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WO2020230364A1 - 光学装置 - Google Patents

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WO2020230364A1
WO2020230364A1 PCT/JP2020/000964 JP2020000964W WO2020230364A1 WO 2020230364 A1 WO2020230364 A1 WO 2020230364A1 JP 2020000964 W JP2020000964 W JP 2020000964W WO 2020230364 A1 WO2020230364 A1 WO 2020230364A1
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WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
light
lens
refractive index
optical device
lens unit
Prior art date
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Ceased
Application number
PCT/JP2020/000964
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
佳史 村田
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Murata Manufacturing Co Ltd
Original Assignee
Murata Manufacturing Co Ltd
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Murata Manufacturing Co Ltd filed Critical Murata Manufacturing Co Ltd
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Ceased legal-status Critical Current

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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K26/00—Working by laser beam, e.g. welding, cutting or boring
    • B23K26/02—Positioning or observing the workpiece, e.g. with respect to the point of impact; Aligning, aiming or focusing the laser beam
    • B23K26/06—Shaping the laser beam, e.g. by masks or multi-focusing
    • B23K26/064—Shaping the laser beam, e.g. by masks or multi-focusing by means of optical elements, e.g. lenses, mirrors or prisms
    • G—PHYSICS
    • G02—OPTICS
    • G02B—OPTICAL ELEMENTS, SYSTEMS OR APPARATUS
    • G02B13/00—Optical objectives specially designed for the purposes specified below

Definitions

  • the present invention relates to an optical device.
  • an optical device for converting a light source light into a desired emitted light is provided.
  • a so-called thermal lens effect occurs in which the light collection performance is affected by a change in the refractive index distribution of the lens due to a change in temperature.
  • the focal position of the lens deviates from the processing point, so that the laser beam is not focused on the processing point, the beam diameter at the processing point fluctuates, and as a result, the processing accuracy deteriorates.
  • a first positive lens made of an optical material having a negative temperature coefficient of refractive index and a positive temperature coefficient of refractive index are positive.
  • a configuration in combination with a second positive lens made of a certain optical material is disclosed. In this configuration, even if the environmental temperature changes, the refractive indexes of the first positive lens and the second positive lens change in opposite directions, so that these changes are canceled out and the fluctuation of the focal position can be suppressed. it can.
  • Patent Document 2 discloses a laser irradiation device including an irradiation optical system in which at least one lens is made of a birefringent material.
  • this laser irradiation device since a plurality of focal points are formed in the optical axis direction of the laser beam by a lens made of a birefringent material, it is possible to process an object at a relatively deep depth of focus.
  • the spherical aberration of the lens can also change.
  • the temperature of the lens may rise locally because the heat of the laser beam is absorbed by a part of the lens.
  • the change in aberration characteristics may differ depending on the height of the incident light beam of the lens, but Patent Document 1 and Patent Document 2 do not consider such aberration of the lens. Therefore, when the change in the aberration characteristics due to the temperature change is remarkable, the beam diameter at the laser processing point may change significantly even if the fluctuation in the focal length is small, and the processing accuracy may deteriorate.
  • the present disclosure has been made in view of such circumstances, and an object of the present disclosure is to provide an optical device capable of maintaining a uniform beam diameter even when the temperature of a lens changes. Is.
  • the optical device is a collimating lens unit that converts light source light from a light source into parallel light, and a collection that collects parallel light emitted from the collimating lens unit and irradiates an object with irradiation light.
  • a condensing lens unit comprising an optical lens unit, the condensing lens unit includes a condensing lens made of a material having birefractive properties, and the irradiation light is a first condensing lens in which parallel light is refracted at a first refractive index.
  • the maximum value ⁇ Zmax of the amount of spherical aberration of the first ray is the focal point of the first ray and the second ray, including the second ray in which the light beam and the parallel light are refracted at the second refractive index higher than the first refractive index.
  • the focal separation amount is ⁇ f or more.
  • an optical device capable of maintaining a uniform beam diameter even when the temperature of the lens changes.
  • FIG. 1 is a diagram showing a configuration example of an optical device according to an embodiment of the present disclosure.
  • FIG. 2 is a diagram for explaining spherical aberration in a general spherical lens.
  • FIG. 3 is a diagram showing an example of an aberration curve in a lens having a positive temperature coefficient of refractive index.
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of an aberration curve in a lens in which the temperature coefficient of the refractive index is negative.
  • FIG. 5 is a diagram showing an example of an aberration curve in a lens having birefringence.
  • FIG. 6 is a graph showing an MTF curve in the optical device according to the present embodiment and the optical device according to the comparative example.
  • FIG. 1 is a diagram showing a configuration example of an optical device according to an embodiment of the present disclosure.
  • the optical device 100 is provided in, for example, a laser processing machine or the like, and converts the light source light into a desired emitted light and outputs the light.
  • the optical device 100 may be provided in, for example, a laser processing machine that performs processing such as welding on an object such as metal or resin by laser light, but the optical device 100 is not limited thereto.
  • the optical device 100 includes, for example, a collimating lens unit 10, a condenser lens unit 20, and a lens cover 30.
  • the collimating lens unit 10 converts the light source light emitted from the light source 40 into parallel light and emits it.
  • the collimating lens unit 10 may be configured to include one or more lenses.
  • the collimating lens unit 10 in the present embodiment is configured to include three lenses 11 to 13 in order from the light source 40 side. Details of the materials and shapes of the lenses 11 to 13 will be described later.
  • the condensing lens unit 20 collects the parallel light emitted from the collimating lens unit 10 and irradiates the object 50 with the irradiation light.
  • the condenser lens unit 20 may be configured to include one or more lenses.
  • the condenser lens unit 20 in the present embodiment includes one condenser lens 21.
  • the condenser lens 21 converts parallel light so that the irradiation light is focused at the processing point of the object 50. That is, it is preferable that the focal length of the condenser lens 21 and the distance (working distance) from the condenser lens 21 to the object 50 match.
  • the focal length of the collimating lens unit 10 (that is, the distance from the principal point determined by the three lenses 11 to 13 to the focal point) is set to fa
  • the focal length of the condenser lens unit 20 (that is, the focal length of the condenser lens 21) is defined as fa.
  • the focal length fb may be longer than the focal length fa. More specifically, the focal length fb may be longer than, for example, four times the focal length fa.
  • the lens cover 30 is provided to protect the condensing lens unit 20 from processing scraps and the like scattered by laser processing.
  • the optical device 100 may include, for example, a prism or the like between the collimating lens unit 10 and the condenser lens unit 20. Next, the materials and shapes of the lenses 11 to 13 and the condenser lens 21 will be described.
  • FIG. 2 is a diagram for explaining spherical aberration in a general spherical lens.
  • Spherical aberration occurs in the lenses 11 to 13 and the condenser lens 21 due to the fact that they are spherical lenses. That is, the light rays that have passed through the lens are refracted so as to intersect the optical axis.
  • the intersection with the optical axis shifts toward the lens as the passing position of the light beam moves away from the optical axis, and longitudinal aberration in the optical axis direction (hereinafter, also referred to as a vertical direction or a depth direction) occurs.
  • a light ray passing through a point at a height h from the optical axis intersects the optical axis at a position P deviated from the ideal imaging position toward the lens by the amount of aberration ⁇ Z.
  • the lenses 11 to 13 have a shorter focal length than the condenser lens 21, that is, have a stronger power, so that the amount of aberration generated is larger than that of the condenser lens 21.
  • the power of the lenses 11 to 13 is stronger in the order of proximity to the light source 40, and the amount of aberration generated is also larger.
  • the lens 11 closest to the light source 40 has a meniscus shape or a plano-convex shape (meniscus shape in FIG. 1) that is convex toward the object 50 side.
  • All of these shapes are lens shapes in which aberrations are relatively unlikely to occur, and in particular, the meniscus shape is less likely to generate aberrations than the plano-convex shape. Therefore, by forming the lens 11 having the largest amount of aberration into a meniscus shape, the influence of the aberration generated in the collimating lens unit 10 can be suppressed. This is also advantageous in reducing the amount of aberration change due to temperature change.
  • the shapes of the lenses 12 and 13 are not particularly limited, but in the present embodiment, for example, they have a plano-convex shape that is convex toward the object 50 side.
  • the lens 11 closest to the light source 40 is made of a material having a negative temperature coefficient of refractive index.
  • the material having a negative temperature coefficient of refractive index may be, for example, a crystalline material such as artificial quartz or calcium fluoride, or glass such as S-LAM73, S-LAL20 from OHARA, or N-PSK53A from Schott. It may be.
  • a lens made of such a material acts to suppress a change in beam diameter at a laser processing point when the aberration changes as the temperature of the lens rises. This point will be described with reference to FIGS. 3 and 4.
  • FIG. 3 is a diagram showing an example of an aberration curve in a lens having a positive temperature coefficient of refractive index.
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of an aberration curve in a lens in which the temperature coefficient of the refractive index is negative.
  • the horizontal axis indicates the imaging position (mm) in the depth direction (vertical direction), and the vertical axis indicates the height of the incident light beam.
  • the beam has a core in the center, and the beam diameter is substantially reduced. Since this distribution is significantly different from the distribution before the temperature rises, the degree of deterioration of the beam diameter due to the temperature rise is greater than in the case where the focal point only moves.
  • the aberration curve changes from a convex shape to the right side (back side) to a convex shape to the left side (front side), and changes in the focusing position due to fluctuations in the height of the incident light beam. It can be read that is becoming loose.
  • the change in beam diameter becomes small. That is, the degree of change in the beam diameter due to the temperature change can be reduced.
  • the lens 11 is made of a material having a negative refractive index temperature coefficient (for example, artificial crystal), and the lenses 12 and 13 have a positive refractive index temperature coefficient.
  • the lenses 12 and 13 are also composed of a material having a negative refractive index temperature coefficient in addition to or in place of the lens 11. You may.
  • the aberration generated in the lenses 11 to 13 is as small as possible.
  • the degree of aberration generated in the collimating lens unit 10 can be further suppressed.
  • the condenser lens 21 is made of a material having birefringence.
  • the material having birefringence may be a crystalline material such as quartz, rutile, sapphire, or magnesium fluoride.
  • the condenser lens 21 will be described as being composed of artificial quartz.
  • Artificial quartz is a uniaxial crystal having an optical axis in one direction. Artificial quartz has a higher transmittance in a wide wavelength range than other materials such as glass. Even when the artificial quartz transmits light having a relatively short wavelength and strong energy (for example, deep ultraviolet light), the optical characteristics are not easily impaired and the deterioration progresses slowly. In addition, artificial quartz has excellent water resistance because it does not have deliquescent properties.
  • the condenser lens 21 is arranged so that the optical axis of the incident light is not parallel to the optical axis and is not orthogonal to the optical axis.
  • the refractive index n o ordinary ray refracted at the (first refractive index) (first light beam), refracted by the refractive index n e (second refractive index) It separates into abnormal rays (second rays) and proceeds.
  • the vibrating planes of normal and abnormal rays are orthogonal and connect two different focal points in the optical axis direction.
  • the phase velocity of light rays differs depending on the traveling direction, so that the refractive index differs depending on the vibration plane.
  • the refractive index of extraordinary ray n e towards the (second refractive index) is higher than the ordinary ray refractive index n o (first refractive index) (n o ⁇ n e).
  • FIG. 5 is a diagram showing an example of an aberration curve in a lens having birefringence.
  • the horizontal axis indicates the position in the depth direction
  • the vertical axis indicates the height of the incident light beam.
  • FIG. 5 shows an image of the aberration curves of the normal light ray and the abnormal light ray divided into two by the condenser lens 21.
  • the artificial quartz since lower than the refractive index n e of the extraordinary ray direction of the refractive index n o of the ordinary ray, is longer than the focal length f e of the extraordinary ray direction of the focal length f o of the ordinary ray.
  • the distance between the focal point Fo of the normal light beam arranged on the back side and the focal point Fe of the abnormal light ray arranged on the front side is defined as the separation amount ⁇ f between the focal points.
  • the normal light is blurred so that a part of the normal light covers the optical path of the abnormal light, so that the two focal points Fo and Fe are smoothly connected and in the depth direction. A uniform beam diameter can be obtained.
  • the maximum value ⁇ Zmax of the aberration amount ⁇ Z of ordinary light rays is equal to or greater than the separation amount ⁇ f between focal points ( ⁇ Zmax ⁇ ⁇ f).
  • the condition is expressed in a mathematical formula as follows.
  • the amount of aberration ⁇ Z generated in the spherical lens is generally expressed by the following equation (1).
  • h is the height of the incident light beam from the optical axis.
  • f (h) is the distance between the principal point of the lens and the intersection of the light ray passing through the incident light ray height h and the optical axis.
  • f 0 is the focal length.
  • the coefficient K is a value represented by the following equation (2).
  • n is the refractive index.
  • q is a so-called shape factor.
  • the shape factor is a value represented by the following equation (3) when the radius of curvature on the object side of the lens is r 1 and the radius of curvature on the image side is r 2 .
  • p is a so-called position factor.
  • the position factor p is a value represented by the following equation (4) when the object distance is S and the image distance is S'(both are positive values).
  • the separation amount ⁇ f of the two focal points Fo and Fe is obtained.
  • the focal length f 0 of a lens having a refractive index n is expressed by the following equation (5) if the thickness of the lens is small.
  • the separation amount ⁇ f of the focal point of the normal light ray and the abnormal light ray in the present embodiment is expressed by the following formula (6).
  • n l is the lower refractive index of the two refractive index n o, n e. ⁇ n two refractive index n o, an absolute value of the difference between n e. f is the focal length when the refractive index is n l .
  • the amount of aberration ⁇ Z becomes maximum when, for example, a light ray passes through the maximum periphery of the lens (that is, the effective diameter of the lens).
  • a ratio of the focal length f of the lens to the effective diameter that is, corresponding to 2h
  • a general lens having a focal length f of 200 mm and an effective diameter of 48 mm for example, A. Laskin et al. " Beam shapping of focal length of multimode lasers ”, High-Power Laser Materials Processing: Applications, Diameters, Diseases ..
  • the condenser lens 21 preferably has a lens shape such that the shape factor q satisfies 1.3 ⁇ q.
  • the condenser lens 21 may be, for example, a lens having a positive meniscus shape convex toward the light source 40 side.
  • the upper limit of the shape factor q is preferably about 9 (1.3 ⁇ q ⁇ 9).
  • the condenser lens 21 is made of a crystal
  • the temperature coefficient of the refractive index of the crystal is negative. Therefore, as with the lens 11, the aberration characteristics are steep according to the height of the incident light even when the temperature rises. The degree of change in beam diameter due to temperature change can be reduced without changing to.
  • the condenser lens 21 is made of a material having birefringence, and the maximum value ⁇ Zmax of the aberration amount in the light ray having the lower refractive index is the separation amount ⁇ f between the focal points. That is all.
  • the maximum value ⁇ Zmax of the aberration amount in the light ray having the lower refractive index is the separation amount ⁇ f between the focal points. That is all.
  • the lens 11 closest to the light source 40 is made of a material having a negative temperature coefficient of refractive index.
  • FIG. 6 is a graph showing MTF curves in the optical device according to the present embodiment and the optical device according to the comparative example in order to show the degree of light collection in a specific diameter.
  • the vertical axis indicates MTF (Modulation Transfer Function), and the horizontal axis indicates the position in the depth direction.
  • the lens 11 shown in FIG. 1 is made of a glass material having a positive temperature coefficient of refractive index
  • the condenser lens 21 is a synthetic quartz (SiO 2 ) material having no birefringence. It is an aspect composed of.
  • the spatial frequency was set to 10 LP / mm (LP: Line Pairs).
  • the MTF is highest at the point where the depth direction is zero, but the MTF drops sharply as it deviates from that point. That is, a sharp edge can be processed at the condensing position, but it can be said that the processing accuracy is significantly deteriorated when the condensing position fluctuates due to a temperature change or the like.
  • the MTF value at the point where the depth direction is zero is not as high as in the comparative example, but the MTF is uniformly maintained over a wide range including the zero point. From this, it can be said that in the present embodiment, uniform processing is maintained even if the light collection position fluctuates as compared with the comparative example.
  • the optical device 100 is used in a laser processing machine that converts laser light, but the light converted by the optical device 100 is not limited to the laser light and may be other light. There may be.
  • Optical device 10 ... Collimating lens unit, 11-13 ... Lens, 20 ... Condensing lens unit, 21 ... Condensing lens, 30 ... Lens cover, 40 ... Light source, 50 ... Object

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Abstract

光学装置（１００）は、光源からの光源光を平行光に変換するコリメートレンズユニット（１０）と、コリメートレンズユニットから出射された平行光を集光させて対象物に照射光を照射する集光レンズユニット（２０）と、を備え、集光レンズユニットは、複屈折性を有する材料により構成された集光レンズ（２１）を含み、照射光は、集光レンズにおいて平行光が第１屈折率で屈折した第１光線、及び平行光が第１屈折率より高い第２屈折率で屈折した第２光線を含み、第１光線の球面収差の収差量の最大値ΔＺｍａｘは、第１光線の焦点と第２光線の焦点の分離量δｆ以上である。

Description

光学装置
　本発明は、光学装置に関する。
　従来、例えばレーザ加工機においては、光源光を所望の出射光に変換するための光学装置が設けられている。このような光学装置においては、温度の変化によりレンズの屈折率分布が変化することで集光性能に影響が現れる、いわゆる熱レンズ効果が生じることが知られている。熱レンズ効果が生じると、レンズの焦点位置が加工点からずれることによって加工点にレーザ光の焦点が合わなくなり、加工点におけるビーム径が変動し、結果として加工精度が劣化するという問題がある。
　この問題に対処するため、例えば下記特許文献１には、対物光学系において、屈折率の温度係数が負である光学材料で構成された第１の正レンズと、屈折率の温度係数が正である光学材料で構成された第２の正レンズとを組み合わせた構成が開示されている。本構成では、環境温度が変化しても、第１の正レンズと第２の正レンズの屈折率が反対方向に変化するため、これらの変化が相殺され、焦点位置の変動を抑制することができる。
　また、下記特許文献２には、少なくとも一つのレンズが複屈折材料により構成された照射光学系を含むレーザ照射装置が開示されている。このレーザ照射装置では、複屈折材料により構成されたレンズによってレーザ光の光軸方向に複数の焦点が形成されるため、比較的深い焦点深度で対象物の加工を行うことができる。
特開２００２－１６９０８３号公報 特開２０１１－５５３７号公報
　レンズに温度変化があると、レンズの屈折率に加えて、レンズの球面収差もまた変化し得る。特にレーザ加工機においては、レーザ光の熱がレンズの一部に吸収されることにより、レンズの温度が局所的に上昇し得る。この場合、レンズの入射光線高さによって収差特性の変化が異なり得るが、上記特許文献１及び特許文献２では、このようなレンズの収差までは考慮されていない。従って、温度変化に伴う収差特性の変化が顕著である場合、焦点距離の変動が小さくてもレーザ加工点におけるビーム径が大きく変化し、加工精度が悪化し得る。
　本開示はこのような事情に鑑みてなされたものであり、本開示の目的は、レンズの温度が変化した場合であっても一様なビーム径を維持することができる光学装置を提供することである。
　本開示の一側面に係る光学装置は、光源からの光源光を平行光に変換するコリメートレンズユニットと、コリメートレンズユニットから出射された平行光を集光させて対象物に照射光を照射する集光レンズユニットと、を備え、集光レンズユニットは、複屈折性を有する材料により構成された集光レンズを含み、照射光は、集光レンズにおいて平行光が第１屈折率で屈折した第１光線、及び平行光が第１屈折率より高い第２屈折率で屈折した第２光線を含み、第１光線の球面収差の収差量の最大値ΔＺｍａｘは、第１光線の焦点と第２光線の焦点の分離量δｆ以上である。
　本開示によれば、レンズの温度が変化した場合であっても一様なビーム径を維持することができる光学装置を提供することができる。
図１は、本開示の一実施形態に係る光学装置の構成例を示した図である。 図２は、一般的な球面レンズにおける球面収差を説明するための図である。 図３は、屈折率の温度係数が正であるレンズにおける収差曲線の一例を示す図である。 図４は、屈折率の温度係数が負であるレンズにおける収差曲線の一例を示す図である。 図５は、複屈折性を有するレンズにおける収差曲線の一例を示す図である。 図６は、本実施形態に係る光学装置及び比較例に係る光学装置におけるＭＴＦ曲線を示すグラフである。
　以下に本発明の実施の形態を説明する。なお、以下の図面の記載において同一又は類似の構成要素は同一又は類似の符号で表している。図面は例示であり、各部の寸法や形状は模式的なものであり、本願発明の技術的範囲を当該実施の形態に限定して解するべきではない。
　図１を参照して、本開示の第１実施形態に係る光学装置について説明する。図１は、本開示の一実施形態に係る光学装置の構成例を示した図である。
　本実施形態に係る光学装置１００は、例えばレーザ加工機等に備えられ、光源光を所望の出射光に変換して出力する。光学装置１００は、例えばレーザ光により金属や樹脂等の対象物に溶接等の加工を施すレーザ加工機に備えられてよいが、これに限定されない。
　図１に示されるように、光学装置１００は、例えば、コリメートレンズユニット１０、集光レンズユニット２０、及びレンズカバー３０を備える。
　コリメートレンズユニット１０は、光源４０から出射される光源光を平行光に変換して出射する。コリメートレンズユニット１０は、１つ又は複数のレンズを含んで構成されてよい。例えば本実施形態におけるコリメートレンズユニット１０は、光源４０側から順に３つのレンズ１１～１３を含んで構成されている。レンズ１１～１３の材質及び形状の詳細については後述する。
　集光レンズユニット２０は、コリメートレンズユニット１０から出射された平行光を集光して対象物５０に照射光を照射する。集光レンズユニット２０は、１つ又は複数のレンズを含んで構成されてよい。例えば本実施形態における集光レンズユニット２０は、１つの集光レンズ２１を含んで構成される。
　集光レンズ２１は、照射光が対象物５０の加工点において集光するように平行光を変換する。すなわち、集光レンズ２１の焦点距離と、集光レンズ２１から対象物５０までの距離（ワーキングディスタンス）は一致することが好ましい。
　コリメートレンズユニット１０の焦点距離（すなわち、３つのレンズ１１～１３によって決まる主点から焦点までの距離）をｆａとし、集光レンズユニット２０の焦点距離（すなわち、集光レンズ２１の焦点距離）をｆｂとする。焦点距離ｆｂは焦点距離ｆａより長くてよい。より具体的には、焦点距離ｆｂは、例えば焦点距離ｆａの４倍より長くてもよい。集光レンズ２１の焦点距離ｆｂが長いと、ワーキングディスタンスが長く確保されるため、集光レンズ２１を対象物５０から遠ざけることができる。これにより、レーザ加工により飛散する加工くず等が集光レンズ２１に当たることが防止される。集光レンズ２１の材質及び形状の詳細については後述する。
　レンズカバー３０は、レーザ加工により飛散する加工くず等から集光レンズユニット２０を守るために設けられている。
　なお、図１においては図示が省略されているが、光学装置１００は、例えばコリメートレンズユニット１０と集光レンズユニット２０との間にプリズム等を備えていてもよい。次に、レンズ１１～１３及び集光レンズ２１の材質及び形状について説明する。
　図２は、一般的な球面レンズにおける球面収差を説明するための図である。レンズ１１～１３及び集光レンズ２１では、球面レンズであることに起因して球面収差が生じる。すなわち、レンズを通過した光線は光軸と交わるように屈折する。この際、球面レンズでは光線の通過位置が光軸から離れるほど光軸との交点がレンズ側にずれ、光軸方向（以下、縦方向又は深さ方向ともいう。）の縦収差が生じる。例えば、図２に示されるように、光軸から高さｈの地点を通過した光線は、理想的な結像位置から収差量△Ｚ分レンズ側にずれた位置Ｐで光軸と交わる。
　このような球面収差により、理想的な結像位置より手前側では前ぼけが生じ、後ろ側では後ぼけが生じることが知られている。図２に示されるように、光軸からの高さｈと、ある高さｈを通過した光線の収差量△Ｚとの関係を示す曲線Ｘを収差曲線とよぶ。なお、本明細書では、特に区別する必要のない場合、球面収差を単に収差ともいう。
　本実施形態において、レンズ１１～１３は、集光レンズ２１に比べて焦点距離が短く、すなわちパワーが強いため、集光レンズ２１に比べて発生する収差量が大きい。レンズ１１～１３は、光源４０から近い順にパワーが強く、発生する収差量もまた大きい。加えて、光源４０から近い順にビーム径が小さくエネルギーが集中するため、温度変化が生じやすい。従って、光源４０から最も近いレンズ１１は、対象物５０側に凸のメニスカス形状又は平凸形状（図１においてはメニスカス形状）を有している。これらの形状は、いずれも収差が比較的発生しにくいレンズ形状であり、特にメニスカス形状は、平凸形状より収差が発生しにくい。従って、最も収差量が大きいレンズ１１をメニスカス形状とすることにより、コリメートレンズユニット１０において生じる収差の影響を抑制することができる。このことは、温度変化に伴う収差変化量を小さくする上でも有利である。なお、レンズ１２，１３の形状は特に限定されないが、本実施形態では例えば対象物５０側に凸の平凸形状を有している。
　加えて、本実施形態では、最も光源４０に近いレンズ１１が、屈折率の温度係数が負である材料により構成されている。屈折率の温度係数が負であるとは、温度が高くなるほど屈折率が低くなる（すなわち、ｄｎ／ｄｔ＜０である）ことを示す。屈折率の温度係数が負である材料は、例えば人工水晶、フッ化カルシウムなどの結晶材料であってもよく、あるいはＯＨＡＲＡ社のＳ－ＬＡＭ７３、Ｓ－ＬＡＬ２０、Ｓｃｈｏｔｔ社のＮ－ＰＳＫ５３Ａなどのガラスであってもよい。このような材料により構成されたレンズは、レンズの温度の上昇に伴って収差が変化すると、レーザ加工点におけるビーム径の変化を抑えるように作用する。この点について図３及び図４を参照して説明する。
　図３は、屈折率の温度係数が正であるレンズにおける収差曲線の一例を示す図である。図４は、屈折率の温度係数が負であるレンズにおける収差曲線の一例を示す図である。図３及び図４に示されるグラフにおいて、横軸は深さ方向（縦方向）の結像位置（ｍｍ）を示し、縦軸は入射光線高さを示す。
　屈折率の温度係数が正のレンズの場合、図３に示されるように、焦点の位置に着目すると、温度の上昇により屈折率が高くなり、焦点が手前側（レンズ側）に移動するため、収差曲線は曲線２００から曲線２１０に移動する。次に収差を考慮すると、屈折率が高くなると収差が奥側（レンズから遠い側）に変化するため、収差曲線は曲線２１０から曲線２２０に移動する。曲線２２０から、光軸付近における収差の程度は一様であるが、光軸から離れた領域において収差が大きく急激に悪化していることが読み取れる。この場合、中心に芯があるようなビームとなり、ビーム径が実質的に小さくなる。この分布は温度が上昇する前の分布とは大きく異なるため、焦点が移動するのみの場合に比べて、温度上昇に伴うビーム径の悪化の度合いは大きい。
　他方、屈折率の温度係数が負のレンズの場合、図４に示されるように、焦点の位置に着目すると、温度の上昇により屈折率が低くなり、焦点が奥側に移動するため、収差曲線は曲線３００から曲線３１０に移動する。次に収差を考慮すると、屈折率が低くなると収差が手前側に変化するため、収差曲線は曲線３１０から曲線３２０に移動する。曲線３２０から、光軸から離れるにつれて、収差曲線が右側（奥側）に凸の形状から左側（手前側）に凸の形状へと変化し、入射光線高さの変動に伴う集光位置の変動が緩やかになっていることが読み取れる。すなわち、光軸から離れた領域での集光を手前側に留めることによって焦点距離の変動がキャンセルされるとともに、ある深さにおいて強く集光するということがないため、温度が上昇する前と比べてビーム径の変化は小さくなる。つまり、温度変化に伴うビーム径の変化の度合いを小さくすることができる。
　このように、屈折率の温度係数が負のレンズを用いることにより、焦点距離の変化による影響のみならず、温度変化による収差特性の変化の影響をも抑制することができる。
　なお、本実施形態では、３つのレンズ１１～１３のうち、レンズ１１が屈折率の温度係数が負の材料（例えば、人工水晶）により構成され、レンズ１２，１３が屈折率の温度係数が正の材料（例えば、ガラス）により構成される例が示されているが、レンズ１１に加えて、あるいはレンズ１１に代えて、レンズ１２，１３もまた屈折率の温度係数が負の材料により構成されてもよい。
　また、レンズ１１～１３において生じる収差は極力小さい方が好ましい。例えば、レンズ１１～１３の一部又は全ては、アプラナティック条件を満たすことがより好ましい。アプラナティック条件を満たすことにより、コリメートレンズユニット１０において生じる収差の程度をさらに抑えることができる。
　集光レンズ２１は、複屈折性を有する材料により構成される。複屈折性を有する材料は、例えば水晶、ルチル、サファイア、又はフッ化マグネシウムなどの結晶材料であってよい。本実施形態では一例として、集光レンズ２１が人工水晶により構成されるものとして説明する。
　人工水晶は、一方向の光学軸を有する一軸性結晶である。人工水晶は、例えばガラス等の他の材料に比べて広い波長の範囲において高い透過率を有している。人工水晶は、波長が比較的短くエネルギーが強力な光（例えば、深紫外光）を透過させる場合であっても、光学的特徴が損なわれにくく劣化の進行が遅い。また、人工水晶は潮解性を有しないため耐水性に優れる。
　集光レンズ２１は、入射光の光軸が光学軸と平行でなく、かつ直交しないように配置されている。これにより、集光レンズ２１に入射された入射光は、屈折率ｎｏ（第１屈折率）で屈折した常光線（第１光線）と、屈折率ｎｅ（第２屈折率）で屈折した異常光線（第２光線）に分かれて進む。常光線と異常光線の振動面は直交し、光軸方向に互いに異なる２つの焦点を結ぶ。これは、水晶の結晶構造上、光線の位相速度が進行方向に応じて異なることにより、振動面により屈折率が異なるためである。例えば人工水晶の場合、異常光線の屈折率ｎｅ（第２屈折率）の方が、常光線の屈折率ｎｏ（第１屈折率）より高い（ｎｏ＜ｎｅ）。
　図５は、複屈折性を有するレンズにおける収差曲線の一例を示す図である。同図に示されるグラフにおいて、横軸は深さ方向の位置を示し、縦軸は入射光線高さを示す。図５には、集光レンズ２１により２つに分かれた常光線と異常光線の収差曲線のイメージが示されている。
　人工水晶では、常光線の屈折率ｎｏの方が異常光線の屈折率ｎｅより低いため、常光線の焦点距離ｆｏの方が異常光線の焦点距離ｆｅより長い。このとき、奥側に配置された常光線の焦点Ｆｏと手前側に配置された異常光線の焦点Ｆｅとの間の距離を、焦点間の分離量δｆとする。ここで、集光レンズ２１の収差により、常光線の一部が異常光線の光路に被るように常光線のぼけが生じることにより、２つの焦点Ｆｏ，Ｆｅの間が滑らかに繋がり、深さ方向に一様なビーム径を得ることができる。
　具体的には、例えば常光線の収差量△Ｚの最大値△Ｚｍａｘが、焦点間の分離量δｆ以上であることが好ましい（△Ｚｍａｘ≧δｆ）。当該条件を数式に表すと、以下のとおりである。
　まず、球面レンズにおいて生じる収差量△Ｚは、一般的に以下の式（１）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
　ここで、ｈは光軸からの入射光線高さである。ｆ（ｈ）は、レンズの主点と、入射光線高さｈを通過した光線と光軸との交点との間の距離である。ｆ０は焦点距離である。係数Ｋは、以下の式（２）で示される値である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
　ここで、ｎは屈折率である。ｑはいわゆるシェイプファクターである。シェイプファクターは、レンズの対象物側の曲率半径をｒ１とし、像側の曲率半径をｒ２としたときに、以下の式（３）で示される値である。ｐはいわゆるポジションファクターである。ポジションファクターｐは、物距離をＳ、像距離をＳ´（いずれも正の値）としたときに、以下の式（４）で示される値である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
　本実施形態では、集光レンズ２１にはコリメート光に近い光が入射するため、Ｓ＝－∞であり、ｐ＝－１である。
　次に、２つの焦点Ｆｏ，Ｆｅの分離量δｆを求める。一般的に、屈折率ｎのレンズにおける焦点距離ｆ０は、レンズの厚みが小さければ以下の式（５）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
　上記式（５）より、本実施形態における常光線と異常光線の焦点の分離量δｆは、以下の式（６）により表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
　上記式（２）、式（３）、ｐ＝－１、及び式（６）から、以下の式（７）が成立する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
　ここで、ｎｌは２つの屈折率ｎｏ、ｎｅのうち低い方の屈折率である。δｎは２つの屈折率ｎｏ、ｎｅの差分の絶対値である。ｆは屈折率ｎｌの場合の焦点距離である。収差量△Ｚの最大値△Ｚｍａｘが分離量δｆ以上となるには、△Ｚｍａｘ／δｆ≧１であることが必要である。従って、以下の式（８）を満たすことが必要となる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000008
　例えば、厚さ３５５ｎｍの人工水晶のレンズの場合、δｎ＝ｎｅ－ｎｏ＝０．０１程度である。また、収差量△Ｚが最大となるのは、光線が例えばレンズの最大周辺（すなわち、レンズの有効径）を通過するときである。ここで、レンズの焦点距離ｆと有効径（すなわち、２ｈに相当）の比率として、例えば焦点距離ｆが２００ｍｍであり有効径が４８ｍｍである一般的なレンズ（例えば、Ａ．　Ｌａｓｋｉｎ　ｅｔ　ａｌ．“Ｂｅａｍ　ｓｈａｐｉｎｇ　ｏｆ　ｆｏｃｕｓｅｄ　ｒａｄｉａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｍｕｌｔｉｍｏｄｅ　ｌａｓｅｒｓ”，　Ｈｉｇｈ－Ｐｏｗｅｒ　Ｌａｓｅｒ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ　Ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇ：　Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ，　Ｄｉａｇｎｏｓｔｉｃｓ，　ａｎｄ　Ｓｙｓｔｅｍｓ　ＶＩＩ　Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ　Ｐａｐｅｒ，　２０１８）の比率を用いると、上記式（８）の左辺は、およそ５．６となる。
　一般的な硝材の屈折率はおよそ１．５以上であるため、５．６≦｛式（８）の右辺｝を満たすｑは、およそ１．３＜ｑとなる。すなわち、集光レンズ２１は、シェイプファクターｑが１．３＜ｑを満たすようなレンズ形状であることが好ましい。具体的に、集光レンズ２１は、例えば光源４０側に凸の正のメニスカス形状を有するレンズであってもよい。なお、レンズの加工精度を考慮すると、シェイプファクターｑの上限は９程度（１．３＜ｑ＜９）であることが好ましい。
　また、集光レンズ２１において生じる収差は極力小さいことが好ましい。従って、常光線の収差量△Ｚｍａｘと焦点の分離量δｆは、ほぼ同じであることが好ましい（△Ｚｍａｘ＝δｆ）。これにより、焦点間を連続的に繋ぎつつ、必要以上のぼけの発生を抑制することができる。
　集光レンズ２１が水晶により構成される場合、水晶は屈折率の温度係数が負であるため、上記レンズ１１と同様に、温度が上昇しても収差の特性が入射光線高さに応じて急峻に変化することがなく、温度変化によるビーム径の変化の度合いを小さくすることができる。
　以上説明したとおり、光学装置１００では、集光レンズ２１が複屈折性を有する材料により構成されるとともに、屈折率が低い方の光線における収差量の最大値△Ｚｍａｘが、焦点間の分離量δｆ以上となる。これにより、深さ方向に配置された２つの焦点間に一様にぼけた光が生成され、すなわち疑似的に焦点深度を深くすることができる。従って、レーザ加工の際に集光レンズ２１の温度が変化し、焦点の位置が加工点からずれた場合であっても、一様なビーム径が維持されるため、均一に加工することができる。
　また、光学装置１００では、コリメートレンズユニット１０において、光源４０に最も近いレンズ１１が、屈折率の温度係数が負の材料により構成される。これにより、レンズ１１の温度が上昇しても、収差特性の変化により焦点距離の変動がキャンセルされ、かつある深さにおいて強く集光することがないため、温度変化に伴うビーム径の変化の度合いを抑制することができる。
　図６は、特定の径における集光度合いを表すために、本実施形態に係る光学装置及び比較例に係る光学装置におけるＭＴＦ曲線を示したグラフである。縦軸は、ＭＴＦ（Ｍｏｄｕｌａｔｉｏｎ　Ｔｒａｎｓｆｅｒ　Ｆｕｎｃｔｉｏｎ）を示し、横軸は深さ方向の位置を示す。比較例とは、図１に示されるレンズ１１が、屈折率の温度係数が正の材料である硝材により構成され、集光レンズ２１が複屈折性を有しない材料である合成石英（ＳｉＯ２）により構成された態様である。ここで、空間周波数は１０ＬＰ／ｍｍとした（ＬＰ：Ｌｉｎｅ　Ｐａｉｒｓ）。
　図６に示されるように、比較例においては、深さ方向がゼロの地点において最もＭＴＦが高くなるものの、そこから外れるにつれてＭＴＦが急激に低下している。すなわち、集光位置においては尖鋭なエッジが加工できるが、温度変化などによって集光位置が変動すると加工精度が著しく劣化するといえる。他方、本実施形態においては、深さ方向がゼロの地点におけるＭＴＦの値は比較例ほど高くないものの、当該ゼロの地点を含む広い範囲にわたってＭＴＦが一様に保たれている。ここから、本実施形態では、比較例に比べて集光位置の変動が起こっても、一様な加工が保たれるといえる。
　なお、上述の各実施形態では、光学装置１００がレーザ光を変換するレーザ加工機に用いられる場合が想定されているが、光学装置１００が変換する光はレーザ光に限られず、他の光であってもよい。
　以上、本発明の例示的な実施形態について説明した。なお、以上説明した各実施形態は、本発明の理解を容易にするためのものであり、本発明を限定して解釈するためのものではない。本発明は、その趣旨を逸脱することなく、変更又は改良され得るとともに、本発明にはその等価物も含まれる。即ち、各実施形態に当業者が適宜設計変更を加えたものも、本発明の特徴を備えている限り、本発明の範囲に包含される。例えば、各実施形態が備える各要素及びその配置、材料、条件、形状、サイズなどは、例示したものに限定されるわけではなく適宜変更することができる。また、各実施形態が備える各要素は、技術的に可能な限りにおいて組み合わせることができ、これらを組み合わせたものも本発明の特徴を含む限り本発明の範囲に包含される。
１００…光学装置、１０…コリメートレンズユニット、１１～１３…レンズ、２０…集光レンズユニット、２１…集光レンズ、３０…レンズカバー、４０…光源、５０…対象物

Claims (7)

  1. 　光源からの光源光を平行光に変換するコリメートレンズユニットと、
    　前記コリメートレンズユニットから出射された平行光を集光させて対象物に照射光を照射する集光レンズユニットと、を備え、
    　前記集光レンズユニットは、複屈折性を有する材料により構成された集光レンズを含み、
    　前記照射光は、前記集光レンズにおいて前記平行光が第１屈折率で屈折した第１光線、及び前記平行光が前記第１屈折率より高い第２屈折率で屈折した第２光線を含み、
    　前記第１光線の球面収差の収差量の最大値ΔＺｍａｘは、前記第１光線の焦点と前記第２光線の焦点の分離量δｆ以上である、光学装置。
  2. 　前記集光レンズは、前記光源側に凸の正のメニスカス形状を有する、
    　請求項１に記載の光学装置。
  3. 　前記集光レンズのシェイプファクターｑは、１．３＜ｑを満たす、
    　請求項１又は２に記載の光学装置。
  4. 　前記収差量の最大値△Ｚｍａｘと前記分離量δｆは、ほぼ同じである、
    　請求項１から３のいずれか一項に記載の光学装置。
  5. 　前記コリメートレンズユニットは、複数のレンズを備え、
    　前記複数のレンズのうち少なくともいずれか一つは、前記対象物側に凸の平凸形状又は前記対象物側に凸の正のメニスカス形状を有する、
    　請求項１から４のいずれか一項に記載の光学装置。
  6. 　前記コリメートレンズユニットは、複数のレンズを備え、
    　前記複数のレンズのうち前記光源に最も近いレンズは、屈折率の温度係数が負である材料により構成された、
    　請求項１から５のいずれか一項に記載の光学装置。
  7. 　前記集光レンズ及び前記光源に最も近いレンズは、人工水晶により構成された、
    　請求項６に記載の光学装置。
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