの交差角（半角）θcは、θc＝１．５°とする。図２１Ａに上記実施例の数値を反映した模式図を示す。ビーム交差部の光軸方向の長さは、１８．９ｍｍである。
　図２１Ｂは、ビームウエストよりも光源側にビーム交差部を形成した場合である。ビームウエストを光源側に配置する利点は、ビームウエスト間隔を狭くしても受光レンズに直接ビームが入射しないことである。図２１Ｂの場合はＷｂ＝０．１ｍｍである。ビームウエスト間隔を狭く出来ることで、フリンジ間隔を拡げることが可能になり、受光素子アレイのサイズを大きく出来る。更に、ビーム交差部の幅を長くとることと、光軸にほぼ平行にすることが出来、ビーム交差部のパワー密度が低下し難い利点もある。
＜測定部長と受光系の被写界深度＞
　図２１Ａにおいて、単位直方体をビーム交差部が包含するためには、ビームウエストからＺ＝４．７ｍｍ離れた位置から、被写界深度の１０ｍｍを加えた１４．７ｍｍまでの長さにわたってフリンジ形成部が必要になる。図２１Ａで示したビーム交差部の長さ１８．９ｍｍから受光素子のサイズが被写界深度内を満足する範囲を選ぶ。Ｌｂｎ＝４．７ｍｍ、Ｌｂｆ＝１４．７ｍｍであり、ビームウエスト間隔Ｗｂは、Ｗｂ＝０．３５ｍｍなので、式（５）より、「傾斜フリンジ」のビームウエストに近い側のフリンジ間隔ＤＦ（ｎｂｗ）は、ＤＦ（ｎｂｗ）＝３７．６μｍ、ビームウエストから遠い側のフリンジ間隔ＤＦ（ｆｂｗ）は、ＤＦ（ｆｂｗ）＝１１７．６μｍとなる。図２２に図２１Ａの場合のビーム径並びにビームウエストを基準にしたパワー密度を示す。ビームウエストからの距離が４．７ｍｍから１４．７ｍｍの間では、ビームウエストにおけるパワー密度の５０％強から１０％の範囲でビームを用いることが出来る。
　前方散乱光の受光では、散乱光強度が後方散乱光強度よりも３桁から５桁程度高いため、１０％程度に光量が減じても、まだ受光素子上で、２桁から４桁の光量の大きさ（強さ、高さ）を得られるため問題ない。また、後方散乱光の受光では、検査対象物の光損傷を考慮しつつ、高出力の光源を用いて低下したパワーを補うことも可能である。
　次に「傾斜フリンジ」の周波数Ｆｆを求める。検査対象物の搬送速度が０．５ｍ／ｓｅｃのとき、Ｆｆ＝４．２５ＫＨｚ～１３．３ＫＨｚとなるので、周波数帯域ΔＦｆは、ΔＦｆ＝９．０５ＫＨｚである。また、フリンジ周波数から求めたフリンジ通過時間ＦｔはＦｔ＝７５μｓｅｃ～２３５μｓｅｃとなる。
＜ガウシアンビームの波面＞
　図２３にガウシアンビームの波面の曲率と光軸距離の誤差を示す。式（８）により、本実施例１のＲａｙｌｅｉｇｈレンジＺｒは、Ｚｒ≒８８４μｍとなる。交差部におけるビーム波面の曲率半径として、単位直方体のある交差部における曲率半径Ｒ（Ｚ＝４．７ｍｍ）とＲ（Ｚ＝１４．７ｍｍ）は、Ｒ（Ｚ＝４．７ｍｍ）＝４．８７ｍｍ、Ｒ（Ｚ＝１４．７ｍｍ）＝１４．７５ｍｍである。ビームウエストに近い方の曲率半径と距離の誤差は３．５％である。このため、予め、周波数と単位直方体の測定体積に含まれる「層」との関係を前記の＜フリンジ周波数の測定＞に記した方法で補正しておき、被写界深度における「層」の位置を正確に求め、主走査方向と副走査方向の２次元データに加え、３次元データとする。
　前述のように検査対象物の搬送速度を０．５ｍ／ｓｅｃとしたので、検査対象物のフリンジ通過時に観測される周波数であるフリンジ周波数ＦｆがＦｆ＝４．２５ＫＨｚ～１３．３ＫＨｚの周波数領域において、帯域ΔＦｆがΔＦｆ＝９．０５ＫＨｚの帯域信号を解析することになる。ここで、フリンジ周波数を観測する際に１画素サイズを決める。本実施例１では、画素サイズ３．５μｍ角の受光素子が主走査方向に４０９６素子、副走査方向に１６ラインの受光素子アレイを用いる。このサイズでは、高速の走査速度を有するＣＭＯＳラインセンサが市販されている。同時に、３７．６μｍの「傾斜フリンジ」の最小のフリンジ間隔を識別するには、十分である。そして３．５μｍ角サイズの受光素子を用いた場合について、後述するＤＦＴ処理のために、１６素子、１６ラインを１単位とする単位画素を設定する。ここで、検査対象物の奥行方向（光軸方向）にも同サイズの立方体を１単位とすれば、１０ｍｍの被写界深度内で、１７８層の傾斜フリンジによる周波数の異なる信号を得ることが可能になる。次に、副走査方向に５６μｍだけ検査対象物が移動する間に、５６μｍ×１７８層≒１０ｍｍの深さについて、周波数分解能をどのくらいに設定すればよいか、その際にはどのくらいのサンプリング数が必要であるかを検討する。
＜傾斜フリンジによるＤｏｐｐｌｅｒ信号周波数の光軸方向への変化とサンプリング周波数：一つの信号の周波数解析が出来ると同時に隣接した「層」の弁別ができることが必要であること＞
　フリンジが形成された測定部を受光素子アレイに投影した場合に、受光素子アレイの１画素サイズ面積５６μｍ２に投影されたフリンジ数は、１本から５本である。そして、投影された該フリンジが受光素子アレイの１画素内を横切ることにより、各「層」毎にフリンジ間隔に応じた出力変動を生じる。また、副走査方向と同様に主走査方向の１画素分である１６素子を１組として、１６パラレル処理の受光素子アレイ（２５６素子×１６組）でオーバーサンプリングを１６回行う。また、搬送速度が０．５ｍ／ｓｅｃであるので、３．５μｍ角の画素を副走査方向に通過するのに要する時間は７μｓｅｃであり、周波数に置き換えると、１４３ＫＨｚとなる。市販の受光素子アレイには、ラインレートが２００ＫＨｚ以上の性能の素子があるので、１４３ＫＨz×１６パラレル処理は十分可能である。
　１６パラレル処理は、１行のラインセンサのラインレートに置き換えると、２．２９ＭＨｚと同等である。以上、４０９６／１６＝２５６画素を１組として合計１６組で１つの読取ラインをパラレル出力する。
＜周波数帯域で隣接する「層」から発生した信号を識別できること＞
　本実施例１におけるサンプリング周波数Ｆｓを求めるために、隣り合った「層」を識別するのに必要な周波数分解能を検討する。本実施例１の「層」の数と「傾斜フリンジ」形成部のフリンジにより、０．５ｍ／ｓｅｃの搬送速度で検出するＤｏｐｐｌｅｒ信号は、最小値のＦｆ（ｍｉｎ）＝４．２５ＫＨｚから最大値のＦｆ（ｍａｘ）＝１３．３ＫＨｚまで観測される。最大フリンジ周波数Ｆｆ（ｍａｘ）＝１３．３ＫＨｚであるので、Ｎｙｑｕｉｓｔのサンプリング定理が要請するサンプリング周波数Ｆｓは、式（１５）より、Ｆｓ＝２．５６・Ｆｆ（ｍａｘ）≒３４ＫＨｚが得られ、この値について、再度、周波数分解能Δｆ（Ｎ＝４０９６）を求めると、Δｆ（Ｎ＝４０９６）＝３４ＫＨｚ／４０９６≒８．３Ｈｚとなる。一方、フリンジ周波数の帯域ΔＦｆは、ΔＦｆ＝９．１ＫＨｚであり、これを１７８層で割ると、ΔＦｆ／１７８＝５１Ｈｚとなり、Δｆ（Ｎ＝４０９６）＝８．３Ｈｚで１層当たり６データとなり、十分識別可能である。
　そして、４０９６個のサンプリング数を式（１）によりＤＦＴ（ＦＦＴ）処理し、時間領域のＮ個のデータから周波数領域へのＮ個の周波数データに変換する。これにより、単位直方体における「傾斜フリンジ」内の１７８層の各「層」の周波数スペクトル、即ち濃度或いは透過率が得られ、主走査方向及び副走査方向の２次元データの一組と組み合わせて３次元データとし、単位直方体における３次元データの１組が揃う。
　この操作を主走査方向及び副走査方向に繰り返すことにより、検査対象物全体における３次元データの全てが得られ、故に、目的とする検査対象物の３次元データを３次元画像化できる。
　上記は、Ｎ＝４０９６個のデータとしたが、周波数分解能について、Ｎ＝１０２４とした場合も検討する。サンプリング周波数Ｆｓ＝３４ＫＨｚとＮ＝１０２４を式（１３）に代入すれば、Δｆ（Ｎ＝１０２４）＝３３Ｈｚとなり、フリンジ周波数の帯域ΔＦｆ＝９．１ＫＨｚから得た５１Ｈｚの「層」の周波数間隔よりも若干小さく、検出時の周波数分解能を満足している。故にＮ＝１０２４個もサンプリング数を満足する。ここで検討したＮ＝１０２４は、図４Ｂに示した単位直方体の小さい枠で囲んだ方の矩形において、オーバーサンプリング数をＮｏｓ＝１６、前記最小単位画素に含まれる受光素子アレイの画素の主走査方向の数をＮｍｒ＝８、副走査方向の受光素子アレイのライン数をＮl＝８とした場合を表している。この場合は、単位直方体が２８μｍ角となって、光軸方向の「層」の分解能は変化しないが、主走査方向及び副走査方向については、２倍の画素密度になる。
＜実施例２＞
　搬送速度が１ｍ／ｓｅｃの場合、「傾斜フリンジ」から得られるフリンジ周波数Ｆｆ（１ｍ／ｓｅｃ）は、前記の倍の８．５ＫＨｚ≦Ｆｆ≦２６．６ＫＨｚで、帯域ΔＦｆ（１ｍ／ｓｅｃ）は、ΔＦｆ（１ｍ／ｓｅｃ）＝１８．１ＫＨｚとなる。また、受光素子サイズ３．５μｍを通過するに要する時間は３．５μｓｅｃであり、周波数に置き換えると、２８５．７ＫＨｚになる。この場合は、パラレル処理数を増やし、３２パラレル処理（１２８個の受光素子を１組とする）とするか、或いは、８回のオーバーサンプリングとして、Ｎｏｓ×Ｎｍｒ×Ｎｓｌ＝８×１６×１６＝２０４８、即ち、Ｎ＝２０４８とする。単位直方体の「層」の厚みを前記＜実施例１＞と同じ５６μｍとすれば、「層」の数は１７８層であるから、隣接する「層」の信号を識別するには、Ｎ＝２０４８の場合、最大フリンジ周波数Ｆｆは、Ｆｆ（ｍａｘ）＝２６．６ＫＨｚより、Ｆｓ＝２．５６・Ｆf（ｍａｘ）＝６８．１ＫＨｚとなる。一方、周波数分解能ΔＦｓは、ΔＦｓ＝６８．１ＫＨｚ／２０４８＝３３．３Ｈｚである。故に１ｍ／ｓの場合の「層」の周波数間隔１０１Ｈｚに３データを割り振ることができ、隣接する「層」の信号を識別可能である。
<実施例３＞
　産業用途では、空間分解能は、５００μｍあれば許容される分野もあり、食品内部の異物検出などが代表的である。本実施例３では、単位直方体の空間分解能を、３３８．４μｍ（８画素、８ライン分）とし、８ラインＣＭＯＳセンサを用いる。該ＣＭＯＳラインセンサは、１ライン当たり、４００画素の６００ｄｐｉ相当（４２．３μｍ角）の受光素子アレイである。走査は、１ライン毎に独立で、ラインレートは１２５ＫＨｚである。即ち走査時間は、８μｓ／ラインとなる。また、搬送速度は０．５ｍ／ｓである。故に、受光素子の副走査方向を通過するのに要する時間は８４．６μｓである。故に、１ラインについて、オーバーサンプリングは、１０回まで可能である。本実施例３では、Ｎｏｓ＝８とする。３３８．４μｍの単位直方体の主走査方向と副走査方向の断面に含まれる受光素子数は、主走査方向には３３８．４／４２．３＝８素子である。故に副走査方向に８ライン分あれば、Ｎ＝Ｎｏｓ（８）×Ｎｍｒ（８）×Ｎｓｌ（８）＝５１２となる。光軸方向の「層」は、この例では、８素子×４２．３＝３３８．４μｍの厚みとしたので、被写界深度１０ｍｍに対し、３０層の周波数信号の識別ができればよい。
　図２１Ｂの各種パラメータの条件は、ビームウエスト間隔以外は図２１Ａと同じで、ビームウエスト間隔Ｗｂのみが異なり、Ｗｂ＝０．１ｍｍである。検出されるＤｏｐｐｌｅｒ信号の周波数は、「傾斜フリンジ」のフリンジ間隔がビームウエストから４．７ｍｍ離間した位置で、ＤＦ（４．７ｍｍ）＝７５．２μｍ、「傾斜フリンジ」のフリンジ間隔がビームウエストから１４．７ｍｍ離間した位置で、ＤＦ（１４．７ｍｍ）＝２３５．２μｍである。故に、受光素子アレイのサイズ４２．３μｍよりもフリンジ間隔が大きく、フリンジを十分識別可能である。また、ビーム拡がり角θｄについては、ビームウエスト径ＤｂｗをＤｂｗ＝３０μｍとして、θｄ＝０．９７°としている。また、ビーム交差半角θｃ（＝１．５°）とビーム拡がり角の差を少なくしている。こうすることで、交差部の光軸方向の長さを長くできる。交差部の長さは、１３．１ｍｍであり（ビームウエスト間隔ＤｂｗをＤｂｗ＝０．１ｍｍとした）、交差部の幅が３３８．４μｍの単位直方体の副走査方向の幅が含まれる被写界深度を十分確保できる。フリンジ数は、１本から４本である。次に、搬送速度は、０．５ｍ／ｓであり、Ｆｆ＝２．１ＫＨｚ～６．７ＫＨｚの信号及びΔＦf＝４．６ＫＨｚが得られる。最大周波数Ｆ（Ｄｏｐｐｌｅｒ_ｍａｘ）がＦ（Ｄｏｐｐｌｅｒ_ｍａｘ）＝６．７ＫＨｚであるので、これを２．５６倍したＦ（Ｄｏｐｐｌｅｒ_ｍａｘ2.56）がＦ（Ｄｏｐｐｌｅｒ_ｍａｘ2.56）＝１７．１ＫＨｚ以上のサンプリング周波数であればよい。ラインレート１２５ＫＨｚは、上記サンプリング周波数を十分満足している。故に、Ｎ＝５１２から周波数分解能ΔＦｓ（Ｄｏｐｐｌｅｒ_ｍａｘ）＝３４Ｈｚが得られ、「層」の数は３０層であるので、Ｄｏｐｐｌｅｒ信号の周波数帯域が３．６ＫＨｚであることから、３．６ＫＨｚ／３０は１５３Ｈｚとなる。したがって、上記周波数分解能は各「層」に対し、４個以上のデータからとなり、識別分解能を十分に満足している。
　透過型光学系の光軸合わせは一般的に難しいとされてきた（特に共焦点型において顕著である）。本願発明は、透過型光学系に付き物の、光軸合わせの問題はある。図１４Ａ、図１４Ｂ、図１４Ｃの前方散乱方式において、破線で囲んだ受光光学系を副走査方向と光軸方向に平行移動でき、かつ、主走査方向にチルト（傾き）の調整が可能になるように、平行移動機構及び傾き調整機構が備えられていてもよい。この場合、検査対象物のサンプルを搬送して、受光光学系における平行移動機構及び傾き調整機構により、受光素子アレイの出力を最大になるように光軸調整すればよい。
＜変形例１＞
　前述した差動型ヘテロダイン方式検査装置では、「傾斜フリンジ」を形成し、「傾斜フリンジ」に含まれる「層」のＤｏｐｐｌｅｒ信号が各「層」で異なる周波数を発生し、該Ｄｏｐｐｌｅｒ信号をＤＦＴ（離散フーリエ変換）処理することにより、周波数スペクトルを求め、各「層」の濃度或いは、透過率を求める方法を取った。図２５に、光源１０１が現在ＳＳ_ＯＣＴで用いられている光源であるＳＳ（Ｓｗｅｐｔ_Ｓｏｕｒｃｅ）の場合を示す。ＳＳ光源からなる光源１０１は、波長掃引型のコヒーレント光源である。
　図２５と式（５）により、傾斜フリンジのフリンジ間隔ＤＦが変化することが分かる。波長毎のＤｏｐｐｌｅｒ信号を各単位直方体におけるすべての「層」において取得し、ＤＦＴ処理により各「層」の周波数スペクトルを求め、濃度或いは透過率に変換し、次々に波長をスイープさせて、前記のプロセスを繰り返せば、より詳細な生体組織の情報を取得できる。更に、Ｒａｙｌｅｇｈレンジ内であってもフリンジ間隔は変わるので、より光パワー密度の大きいビームウエスト近傍のビーム交差領域でも曲率半径の「層」の識別に必要とされる差分を有するのであれば、ビームウエストにより近づけてもよい。なお、ＳＳ光源からなる光源１０１は、変形例１の場合、コヒーレンス長の長い光源であり、コヒーレンス長が長いＳＳ（Ｓｗｅｐｔ_Ｓｏｕｒｃｅ）は既に市販されている。
＜変形例２＞
　図２６に、ＡＯＤ（音響光学偏向器）１２７を用いてシリンドリカルレンズ１２２への入射ビームの角度を可変にした集光光学系１０２を示す。光源１０１から射出した光は、光軸方向視に対する光ビーム断面が略円形状にコリメーションされた後、ビームスプリッタ１２１で２分岐され、１対のＡＯＤ１２７に入射する。このＡＯＤ１２７により、出射光を副走査方向と光軸を含む面内でスキャニングし、２分岐された光が互いに光軸上の同じ位置で交差するように１対のＡＯＤ１２７の走査を同期させ、偏向角を調整する。
　図２０Ａ、図２０Ｂで示した、ウェッジプリズム１２６ａでは、入射角を変更できるが、角度は固定される。ＡＯＤ１２７を用いることで、高速に入射角度を変更できるため、光軸方向への「傾斜フリンジ」の位置を高速に可変出来る。故に、受光光学系１０３に被写界深度の長いテレセントリック光学系を採用できる。即ち、より長い測定部を形成できる。
　例として１２ｍｒａｄ（ａｔ：λ＝８００ｍｍ）の最大偏向角を有するＡＯＤ１２７を用いる。±６ｍｒａｄの角度が、元々のレンズの焦点距離から求められる交差角θｃ＝２６ｍｒａｄ±２ｍｒａｄ（１．５°±０．３４°）になる。これより、光軸上の交差位置は、４５ｍｍ（－６ｍｒａｄ）－５０ｍｍ－６４ｍｍ（＋６ｍｒａｄ）となり、光軸上を交差部が１９ｍｍ移動する。交差部の単位直方体の長さは、被写界深度に等しく、１０ｍｍであったが、倍の長さの測定部を形成でき、故に、受光光学系１０３の被写界深度も２倍に出来る。被写界深度を２倍にするには、例として、受光光学系１０３の上流側の受光レンズ１３２の焦点距離ｆｏをｆｏ＝１００ｍｍとし、下流側の受光レンズ１３２の焦点距離ｆｒをｆｒ＝５０ｍｍとすればよい。
　縮小率が１／２となると、受光素子の画素に投影されるフリンジ間隔が１／２となるので、前記の「傾斜フリンジ」のフリンジ間隔は受光素子アレイ１３１の画素上で、ＤＦ（ｎｂｗ）＝３７．６／２＝１８．８μｍ、ビームウエストから遠い側のフリンジ間隔ＤＦ（ｆｂｗ）は、ＤＦ（ｆｂｗ）＝１１７．６／２＝５８．８μｍとなる。前記の３．５μｍ角の受光素子アレイ１３１であればフリンジを十分識別可能である。尚、ＡＯＤ１２７に入射させる光ビームは円形が好ましく、かつビーム径Φｂは、Φｂ≦２ｍｍであることが好ましい。故に、光源１０１から出射した光ビームを一度、円形断面にコリメーションし、ビームスプリッタで２分岐した後、ＡＯＤ１２７に入射させＢｒａｇｇ回折させた後、適宜シリンドリカルレンズペアでシートビームに成型すると同時にコリメーションする。
＜変形例３＞
　ビームウエストが検査対象物内に位置すると、該ビームウエストのパワー密度が最大になり、ビーム交差部のパワー密度を高めようとする際に、検査対象物が損傷を受ける場合があるため、損傷を回避するために、ビームウエストを検査対象物外に位置させる。図２７Ａ及び図２７Ｂは、光源１０１から射出した光が形成するビームウエストが検査対象物の外部に位置する例を示している。図２７Ａは、ビームウエストの下流側にビーム交差部を設けた場合を示し、図２７Ｂは、ビームウエストの上流側にビーム交差部を設けた場合を示す。ビームウエストを検査対象物の外側に位置させることにより、ビーム交差部のパワー密度を検査対象物の損傷限界まで高めることが可能になる。
＜変形例４＞
　図２８に、副走査方向にビーム交差部を移動可能にし、検査対象物が静止した状態でも検査を可能にする方式を示す。光源を射出した光ビームを２分岐し、各ビームに対し、１個のＡＯＤ１２７を配し、各ビームの偏向角を同角度に偏向する。同角度に偏向することにより、ビーム交差部が副走査方向に移動する。
＜変形例５＞
　図２９に、光源１０１をアレイとして副走査方向に複数配置し、静止した検査対象物に適用できるようにした場合を表す。アレイ状の光源１０１とビームスプリッタ１２６との間には、第１コリメータレンズ１２５ａ及び第２コリメータレンズ１２５ｂが配置されている。主走査方向及び光軸に略直交する方向である副走査方向に配列された複数の光源１０１を用いて、ビーム交差部を副走査方向に移動させることができる。前述したフリンジ間隔の測定方法は、そのまま、静止した検査対象物の検査に用いることが可能である。即ち、フリンジ間隔を測定するワイヤー基板の代わりに検査対象物を同じ位置に載置し、副走査方向にビーム交差部を移動させれば、検査対象物自身を検査することが可能になる。本方法は、搬送系が無い場合の比較的小さな検査対象物を検査するのに好適である。
　集光光学系１０２に含まれるシリンドリカルレンズ１２２に対して光軸方向の上流側には、光軸に対して対称配置されたウェッジプリズム１２６ａが配置されている。ウェッジプリズム１２６ａは、副走査方向にパワーを有し、かつ、主走査方向断面視においてウェッジ状に形成された光学素子である。図２９には図示しないが、受光素子アレイ１３１としては、副走査方向のサイズが傾斜フリンジにおけるフリンジ間隔よりも小さいサイズのものを用いる。受光素子アレイ１３１の各受光素子が出力した信号をＡ／Ｄ変換した後の信号から、ＤＦＴ（ＦＦＴ）処理を用いて周波数スペクトルを求めることができる。ただし、ウェッジプリズム１２６ａは、シリンドリカルレンズ１２２に対して光軸方向の上流側に限らず、下流側に配置されてもよい。
＜変形例６＞
　図３０Ａ、図３０Ｂ、図３０Ｃに受光素子アレイ１３１の上流側にＭＣＰ（マイクロチャンネルプレート；以下ＭＣＰと記す）１３４を配置した場合の模式図を示す。ＭＣＰ１３４を配置した以外は、図１４Ａ、図１４Ｂ、図１４Ｃの構成と同様である。本願発明において、ＭＣＰ１３４に入射する光束が直進光成分であるため、ＭＣＰ１３４の光電面におけるバランシェ効果をより増大させるために、光軸に対しＭＣＰ１３４の入射面を傾斜させている。また、受光素子アレイ１３１の受光面には蛍光物質（図示は省略）を塗布し、ＭＣＰ１３４から射出した電子を光子に変換することにより、受光素子アレイ１３１が、ＭＣＰ１３４に入射する前よりも多くの光子を受光出来る。このように、受光素子の手前にＭＣＰ１３４が主走査方向、或いは、副走査方向に対して傾斜配置され、受光素子の受光面に蛍光物質が塗布され、ＭＣＰ１３４から射出した電子が蛍光体に入射した際に、二次的な光子を発生し、受光素子の受光面に入射する。更に、ＭＣＰ１３４の開口のサイズは、受光素子アレイ１３１の画素寸法より、小さいか、或いは、前記単位直方体の光軸に垂直な断面のサイズよりも小さい方が好ましい。
　前記ＭＣＰ１３４を１０度傾斜させた場合、電子の出射口は、ＭＣＰ１３４の厚みを１ｍｍ（２段のＭＣＰ１３４）とすると、入射口に対し１７６μｍ移動する。そのため、受光素子アレイ１３１を予め、受光レンズ１３２の光軸に対し、１７６μｍずらして配置することが好ましい。但し、移動量を満足する程度に、主走査方向の受光素子アレイ１３１が十分長い場合や副走査方向のライン数が多い場合はこの限りではない。前記のようなＭＣＰ１３４を用いることにより、増幅率は、約１００万倍～１０００万倍以上になり、後方散乱光を受光する場合でもＭＣＰ１３４を用いない前方散乱光を受光する場合と同等以上の光散乱光からの出力を得られる。前方散乱光を受光する場合は、式（１２）においてＭ＝１０６とすると、検査対象物の測定厚みを３０ｍｍ以上にできる。図３１にＭ＝１０６及びＭ＝１０７との場合について、Ｍ＝１と比較した場合を示す。いずれもρ＝０．５ｍｍ－１である。
＜受光レンズの配置＞
　図３２Ａ～図３２Ｅは、複数の受光レンズ１３２の配置の一例を示す図である。図３２Ａ～図３２Ｅにおいて、Ｘ方向が主走査方向であり、Ｙ方向が副走査方向である。Ｚ方向は、Ｘ方向及びＹ方向に直交している。受光光学系１０３は、主走査方向に沿って複数配置された複数の受光レンズ１３２を備える。また、受光素子アレイ１３１は、主走査方向に沿ってライン状に配置された複数の受光素子を備え、各受光素子において、複数の受光レンズ１３２を透過した光を受光する。図３２Ａ～図３２Ｅの例では、複数の受光レンズ１３２が、各受光レンズ１３２の直径以上に互いに離間して配置され、集光光学系１０２の光軸と受光光学系１０３の光軸が一致している。また、受光素子アレイ１３１に備えられた複数の受光素子は、少なくとも１列以上の読取ラインＬを形成する。
　図３２Ａ及び図３２Ｅの例では、複数の受光レンズ１３２は、各受光レンズ１３２の視野１３５の寸法以下に互いに離間して配置されている。図３２Ｃ及び図３２Ｄの例では、複数の受光レンズ１３２は、各受光レンズ１３２の視野１３５の寸法以上に互いに離間して配置されている。図３２Ｂの例では、主走査方向に隣り合う１対の受光レンズ１３２については、各受光レンズ１３２の視野１３５の寸法以下に互いに離間して配置され、１対の受光レンズ１３２同士は、各受光レンズ１３２の視野１３５の寸法以上に互いに離間して配置されている。図３２Ａの例では、複数の受光素子が１列のアレイ状に配置されることにより１つの受光素子アレイ１３１を構成し、１列の読取ラインＬを形成しているのに対し、図３２Ｂ～図３２Ｅの例では、複数の受光素子は少なくとも２列以上の読取ラインＬを形成している。
　より具体的には、図３２Ｅの例では、複数の受光素子が２列以上のアレイ状に配置されることにより複数の受光素子アレイ１３１を構成し、複数の受光素子アレイ１３１の各々は、読取ラインＬに直交する方向において受光レンズ１３２の直径以上に互いに離間し、かつ、受光レンズ１３２の視野１３５の寸法以下に互いに離間して配置されている。一方、図３２Ｂ～図３２Ｄの例では、複数の受光素子が２列以上のアレイ状に配置されることにより複数の受光素子アレイ１３１を構成し、複数の受光素子アレイ１３１の各々は、読取ラインＬに直交する方向において受光レンズ１３２の視野１３５の寸法以上に互いに離間して配置されている。特に、図３２Ｃの例では、複数の受光レンズ１３２は、複数の受光素子アレイ１３１に対応した数だけ配置され、各受光レンズ１３２の光軸は、各受光素子アレイ１３１の略中央部を貫く。
　また、図３２Ｂ、図３２Ｃ及び図３２Ｅの例では、複数の受光素子アレイ１３１が、２列の読取ラインＬにそれぞれ複数配置された各読取ラインＬよりも短い受光素子アレイ１３１であり、一方の読取ラインＬに配置された受光素子アレイ１３１と他方の読取ラインＬに配置された受光素子アレイ１３１とが、主走査方向に沿って交互に千鳥状に配置されている。特に、図３２Ｅの例では、複数の受光レンズ１３２は、２列の読取ラインＬの間に、複数の受光素子アレイ１３１に平行に１列で配置され、各受光レンズ１３２の光軸が、２列の読取ラインＬの間の副走査方向における略中央部を貫く。
１０１　　光源
１０２　　集光光学系
１０３　　受光光学系
１２１　　ビームスプリッタ
１２２　　シリンドリカルレンズ
１２３　　ウェッジプリズム
１２４　　プリズム
１２５　　コリメータレンズ
１２６　　ビームスプリッタ
１２６ａ　ウェッジプリズム
１２６ｂ　ビームストップ
１２７　　ＡＯＤ（音響光学偏向器）
１３１　　受光素子アレイ
１３２　　受光レンズ
１３３　　アパチャー
１３４　　ＭＣＰ（マイクロチャンネルプレート）
１３５　　視野
Ｌ　　　　読取ライン

 

Claims (39)

  1. 　光源としてのコヒーレント光源と、
    　前記コヒーレント光源から射出する光を２分岐し、分岐した光を交差させて交差部を形成させ、該交差部において、前記コヒーレント光源からの光の光軸に対し傾斜する傾斜フリンジを形成させる集光光学系と、
    　前記傾斜フリンジにおいて発生する前方散乱光、或いは、後方散乱光のうち、直進光成分を受光する受光光学系とを備え、
    　前記受光光学系は、散乱光成分を含まないＤｏｐｐｌｅｒ信号を前記受光光学系の焦点位置に配置した受光素子により受光することを特徴とする検査装置。
  2. 　前記傾斜フリンジにより発生したＤｏｐｐｌｅｒ信号の周波数を任意の層に分解し、かつ、各層から発生するＤｏｐｐｌｅｒ信号の周波数を前記層に対応させ、検査対象物の光軸方向に沿って区分された各層の濃度或いは透過率を検出することを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  3. 　前記受光光学系は、前記受光素子が前記光軸に直交する方向に配列された受光素子アレイを備え、
    　前記受光素子アレイの長手方向が主走査方向であり、前記主走査方向と前記光軸とに直交する副走査方向は、検査対象物の搬送方向であり、主走査方向と副走査方向並びに前記層によって区分された光軸方向の任意の位置で検出した信号から３次元データを構成することを特徴とする請求項２に記載の検査装置。
  4. 　前記傾斜フリンジは、ビームウエスト以外で光を交差させた前記交差部に、円筒波、或いは、球面波を発生させることにより形成されることを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  5. 　前記傾斜フリンジは、円筒波と平面波の組み合わせ、或いは、球面波と平面波の組み合わせ、或いは、平面波、円筒波、及び、球面波以外の波面を交差させることにより形成されることを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  6. 　前記集光光学系は、集光レンズと、前記光軸を含む平面に直交する方向にパワーを有する光学素子とを備え、前記集光レンズの固有の焦点位置以外の前記光軸上の位置で光を交差させることにより前記交差部を形成させることを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  7. 　前記受光光学系は、主走査方向に沿って複数配置された複数の受光レンズと、主走査方向に沿ってライン状に配置され、前記複数の受光レンズを透過した光を受光する複数の前記受光素子とを備え、
    　前記複数の受光レンズは、該受光レンズの直径以上に互いに離間して配置され、前記集光光学系の光軸と前記受光光学系の光軸は一致しており、前記複数の受光素子は、少なくとも１列以上の読取ラインを形成することを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  8. 　前記複数の受光レンズは、該受光レンズの視野寸法以下に互いに離間して配置されていることを特徴とする請求項７に記載の検査装置。
  9. 　前記複数の受光レンズは、該受光レンズの視野寸法以上に互いに離間して配置され、
    　前記複数の受光素子は少なくとも２列以上の前記読取ラインを形成することを特徴とする請求項７に記載の検査装置。
  10. 　前記複数の受光素子は、１列のアレイ状に配置されることにより１つの受光素子アレイを構成し、
    　前記複数の受光レンズは、該受光レンズの直径以上に互いに離間し、かつ、該受光レンズの視野寸法以下に互いに離間して配置されていることを特徴とする請求項７に記載の検査装置。
  11. 　前記複数の受光素子は、２列以上のアレイ状に配置されることにより複数の受光素子アレイを構成し、該複数の受光素子アレイの各々は、前記読取ラインに直交する方向において前記受光レンズの直径以上に互いに離間し、かつ、該受光レンズの視野寸法以下に互いに離間して配置されていることを特徴とする請求項７に記載の検査装置。
  12. 　前記複数の受光素子は、２列以上のアレイ状に配置されることにより複数の受光素子アレイを構成し、該複数の受光素子アレイの各々は、前記読取ラインに直交する方向において前記受光レンズの視野寸法以上に互いに離間して配置されていることを特徴とする請求項７に記載の検査装置。
  13. 　前記複数の受光レンズは、前記複数の受光素子アレイに対応した数だけ配置され、各受光レンズの光軸は、各受光素子アレイの略中央部を貫くことを特徴とする請求項１１又は１２に記載の検査装置。
  14. 　前記複数の受光素子アレイは、２列の前記読取ラインにそれぞれ複数配置された各読取ラインよりも短い受光素子アレイであり、一方の読取ラインに配置された受光素子アレイと他方の読取ラインに配置された受光素子アレイとが、主走査方向に沿って交互に千鳥状に配置されていることを特徴とする請求項１１又は１２に記載の検査装置。
  15. 　前記複数の受光レンズは、２列の前記読取ラインの間に、前記複数の受光素子アレイに平行に１列で配置され、各受光レンズの光軸が、２列の前記読取ラインの間の副走査方向における略中央部を貫くことを特徴とする請求項１４に記載の検査装置。
  16. 　前記コヒーレント光源は、前記読取ラインに平行に並べて配置され、前記コヒーレント光源の光軸は、前記受光レンズの光軸と略一致しており、前記コヒーレント光源を射出した光はコリメーション後に分岐され、
    　前記集光光学系は、前記副走査方向に略直交する方向に前記傾斜フリンジを形成するように前記副走査方向にのみパワーを有する集光レンズと、該集光レンズの固有の焦点以外の位置で前記交差部を形成するように、分岐した各光を別々に前記副走査方向に対して傾斜させる光学素子とを備え、
    　前記集光光学系と前記受光光学系が対を成して、前記主走査方向に沿って交互に千鳥状に配置されていることを特徴とする請求項１０～１２のいずれか一項に記載の検査装置。
  17. 　前記コヒーレント光源に直線偏光を有するＬＤを含むレーザーを用いることを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  18. 　前記光源が波長掃引型のコヒーレント光源であることを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  19. 　前記コヒーレント光源から射出した光の光軸方向視に対する光ビーム断面を略円形状にコリメーションした後、ビームスプリッタで２分岐し、１対の音響光学偏向器に入射させ、出射光を副走査方向と光軸を含む面内でスキャニングし、前記２分岐された光が互いに光軸上の同じ位置で交差するように前記１対の音響光学偏向器の走査を同期させ、偏向角を調整することを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  20. 　前記コヒーレント光源から射出した光が形成するビームウエストが検査対象物の外部に位置することを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  21. 　主走査方向及び前記光軸に略直交する方向である副走査方向に配列された複数の前記光源を用いて、前記交差部を前記副走査方向に移動可能にすることを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  22. 　前記集光光学系に含まれる集光レンズに対して光軸方向の上流側又は下流側に、前記光軸に対して対称配置され、副走査方向にパワーを有し、かつ、主走査方向断面視においてウェッジ状に形成された光学素子を有しており、かつ、副走査方向のサイズが前記傾斜フリンジにおけるフリンジ間隔よりも小さいサイズである受光素子アレイを有することを特徴とする請求項２１に記載の検査装置。
  23. 　副走査方向のサイズが前記傾斜フリンジにおけるフリンジ間隔よりも小さいサイズである受光素子アレイを有しており、かつ、前記受光素子が出力した信号をＡ／Ｄ変換した後の信号から、離散フーリエ変換を用いて周波数スペクトルを求めることを特徴とする請求項２１に記載の検査装置。
  24. 　予め複数の基準媒質の各層のＤｏｐｐｌｅｒ信号を離散フーリエ変換して得た光減衰率を用いて、検査対象物の各層の離散フーリエ変換により得たスペクトル強度を補正することを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  25. 　前記受光素子の手前にマイクロチャンネルプレートが主走査方向、或いは、副走査方向に対して傾斜配置され、前記受光素子の受光面に蛍光物質が塗布され、前記マイクロチャンネルプレートから射出した電子が蛍光体に入射した際に、二次的な光子を発生し、前記受光素子の受光面に入射することを特徴とする請求項１に記載の検査装置。
  26. 　請求項１に記載の検査装置を備え、
    　前記傾斜フリンジの形成領域において、主走査方向並びに副走査方向において複数の前記受光素子を画素単位とし、該画素単位と前記傾斜フリンジの形成領域における光軸方向の層の数とからなる直方体を単位直方体として、該単位直方体内の前記傾斜フリンジにおいて発生するＤｏｐｐｌｅｒ信号から、離散フーリエ変換によって前記単位直方体に含まれる各層の周波数スペクトルを求め、該周波数スペクトルに基づき、前記交差部における検査対象物の主走査方向、副走査方向及び光軸方向の各座標の濃度或いは透過率を算出し、これらの３次元の座標値により、３次元断層像を求めることを特徴とする３次元断層像形成装置。
  27. 　前記３次元断層像から３次元断層映像を求めることを特徴とする請求項２６に記載の３次元断層像形成装置。
  28. 　請求項１に記載の検査装置に用いる光学素子であって、該検査装置の集光光学系に含まれる集光レンズに対して光軸方向の上流側に、前記光軸に対して対称配置され、副走査方向にパワーを有し、かつ、主走査方向断面視においてウェッジ状に形成されたことを特徴とする光学素子。
  29. 　請求項１に記載の検査装置に用いる光学素子であって、該検査装置の集光光学系に含まれる集光レンズに対して光軸方向の下流側に、前記光軸に対して対称配置され、副走査方向にパワーを有し、かつ、主走査方向断面視においてウェッジ状に形成されたことを特徴とする光学素子。
  30. 　請求項１に記載の検査装置に用いる受光素子であって、該受光素子の副走査方向のサイズが前記傾斜フリンジにおけるフリンジ間隔よりも小さいサイズであることを特徴とする受光素子。
  31. 　請求項１に記載の検査装置に用いる受光素子アレイであって、該受光素子アレイの副走査方向のサイズが前記傾斜フリンジにおけるフリンジ間隔よりも小さいサイズであることを特徴とする受光素子アレイ。
  32. 　請求項１に記載の検査装置における信号処理方法であって、前記受光素子が出力した信号をＡ／Ｄ変換した後の信号から、離散フーリエ変換を用いて周波数スペクトルを求めることを特徴とする信号処理方法。
  33. 　前記受光素子が出力した信号をＡ／Ｄ変換した後の信号から、離散フーリエ変換を用いて周波数スペクトルを求める際に、前記傾斜フリンジに含まれる単位直方体を形成し、該単位直方体は、主走査方向並びに副走査方向の複数の前記受光素子、並びに、被写界深度内の全ての層を含み、
    　前記単位直方体に含まれる前記受光素子から出力され、Ａ／Ｄ変換された後のデジタル信号の自然数から成る総数をＮとし、前記受光素子の読取ラインのオーバーサンプリング数をＮｏｓ、主走査方向における前記単位直方体に含まれる前記受光素子の数をＮｍｒ、副走査方向における前記単位直方体に含まれる前記受光素子の数又はライン数をＮｓｌ、とした場合に、
    　Ｎ＝Ｎｏｓ・Ｎｍｒ・Ｎｓｌ
    を満足し、かつ、Ｎは２のべき乗を満足することを特徴とする請求項３２に記載の信号処理方法。
  34. 　隣あった層の周波数同士が分離可能になるように離散フーリエ変換におけるサンプリング数Ｎを決定することを特徴とする請求項３３に記載の信号処理方法。
  35. 　離散フーリエ変換により得られた周波数スペクトルの強度と、該周波数スペクトルを得た前記傾斜フリンジにおける層の光軸上の座標と、前記主走査方向と副走査方向の座標から、３次元座標に前記傾斜フリンジの光軸方向の光パワー密度で補正された周波数スペクトルデータをプロットして３次元画像のデータとすることを特徴とする請求項３３に記載の信号処理方法。
  36. 　前記受光素子が出力した信号をＡ／Ｄ変換した後のデジタル信号にデジタルフィルタを掛け、Ｄｏｐｐｌｅｒ信号のみの帯域に制限した信号とすることを特徴とする請求項３２に記載の信号処理方法。
  37. 　請求項３２に記載の信号処理方法を実行するために、前記光源を直接変調することでＤｏｐｐｌｅｒ信号を周波数変調する方法であって、前記光源を変調する周波数が、複数の前記受光素子を含む受光素子アレイの１素子を駆動するクロック周波数よりも小さく、前記受光素子アレイの蓄積時間と前記光源のパルス点灯時間が同期し、かつ、前記パルス点灯時間が、前記受光素子アレイの蓄積時間内であることを特徴とする周波数変調方法。
  38. 　請求項１に記載の検査装置に用いる受光光学系であって、副走査方向及び光軸方向の平行移動機構、並びに、主走査方向の傾き調整機構を備えたことを特徴とする受光光学系。
  39. 　請求項３８に記載の受光光学系の光軸調整方法であって、検査対象物のサンプルを用い、前記受光光学系における前記平行移動機構及び前記傾き調整機構により、光軸調整することを特徴とした光軸調整方法。
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Citations (12)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2005513429A (ja) * 2001-12-18 2005-05-12 マサチユセツツ・インスチチユート・オブ・テクノロジイ 光学距離測定用のシステムと方法
JP2008520992A (ja) * 2004-11-18 2008-06-19 ミケルソン ダイアグノスティックス リミテッド 干渉装置及び方法並びにプローブ
JP2009507208A (ja) * 2005-05-27 2009-02-19 ボード オブ リージェンツ， ザ ユニバーシティ オブ テキサス システム 細胞および組成物の光学コヒーレンス断層撮影法による検出
JP2009524066A (ja) * 2006-01-20 2009-06-25 ザ ジェネラル ホスピタル コーポレイション 波面変調を使用してスペックル低減を提供する光学的干渉断層撮影法のシステム、構成、及びプロセス
JP2010279508A (ja) * 2009-06-03 2010-12-16 Topcon Corp 光画像計測装置
WO2012072060A1 (de) * 2010-11-30 2012-06-07 Technische Universität Dresden Vorrichtung zur nicht-inkrementellen postions- und formvermessung bewegter festkörper
WO2014070520A1 (en) * 2012-10-31 2014-05-08 Thomas Patrick Ryan Fringe shift measurement system
US20140293286A1 (en) * 2013-01-28 2014-10-02 Woods Hole Oceanographic Institution N-wavelength interrogation system and method for multiple wavelength interferometers
US20150157205A1 (en) * 2013-12-05 2015-06-11 Bioptigen, Inc. Systems and Methods for Quantitative Doppler Optical Coherence Tomography
JP2015523578A (ja) * 2012-07-27 2015-08-13 ソルラブス、インコーポレイテッド 敏捷な画像化システム
JP2017522066A (ja) * 2014-06-10 2017-08-10 カール ツァイス メディテック インコーポレイテッドＣａｒｌ Ｚｅｉｓｓ Ｍｅｄｉｔｅｃ Ｉｎｃ． 改善された周波数領域干渉法による撮像システムおよび方法
WO2022104347A1 (en) * 2020-11-10 2022-05-19 Purdue Researchfoundation Apparatuses and methods for examining the movement of constituents within tissue cells

Patent Citations (12)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2005513429A (ja) * 2001-12-18 2005-05-12 マサチユセツツ・インスチチユート・オブ・テクノロジイ 光学距離測定用のシステムと方法
JP2008520992A (ja) * 2004-11-18 2008-06-19 ミケルソン ダイアグノスティックス リミテッド 干渉装置及び方法並びにプローブ
JP2009507208A (ja) * 2005-05-27 2009-02-19 ボード オブ リージェンツ， ザ ユニバーシティ オブ テキサス システム 細胞および組成物の光学コヒーレンス断層撮影法による検出
JP2009524066A (ja) * 2006-01-20 2009-06-25 ザ ジェネラル ホスピタル コーポレイション 波面変調を使用してスペックル低減を提供する光学的干渉断層撮影法のシステム、構成、及びプロセス
JP2010279508A (ja) * 2009-06-03 2010-12-16 Topcon Corp 光画像計測装置
WO2012072060A1 (de) * 2010-11-30 2012-06-07 Technische Universität Dresden Vorrichtung zur nicht-inkrementellen postions- und formvermessung bewegter festkörper
JP2015523578A (ja) * 2012-07-27 2015-08-13 ソルラブス、インコーポレイテッド 敏捷な画像化システム
WO2014070520A1 (en) * 2012-10-31 2014-05-08 Thomas Patrick Ryan Fringe shift measurement system
US20140293286A1 (en) * 2013-01-28 2014-10-02 Woods Hole Oceanographic Institution N-wavelength interrogation system and method for multiple wavelength interferometers
US20150157205A1 (en) * 2013-12-05 2015-06-11 Bioptigen, Inc. Systems and Methods for Quantitative Doppler Optical Coherence Tomography
JP2017522066A (ja) * 2014-06-10 2017-08-10 カール ツァイス メディテック インコーポレイテッドＣａｒｌ Ｚｅｉｓｓ Ｍｅｄｉｔｅｃ Ｉｎｃ． 改善された周波数領域干渉法による撮像システムおよび方法
WO2022104347A1 (en) * 2020-11-10 2022-05-19 Purdue Researchfoundation Apparatuses and methods for examining the movement of constituents within tissue cells

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