JP3548476B2

JP3548476B2 - Scanning optical system

Info

Publication number: JP3548476B2
Application number: JP2000005448A
Authority: JP
Inventors: 淳二上窪
Original assignee: ペンタックス株式会社
Priority date: 2000-01-14
Filing date: 2000-01-14
Publication date: 2004-07-28
Anticipated expiration: 2020-01-14
Also published as: JP2001194608A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、レーザープリンタ等の光走査ユニットに用いられる走査光学系に関する。
【０００２】
【従来の技術】
走査光学系は、レーザー光源からの光束をポリゴンミラー等の偏向器により偏向、走査させ、ｆθレンズのような走査レンズを介して感光体ドラム等の走査対象面上にスポットとして結像させる。感光体ドラム上のスポットは、ポリゴンミラーの回転に伴って主走査方向に走査し、この際レーザー光をオンオフ変調することにより走査対象面上に静電潜像を形成する。
【０００３】
このような走査光学系において、半導体レーザーの発光波長のばらつきによる描画性能の変化を抑えるためには、光学系の倍率色収差を小さく抑える必要がある。一般に、色収差は分散の異なる複数の材質のレンズを組み合わせることにより補正されるが、このような構成ではレンズ数が多くなり、かつ、使用できる材料が制限されるという問題がある。
【０００４】
そこで、屈折型の走査レンズと回折レンズとを組み合わせることにより、倍率色収差を補正する技術が従来から知られている。例えば特開平１１−０９５１４５号公報に開示される光学系は、ポリゴンミラーとｆθレンズとの間に回折面が形成された補正素子を有し、これによりｆθレンズの倍率色収差を補正している。また、この公報には、ポリゴンミラーを回転ノイズ防止用のカバーで覆う場合に、補正素子をそのカバーガラスとして兼用できることが指摘されている。
【０００５】
なお、上記の公報のように光源からポリゴンミラーに入射する光束の中心軸と走査レンズの光軸とが同一の平面内で所定の角度をなす光学系では、ポリゴンミラーをカバーで覆う場合に、光源からポリゴンミラーへの入射光束を透過させる部分と、ポリゴンミラーからの反射光を走査レンズ側へ透過させる部分とにカバーガラスを設ける必要がある。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、上記の公報に開示される走査光学系では、補正素子をカバーガラスとして兼用する場合、補正素子がｆθレンズの光軸に対して垂直に配置されているため、これとは別個に光源とポリゴンミラーとの間にもカバーガラスを設けなければならず、かつ、補正素子の表面での不要な反射光がゴースト光として走査対象面に達しやすいという問題がある。
【０００７】
一方、補正素子であるカバーガラスをｆθレンズの光軸に対して傾ければ、２つの透過部分を単一のカバーガラスで覆うことはできるが、この場合には、補正素子がｆθレンズの光軸に対して垂直な場合と比較して、倍率色収差によるスポットのズレ量が大きくなる。
【０００８】
この発明は、上述した従来技術の課題に鑑みてなされたものであり、走査レンズの倍率色収差補正用の回折面をポリゴンカバーのカバーガラス上に設けた場合にも、カバーガラスの枚数を増やすことなく、ゴースト光の影響を抑え、倍率色収差によるスポットのズレ量を小さく抑えることが可能な走査光学系の提供を目的とする。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
この発明にかかる走査光学系は、上記の目的を達成させるため、光源から発する光束を回転駆動される偏向器により偏向させ、走査レンズにより走査対象面上に結像させる構成において、偏向器と走査対象面との間の光路中に、所定の基準点に対して主走査方向において対称に形成された回折面を有して走査レンズの色収差を補正する回折素子を配置し、この回折素子を、基準点における法線が主走査方向において走査レンズの光軸に対して傾くように、かつ、基準点が主走査方向において走査レンズの光軸に対して偏心するように設定したことを特徴とする。
【００１０】
上記の構成によれば、回折素子を走査レンズの光軸に対して傾けて配置した場合にも、基準点を適宜偏心させることにより、倍率色収差の分布を平均化し、その最大値を小さくすることが可能である。
【００１１】
回折素子は、基準点の近傍ではパワーを持たない巨視的にほぼ平面状の素子として構成することができる。また、回折素子は、偏向器と走査レンズとの間に配置することができる。この場合、回折素子は、基準点における法線が走査レンズの光軸に対して垂直な状態を基準として、一方の端部が偏向器に対して近接し、他方の端部が偏向器から離れるよう傾けられ、回折面は、基準点を走査レンズの光軸に対して偏向器から離れる端部の方向に偏心させることが望ましい。
【００１２】
光源から偏向器に入射する光束の中心軸と走査レンズの光軸とが同一の平面内で所定の角度をなす場合、すなわち、走査レンズの光軸を境として、一方側の走査範囲外から光束が偏向器に入射する場合、例えば、回折素子の光源側の端部が偏向器に対して近接するよう傾けられているとすると、回折面は、光源から離れる方向に偏心して配置される。反対に、回折素子の光源側の端部が偏向器から離れるよう傾けられているとすると、回折面は、光源に対して近接する方向に偏心して配置される。
【００１３】
回折素子の基準位置からの傾斜角度をθ（単位：ｄｅｇｒｅｅ）、偏心量をＳ（単位：ｍｍ）とし、回折素子の光源側の端部が偏向器に近接するよう傾斜するときにθが正の値をとり、回折面が光源から離れるときにＳが正の値をとるとすると、上記の回折素子の傾きと回折面の偏心量とは以下の関係を満たすことが望ましい。すなわち、θ＞０の場合には以下の条件（１）、θ＜０の場合には以下の条件（２）を満たすことが望ましい。
０＜Ｓ＜０．７｜θ｜ …（１）
−０．７｜θ｜＜Ｓ＜０ …（２）
【００１４】
【発明の実施の形態】
以下、この発明にかかる走査光学系の実施形態を説明する。実施形態の光学系は、レーザープリンターのレーザー走査ユニットに使用され、入力される描画信号にしたがってＯＮ／ＯＦＦ変調されたレーザー光を感光体ドラム等の走査対象面上で走査させ、静電潜像を形成する走査光学系である。この明細書では、走査対象面上でスポットが走査する方向を主走査方向、これに直交する方向を副走査方向と定義し、各光学素子の形状、パワーの方向性は、走査対象面上での方向を基準に説明することとする。
【００１５】
実施形態にかかる走査光学系は、主走査方向の平面図である図１に示されるように、光源である半導体レーザー１０から発した発散光をコリメートレンズ１１により平行光束とし、副走査方向に正のパワーを有するシリンドリカルレンズ１２を介して偏向器であるポリゴンミラー１４に入射させる。ポリゴンミラー１４の反射面１４ａで反射、偏向されたレーザー光は、ｆθレンズ２０、および補正用レンズ３０を介して収束され、走査対象面４０上に主走査方向に走査するスポットを形成する。
【００１６】
シリンドリカルレンズ１２は、コリメートレンズ１１側のレンズ面が副走査方向にのみ正のパワーを持つシリンダー面、ポリゴンミラー１４側のレンズ面が平面として構成されている。シリンドリカルレンズ１２のパワーは、シリンドリカルレンズ１２により形成される線像がポリゴンミラー１４の反射面１４ａの近傍に位置するよう定められている。
【００１７】
ポリゴンミラー１４の周囲には、図１に破線で示すようにノイズ防止用のカバー１５が取り付けられており、このカバー１５のカバーガラスとして回折素子１６が取り付けられている。回折素子１６は、ポリゴンミラー１４側の面１６ａが平坦面であり、ｆθレンズ２０側の面１６ｂの一部にｆθレンズ２０の倍率色収差を補正するための回折面が基準点Ａを中心として回転対称に形成されている。
【００１８】
実施形態の走査光学系は、半導体レーザー１０からポリゴンミラー１４に入射する光束の中心軸Ａｘ０とｆθレンズ２０の光軸Ａｘ１とが同一の平面内（主走査平面内）で所定の角度をなして交差するため、カバー１５には半導体レーザー１０からポリゴンミラー１４への入射光束を透過させる部分と、ポリゴンミラー１４からの反射光をｆθレンズ２０側へ透過させる部分とにカバーガラスを設ける必要がある。
【００１９】
実施形態の回折素子１６は、基準点Ａにおける法線Ａｘ２がｆθレンズ２０の光軸Ａｘ１に対して傾くように、かつ、回折素子１６の半導体レーザー１０側の端部がポリゴンミラー１４に対して近接する方向（図中時計回り方向）に傾くよう配置されており、これにより１枚の回折素子１６で上記の２つの光路がカバーされている。また、回折素子１６は、その基準点Ａが光軸Ａｘ１に対して図中左側、半導体レーザー１０から離れる方向に所定量シフトして配置されている。
【００２０】
ポリゴンミラー１４で反射された光束は、主走査方向にはほぼ平行光として、副走査方向には発散光としてｆθレンズ２０に入射する。ｆθレンズ２０は、ポリゴンミラー１４側から第１レンズ２１と第２レンズ２２とが配列して構成されている。第１レンズ２１と第２レンズ２２とは、いずれも光軸回りに回転対称なレンズ面のみから構成されるレンズであり、ｆθレンズ２０は全体として正のパワーを有している。
【００２１】
補正用レンズ３０は、走査対象面４０側に近接して配置された像面湾曲補正用の長尺のレンズであり、そのｆθレンズ２０側のレンズ面は、副走査方向の実効的な屈折力が中心から周辺に向けて漸減するアナモフィック面であり、副走査方向に強い正のパワーを有する。補正用レンズ３０を透過した光束は、主走査、副走査の両方向に関して収束光となり、走査対象面４０上にビームスポットを形成する。
【００２２】
次に、図２〜図４に基づき、回折素子１６の形状及び配置について説明する。図２は、回折素子１６をｆθレンズ２０側から見た正面図、図３は図２のＩＩＩ−ＩＩＩ線に沿う断面図、図４は回折素子１６の配置を示す説明図である。
【００２３】
回折素子１６は、図２及び図３に示されるように、その長手方向の一方側が半導体レーザー１０からの光束を透過させる非回折領域Ｒ１、他方側がポリゴンミラー１４からの反射光を透過させる回折領域Ｒ２として形成されている。回折素子１６のポリゴンミラー１４側の面１６ａは全領域が段差のない連続面であり、ほぼ平面である。また、ｆθレンズ２０側の面１６ｂは、非回折領域Ｒ１が平面、回折領域Ｒ２が回折面として形成されている。
【００２４】
回折面は、所定の基準点に対して主走査方向において対称に形成されており、この例では、図２に示すように基準点Ａを中心とする同心円状の輪帯の一部として形成されている。なお、図２〜図４では、理解を容易にするため輪帯の数を実際より少なく、かつ、輪帯間の段差を実際より誇張して示している。輪帯は、図２に示されるように、基準点Ａにおける法線Ａｘ２に対して垂直な平面であり、階段状に基準点Ａ上が最も低く（ポリゴンミラー１４に近く）、周辺に向けて徐々に高く（ポリゴンミラー１４から遠く）なるよう加工されており、回折面は全体として凹面である。なお、回折素子１６は、基準点Ａの近傍ではパワーを持たず、かつ、その巨視的な全体形状は、実際には図１に示されるように平面状である。
【００２５】
実施形態の回折素子１６は、図４（Ｃ）に示すように配置されている。図４（Ａ）は前述した従来例と等価な配置である。図４（Ａ）のように回折素子１６がｆθレンズ２０の光軸Ａｘ１に対して垂直に、かつ、基準点Ａが光軸Ａｘ１に一致するよう配置されている場合には、ｆθレンズ２０の倍率色収差を良好に補正することができるが、カバーガラスとして用いる場合には、回折素子１６とは別個に半導体レーザー１０からの光束を入射させるカバーガラスが必要となり、かつ、ゴーストの影響を受けやすい。
【００２６】
図４（Ａ）に示す状態から矢印θで示すように、回折素子１６を図中時計回りに回転させ、図４（Ｂ）に示すように配置したとする。この場合には、半導体レーザー１０からの光束と、ポリゴンミラー１４からの反射光とを１枚の回折素子１６により透過させることができる。しかしながら、回折素子１６は、図４（Ａ）の状態を基準とすると図中下側となる一方の端部がポリゴンミラー１４に対して近接し、他方の端部がポリゴンミラー１４から離れるよう傾けられているため、ｆθレンズ２０の光軸Ａｘ１より図中上側の部分では同一の偏向角の光束が、図４（Ａ）の状態より基準点Ａから離れた輪帯に入射し、反対に光軸Ａｘ１より図中下側の部分では図４（Ａ）の状態より基準点Ａに近い輪帯に入射する。回折素子１６の倍率色収差の補正効果は基準点Ａから離れるにしたがって大きくなるため、光軸より上側の部分では補正過剰、下側の部分では補正不足となる。
【００２７】
図４（Ｂ）に示す状態から矢印Ｓに示すように回折素子１６を図中上側にスライドさせて図４（Ｃ）に示す位置に設定する。これにより、基準点Ａはｆθレンズ２０の光軸Ａｘ１に対し、ポリゴンミラー１４から離れる端部の方向、すなわち図中上側に偏心することとなる。このように基準点Ａを偏心させることにより、回折素子１６を傾けたことにより発生する倍率色収差を平均化することができ、色収差による走査対象面４０上でのスポット位置のズレ量の最大値を小さくすることができる。
【００２８】
回折素子１６の基準位置からの傾斜角度をθ（単位：ｄｅｇｒｅｅ）、偏心量をＳ（単位：ｍｍ）とし、回折素子１６の半導体レーザー１０側の端部がポリゴンミラー１４に近接するよう傾斜するときにθが正の値をとり、回折面が半導体レーザー１０から離れるときにＳが正の値をとるとする。図１、図４の場合、θ＞０となり、この場合には以下の条件（１）を満たすことが望ましい。
０＜Ｓ＜０．７｜θ｜ …（１）
【００２９】
なお、回折素子１６を、図４（Ｃ）とは反対に、その半導体レーザー１０側の端部がポリゴンミラー１４から離れる方向（図中反時計回り方向）に傾くよう配置することもできる。この場合、θ＜０となり、以下の条件（２）を満たすことが望ましい。
−０．７｜θ｜＜Ｓ＜０ …（２）
この場合には、実施形態のようにカバーガラスの兼用という利点なくなるが、ゴースト光の影響を抑えることは可能である。
【００３０】
次に、上述した走査光学系の具体的な数値例を示し、この数値例において図４のように回折素子１６の設定状態を変えた場合の収差変化につき併せて説明する。
実施例の説明の前に、回折面の表現形式について説明する。回折面の形状は、光軸からの距離ｈにおける光軸と回折面との交点での接平面からのサグ量ＳＡＧ（ｈ）で表すことができ、かつ、そのサグ量ＳＡＧ（ｈ）は以下の式（１）で表される。
ＳＡＧ（ｈ）＝Ｘ（ｈ）＋Ｓ（ｈ） …（１）
ここで、Ｘ（ｈ）は回折面の巨視的形状（ベースカーブ）で、以下のように表される。
Ｘ（ｈ）＝ｈ^２／［ｒ［１＋√（１−（κ＋１）ｈ^２／ｒ^２）］］＋Ａ_４ｈ^４＋Ａ_６ｈ^６＋Ａ_８ｈ^８＋Ａ_１０ｈ^１０…（２）
上式中、ｒは光軸上の曲率半径、κは円錐係数、Ａ_４，Ａ_６，Ａ_８，Ａ_１０はそれぞれ４次、６次、８次、１０次の非球面係数である。
【００３１】
一方、回折面が持つべき光路長付加量Δφ（ｈ）は、ｎ次（偶数次）の光路差関数係数をＰｎとして、以下の式により求められる。
Δφ（ｈ）＝Ｐ_２ｈ^２＋Ｐ_４ｈ^４＋Ｐ_６ｈ^６＋Ｐ_８ｈ^８＋Ｐ_１０ｈ^１０ …（３）
式（１）中のＳ（ｈ）は、この光路長付加量Δφ（ｈ）に基づいて以下の式（４）により求められる値であり、巨視形状Ｘ（ｈ）に付加されるサグ量を表す。
Ｓ（ｈ）＝［｜ＭＯＤ（Δφ（ｈ）＋Ｃ，−１）｜−Ｃ］λ／［ｎ−１］ …（４）
ここで、ＭＯＤ（Ｘ、Ｙ）はＸをＹで割った剰余を与える関数、Ｃは輪帯の境界位置の位相を設定する定数であり、０から１の任意の値をとる（以下の実施例では、Ｃ＝０．５）。
また、回折レンズ面の各輪帯の番号Ｎは、光軸上の領域を０として、以下の式（５）により表される。ＩＮＴ（Ｘ）は、Ｘの整数部分を与える関数である。
Ｎ＝ＩＮＴ（｜Δφ（ｈ）／λ＋Ｃ｜） …（５）
【００３２】
表１は、実施例の走査光学系におけるシリンドリカルレンズ１２より走査対象面４０側の構成を示す。表中の記号ｆは走査光学系の主走査方向の焦点距離、ｒｙは各光学素子の主走査方向の曲率半径、ｒｚは副走査方向の曲率半径（回転対称面の場合には省略）、ｄは面間の光軸上の距離、ｎは波長７８０ｎｍでの屈折率である。
【００３３】
表中、第１面及び第２面がシリンドリカルレンズ１２、第３面がポリゴンミラー１４のミラー面、第４面及び第５面が回折素子１６、第６面及び第７面がｆθレンズ２０の第１レンズ２１、第８面及び第９面が第２レンズ２２、第１０面及び第１１面が補正用レンズ３０を示す。回折素子１６は、基準点Ａにおける法線Ａｘ２がｆθレンズ２０の光軸Ａｘ１に対して半導体レーザー１０が配置された側に１０度傾くように、かつ、基準点Ａが、ｆθレンズ２０の光軸Ａｘ１に対して半導体レーザー１０が配置された側とは反対側に２．５ｍｍシフトするように配置されている。
【００３４】
【表１】

【００３５】
第４面、第６面、第７面は、回転対称な非球面であり、その形状は上記の式（２）で表される。これらの非球面の円錐係数、非球面係数は以下の表２に示される。
【００３６】
【表２】

【００３７】
第５面は回折面である。回折面は、回転対称な非球面をベースカーブとして、所定の光路差関数で表される回折レンズ構造を形成することにより構成されている。回折面のベースカーブを規定する円錐係数、非球面係数、回折レンズ構造を規定する光路差関数の係数は、以下の表３に示されている。なお、回折面の回折成分の設計波長７８０ｎｍでの焦点距離は１１５０．９５ｍｍである。
【００３８】
【表３】

【００３９】
第８面は平面、第９面及び第１１面は球面である。第１０面は、光軸から離れた位置での副走査方向の曲率半径が主走査方向の断面形状とは無関係に設定された回転軸を持たない非球面であり、主走査方向の断面形状は前記の式（２）、主走査方向の各位置ｈにおける副走査方向の曲率半径ｒｚ（ｈ）は、光軸上での副走査方向の曲率半径をｒｚ_０として、以下の式（６）により求められる。
１／ｒｚ（ｈ）＝（１／ｒｚ_０）＋Ｂ_１ｈ＋Ｂ_２ｈ^２＋Ｂ_３ｈ^３＋Ｂ_４ｈ^４＋Ｂ_５ｈ^５＋Ｂ_６ｈ^６＋Ｂ_７ｈ^７＋Ｂ_８ｈ^８ …（６）
第１１面を規定する各係数は、以下の表４に示される。
【００４０】
【表４】

【００４１】
図５〜図７は、上記の実施例にかかる走査光学系における回折素子１６の配置に応じた倍率色収差を示す。各グラフは、設計波長である７８０ｎｍのレーザー光により走査対象面上に形成されるスポット位置を基準として、７７０ｎｍのレーザー光により走査対象面上に形成されるスポットの主走査方向のズレを像高（主走査方向の走査位置）に応じてプロットしたものである。各図の横軸は倍率色収差量（単位：ｍｍ）、縦軸は像高（単位：ｍｍ）を示している。像高は、光軸上を０とし、半導体レーザー１０が設けられている側をマイナス、反対側をプラスとして符号を付している。
【００４２】
回折素子１６が設けられていない場合には、図５（Ａ）に示すように、倍率色収差はプラス像高からマイナス像高にかけて単調に増加する。これを補正するために、図４（Ａ）に示したように回折素子１６を光軸Ａｘ１に対して垂直に配置すると、図５（Ｂ）に示すように、倍率色収差は小さくなる。
【００４３】
ここで、図４（Ｂ）に示すように基準点Ａを光軸Ａｘ１に一致させたまま回折素子１６を１０度回転させると、倍率色収差は図６（Ａ）に示すような弓形となる。この状態では、軸上での収差はゼロになるものの、周辺部での収差量がかなり大きくなる。図５（Ａ）と比較すると、プラス像高では補正過剰、マイナス像高では補正不足となっていることが理解できる。
【００４４】
図６（Ｂ）は、実施例の配置における収差を示す。図４（Ｃ）に示すように基準点Ａを光軸Ａｘ１に対して偏心させることにより、倍率色収差の発生量が各像高で平均化され、収差曲線の形状は図６（Ａ）と同様でありながら、収差の最大値は１／２程度に低減される。このとき、移動量Ｓを＋５．０ｍｍとすることにより、図７に示すように、走査範囲の端部で収差をなくし、書き始めと書き終わりの位置を揃えることも可能である。
【００４５】
上記のように、波長が基準波長より短い場合には、倍率色収差は図５に示すような右下がりの曲線となり、回折素子１６を図中時計回り（θ＞０）に回転させた場合には図６（Ａ）に示すような両端がプラス側に位置する弓形の曲線となり、光源から離れる方向（Ｓ＞０）に偏心させると、図６（Ｂ）に示すように曲線全体がマイナス側にシフトして倍率色収差を平均化することができる。これに対して、波長が基準波長より長い場合には、倍率色収差は図５とは反対に右上がりの曲線となり、回折素子１６を図中時計回り（θ＞０）に回転させると、両端がマイナス側に位置する弓形の曲線となりる。ここで、上記と同様回折素子１６を半導体レーザー１０から離れる方向（Ｓ＞０）に偏心させると、曲線全体がプラス側にシフトして倍率色収差を平均化することができる。
【００４６】
一方、回折素子１６を図中反時計回り（θ＜０）に回転させると、波長と倍率色収差の曲線との関係は上記と逆になる。すなわち、波長が基準波長より短い場合には両端がマイナス側に位置する弓形の曲線、基準波長より長い場合には両端がプラス側に位置する弓形の曲線になる。ここで、回折素子１６を半導体レーザー１０に近接する方向（Ｓ＜０）に偏心させると、基準波長より短い場合には曲線全体がプラス側、基準波長より長い場合には曲線全体がマイナス側にシフトし、倍率色収差を平均化することができる。
【００４７】
すなわち、回折素子１６の傾斜の方向と回折面の偏心の方向とは、使用波長が基準波長に対していずれの方向にずれるかには関係なく、一義的に決定されることとなる。なお、シフト量は、前記の条件（１）、（２）の範囲内で、許容する波長のズレ量やレンズの色収差補正の度合いにより変化する。
【００４８】
【発明の効果】
以上説明したように、この発明によれば、走査レンズの倍率色収差を補正するための回折素子が、光軸に対して主走査方向に傾いて配置されている場合にも、倍率色収差の分布を平均化し、その最大値を小さくすることかできる。したがって、ポリゴンカバーのカバーガラスを回折素子として兼用する場合にも、カバーガラスの枚数を増やすことなくゴースト光の影響を抑え、倍率色収差によるスポットのズレ量を小さく抑えることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】この発明の実施形態にかかる走査光学系の主走査方向の説明図。
【図２】図１の走査光学系に用いられる回折素子の正面図。
【図３】図２のＩＩＩ−ＩＩＩ線に沿う断面図。
【図４】（Ａ）は従来例と等価な回折素子の配置、（Ｂ）は回折素子を回転させた場合、（Ｃ）は実施形態の配置を示す説明図。
【図５】（Ａ）は回折素子が設けられていない場合、（Ｂ）は回折素子が図４（Ａ）の状態で配置されている場合の倍率色収差をそれぞれ示すグラフ。
【図６】（Ａ）は回折素子が図４（Ｂ）の状態で配置されている場合、（Ｂ）は回折素子が図４（Ｃ）の状態で配置されている場合の倍率色収差をそれぞれ示すグラフ。
【図７】回折素子の移動量を調整した場合の倍率色収差を示すグラフ。
【符号の説明】
１０半導体レーザー
１４ポリゴンミラー
１６回折素子
Ａ基準点
２０ｆθレンズ
３０補正用レンズ
４０走査対象面[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to a scanning optical system used for an optical scanning unit such as a laser printer.
[0002]
[Prior art]
The scanning optical system deflects and scans a light beam from a laser light source by a deflector such as a polygon mirror, and forms an image as a spot on a scanning target surface such as a photosensitive drum via a scanning lens such as an fθ lens. The spot on the photosensitive drum scans in the main scanning direction with the rotation of the polygon mirror. At this time, an electrostatic latent image is formed on the surface to be scanned by modulating the laser light on and off.
[0003]
In such a scanning optical system, it is necessary to reduce chromatic aberration of magnification of the optical system in order to suppress a change in drawing performance due to a variation in emission wavelength of the semiconductor laser. Generally, chromatic aberration is corrected by combining lenses of a plurality of materials having different dispersions. However, such a configuration has a problem that the number of lenses increases and usable materials are limited.
[0004]
Therefore, a technique for correcting lateral chromatic aberration by combining a refraction-type scanning lens and a diffraction lens has been conventionally known. For example, the optical system disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. H11-095145 has a correction element having a diffraction surface formed between a polygon mirror and an fθ lens, and thereby corrects the chromatic aberration of magnification of the fθ lens. This publication also points out that when the polygon mirror is covered with a cover for preventing rotation noise, the correction element can also be used as the cover glass.
[0005]
In an optical system in which the central axis of a light beam incident on a polygon mirror from a light source and the optical axis of a scanning lens make a predetermined angle in the same plane as in the above publication, when the polygon mirror is covered with a cover, It is necessary to provide a cover glass in a portion transmitting the light beam incident on the polygon mirror from the light source and a portion transmitting the reflected light from the polygon mirror to the scanning lens side.
[0006]
[Problems to be solved by the invention]
However, in the scanning optical system disclosed in the above-mentioned publication, when the correction element is also used as a cover glass, the correction element is arranged perpendicular to the optical axis of the fθ lens. There is a problem in that a cover glass must be provided between the correction mirror and the polygon mirror, and unnecessary reflected light on the surface of the correction element easily reaches the surface to be scanned as ghost light.
[0007]
On the other hand, if the cover glass, which is the correction element, is inclined with respect to the optical axis of the fθ lens, the two transmission portions can be covered with a single cover glass. Compared with the case perpendicular to the axis, the amount of displacement of the spot due to the chromatic aberration of magnification increases.
[0008]
The present invention has been made in view of the above-described problems of the related art, and increases the number of cover glasses even when a diffraction surface for correcting chromatic aberration of magnification of a scanning lens is provided on a cover glass of a polygon cover. It is another object of the present invention to provide a scanning optical system that can suppress the influence of ghost light and reduce the amount of spot displacement due to chromatic aberration of magnification.
[0009]
[Means for Solving the Problems]
In order to achieve the above object, a scanning optical system according to the present invention has a configuration in which a light beam emitted from a light source is deflected by a rotationally driven deflector, and an image is formed on a surface to be scanned by a scanning lens. In the optical path between the target surface, a diffractive element having a diffractive surface formed symmetrically in the main scanning direction with respect to a predetermined reference point to correct the chromatic aberration of the scanning lens, this diffractive element, The normal line at the reference point is set so as to be inclined with respect to the optical axis of the scanning lens in the main scanning direction, and the reference point is set so as to be eccentric with respect to the optical axis of the scanning lens in the main scanning direction. .
[0010]
According to the above configuration, even when the diffraction element is arranged at an angle with respect to the optical axis of the scanning lens, the reference point is appropriately decentered to average the distribution of chromatic aberration of magnification and reduce the maximum value. Is possible.
[0011]
The diffraction element can be configured as a macroscopically substantially planar element having no power near the reference point. Further, the diffraction element can be disposed between the deflector and the scanning lens. In this case, the diffractive element has one end close to the deflector and the other end separated from the deflector based on a state in which the normal line at the reference point is perpendicular to the optical axis of the scanning lens. Preferably, the diffractive surface is tilted such that the reference point is decentered in the direction of the end away from the deflector with respect to the optical axis of the scanning lens.
[0012]
When the central axis of the light beam incident on the deflector from the light source and the optical axis of the scanning lens make a predetermined angle in the same plane, that is, the light beam from outside the scanning range on one side of the optical axis of the scanning lens. Is incident on the deflector, for example, assuming that the end of the diffraction element on the light source side is inclined so as to approach the deflector, the diffraction surface is eccentrically arranged in a direction away from the light source. Conversely, if the end of the diffractive element on the light source side is inclined away from the deflector, the diffractive surface is eccentrically arranged in a direction approaching the light source.
[0013]
The angle of inclination of the diffractive element from the reference position is θ (unit: degree), the amount of eccentricity is S (unit: mm), and θ is positive when the end of the diffractive element on the light source side is inclined to approach the deflector. Assuming that S takes a positive value when the diffraction surface moves away from the light source, it is desirable that the inclination of the diffraction element and the eccentricity of the diffraction surface satisfy the following relationship. That is, it is desirable that the following condition (1) is satisfied when θ> 0, and the following condition (2) is satisfied when θ <0.
0 <S <0.7 | θ | (1)
−0.7 | θ | <S <0 (2)
[0014]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the scanning optical system according to the present invention will be described. The optical system according to the embodiment is used in a laser scanning unit of a laser printer, and scans a scanning target surface such as a photosensitive drum with a laser beam that is ON / OFF modulated according to an input drawing signal, and outputs an electrostatic latent image. Is a scanning optical system. In this specification, the direction in which the spot scans on the surface to be scanned is defined as the main scanning direction, and the direction orthogonal thereto is defined as the sub-scanning direction. The description will be made based on the direction of.
[0015]
In the scanning optical system according to the embodiment, as shown in FIG. 1 which is a plan view in the main scanning direction, a divergent light emitted from a semiconductor laser 10 as a light source is converted into a parallel light beam by a collimating lens 11, and the divergent light is emitted in a sub scanning direction. Then, the light is made incident on a polygon mirror 14 as a deflector via a cylindrical lens 12 having the above power. The laser light reflected and deflected by the reflection surface 14a of the polygon mirror 14 is converged via the fθ lens 20 and the correction lens 30, and forms a spot on the scanning target surface 40 for scanning in the main scanning direction.
[0016]
The cylindrical lens 12 is configured such that the lens surface on the collimator lens 11 side has a positive power only in the sub-scanning direction and the lens surface on the polygon mirror 14 side is a flat surface. The power of the cylindrical lens 12 is determined so that the line image formed by the cylindrical lens 12 is located near the reflection surface 14a of the polygon mirror 14.
[0017]
A noise prevention cover 15 is attached around the polygon mirror 14 as shown by a broken line in FIG. 1, and a diffraction element 16 is attached as a cover glass of the cover 15. In the diffraction element 16, the surface 16a on the polygon mirror 14 side is a flat surface, and the diffraction surface for correcting the chromatic aberration of magnification of the fθ lens 20 is rotated around a reference point A on a part of the surface 16b on the fθ lens 20 side. It is formed symmetrically.
[0018]
In the scanning optical system of the embodiment, the central axis Ax0 of the light beam incident on the polygon mirror 14 from the semiconductor laser 10 and the optical axis Ax1 of the fθ lens 20 form a predetermined angle in the same plane (in the main scanning plane). Because of the intersection, the cover 15 needs to be provided with a cover glass for a portion transmitting the light beam incident on the polygon mirror 14 from the semiconductor laser 10 and a portion transmitting the reflected light from the polygon mirror 14 to the fθ lens 20 side. .
[0019]
The diffraction element 16 according to the embodiment has a normal Ax2 at the reference point A inclined with respect to the optical axis Ax1 of the fθ lens 20 and an end of the diffraction element 16 on the semiconductor laser 10 side with respect to the polygon mirror 14. They are arranged so as to be inclined in the approaching direction (clockwise direction in the figure), whereby one optical element 16 covers the above two optical paths. Further, the diffraction element 16 is arranged such that its reference point A is shifted by a predetermined amount in the direction away from the semiconductor laser 10 on the left side of the figure with respect to the optical axis Ax1.
[0020]
The light beam reflected by the polygon mirror 14 enters the fθ lens 20 as substantially parallel light in the main scanning direction and as divergent light in the sub-scanning direction. lens 20 includes a first lens 21 and a second lens 22 arranged from the polygon mirror 14 side. Each of the first lens 21 and the second lens 22 is a lens including only a lens surface that is rotationally symmetric about the optical axis, and the fθ lens 20 has a positive power as a whole.
[0021]
The correction lens 30 is a long lens for correcting the field curvature arranged close to the scanning target surface 40 side, and the lens surface on the fθ lens 20 side has an effective refractive power in the sub-scanning direction. Is an anamorphic surface that gradually decreases from the center to the periphery, and has a strong positive power in the sub-scanning direction. The light beam transmitted through the correction lens 30 becomes convergent light in both the main scanning direction and the sub-scanning direction, and forms a beam spot on the scanning target surface 40.
[0022]
Next, the shape and arrangement of the diffraction element 16 will be described with reference to FIGS. FIG. 2 is a front view of the diffraction element 16 as viewed from the fθ lens 20 side, FIG. 3 is a cross-sectional view along the line III-III in FIG. 2, and FIG. 4 is an explanatory view showing the arrangement of the diffraction element 16.
[0023]
As shown in FIGS. 2 and 3, the diffraction element 16 has a non-diffraction region R1 on one side in the longitudinal direction for transmitting a light beam from the semiconductor laser 10 and a diffraction region on the other side for transmitting reflected light from the polygon mirror 14. It is formed as R2. The entire surface of the surface 16a of the diffraction element 16 on the polygon mirror 14 side is a continuous surface having no step, and is substantially flat. In the surface 16b on the side of the fθ lens 20, the non-diffraction region R1 is formed as a plane, and the diffraction region R2 is formed as a diffraction surface.
[0024]
The diffraction surface is formed symmetrically in the main scanning direction with respect to a predetermined reference point. In this example, as shown in FIG. 2, the diffraction surface is formed as a part of a concentric annular zone centered on the reference point A. ing. 2 to 4, in order to facilitate understanding, the number of orbicular zones is smaller than the actual one and the step between the orbicular zones is exaggerated. As shown in FIG. 2, the orbicular zone is a plane perpendicular to the normal Ax2 at the reference point A, is lowest on the reference point A in a stepwise manner (close to the polygon mirror 14), and is directed toward the periphery. It is processed so as to be gradually higher (farther from the polygon mirror 14), and the diffraction surface is concave as a whole. The diffractive element 16 has no power near the reference point A, and its macroscopic overall shape is actually a planar shape as shown in FIG.
[0025]
The diffraction element 16 of the embodiment is arranged as shown in FIG. FIG. 4A shows an arrangement equivalent to the above-described conventional example. When the diffraction element 16 is arranged perpendicular to the optical axis Ax1 of the fθ lens 20 and the reference point A is aligned with the optical axis Ax1 as shown in FIG. The chromatic aberration of magnification can be satisfactorily corrected, but when used as a cover glass, a cover glass to which a light beam from the semiconductor laser 10 is incident separately from the diffraction element 16 is required, and is susceptible to ghosts. .
[0026]
It is assumed that the diffraction element 16 is rotated clockwise in the drawing as shown by the arrow θ from the state shown in FIG. 4A and arranged as shown in FIG. 4B. In this case, the light beam from the semiconductor laser 10 and the reflected light from the polygon mirror 14 can be transmitted by one diffraction element 16. However, the diffractive element 16 is tilted such that one end on the lower side in the figure is close to the polygon mirror 14 and the other end is away from the polygon mirror 14 with reference to the state of FIG. Therefore, in the portion above the optical axis Ax1 of the fθ lens 20 in the figure, the luminous flux having the same deflection angle enters the orbicular zone away from the reference point A from the state of FIG. In the portion below the axis Ax1 in the figure, the light enters the annular zone closer to the reference point A than in the state of FIG. Since the effect of correcting the chromatic aberration of magnification of the diffractive element 16 increases as the distance from the reference point A increases, the portion above the optical axis is overcorrected, and the portion below the optical axis is undercorrected.
[0027]
The diffraction element 16 is slid upward from the state shown in FIG. 4B to the position shown in FIG. As a result, the reference point A is decentered with respect to the optical axis Ax1 of the fθ lens 20 in the direction of the end portion away from the polygon mirror 14, that is, in the upper direction in the drawing. By decentering the reference point A in this manner, the chromatic aberration of magnification caused by tilting the diffraction element 16 can be averaged, and the maximum value of the displacement of the spot position on the scanning target surface 40 due to the chromatic aberration can be reduced. Can be smaller.
[0028]
The angle of inclination of the diffraction element 16 from the reference position is θ (unit: degree), the amount of eccentricity is S (unit: mm), and the end of the diffraction element 16 on the side of the semiconductor laser 10 is inclined so as to approach the polygon mirror 14. Sometimes, θ takes a positive value, and S takes a positive value when the diffraction surface moves away from the semiconductor laser 10. 1 and 4, θ> 0, and in this case, it is desirable to satisfy the following condition (1).
0 <S <0.7 | θ | (1)
[0029]
The diffractive element 16 may be arranged so that its end on the semiconductor laser 10 side is inclined in a direction away from the polygon mirror 14 (counterclockwise direction in the figure), contrary to FIG. In this case, θ <0, and it is desirable to satisfy the following condition (2).
−0.7 | θ | <S <0 (2)
In this case, there is no advantage that the cover glass is also used as in the embodiment, but it is possible to suppress the influence of ghost light.
[0030]
Next, a specific numerical example of the above-described scanning optical system will be shown, and in this numerical example, the aberration change when the setting state of the diffraction element 16 is changed as shown in FIG. 4 will also be described.
Prior to the description of the embodiments, the expression form of the diffraction surface will be described. The shape of the diffraction surface can be represented by a sag amount SAG (h) from a tangent plane at an intersection of the optical axis and the diffraction surface at a distance h from the optical axis, and the sag amount SAG (h) is Equation (1).
SAG (h) = X (h) + S (h) (1)
Here, X (h) is a macroscopic shape (base curve) of the diffraction surface, and is expressed as follows.
^{X (h) = h 2 /} [r [1 + √ (1- (κ + 1) h 2 / r 2)]] + A 4 h 4 + A 6 h 6 + A 8 h 8 + A 10 h 10 ... (2)
In the above equation, r is a radius of curvature on the optical axis, κ is a conical coefficient, and A ₄ , A ₆ , A ₈ , and A ₁₀ are fourth-, sixth-, eighth-, and tenth-order aspherical coefficients, respectively.
[0031]
On the other hand, the optical path length addition amount Δφ (h) to be possessed by the diffractive surface is obtained by the following equation, where Pn is the n-th (even-order) optical path difference function coefficient.
_{^{_{^{Δφ (h) = P 2 h}}}} 2 + P 4 h 4 + P 6 h 6 + P 8 h 8 + P 10 h 10 ... (3)
S (h) in the expression (1) is a value obtained by the following expression (4) based on the optical path length addition amount Δφ (h), and the sag amount added to the macroscopic shape X (h) is Represent.
S (h) = [| MOD (Δφ (h) + C, −1) | −C] λ / [n−1] (4)
Here, MOD (X, Y) is a function that gives a remainder obtained by dividing X by Y, C is a constant that sets the phase of the boundary position of the annular zone, and takes an arbitrary value from 0 to 1 (the following implementation). In the example, C = 0.5).
The number N of each annular zone on the diffractive lens surface is represented by the following equation (5), with the area on the optical axis being 0. INT (X) is a function that gives the integer part of X.
N = INT (| Δφ (h) / λ + C |) (5)
[0032]
Table 1 shows a configuration on the scanning target surface 40 side of the cylindrical lens 12 in the scanning optical system of the example. Symbol f in the table is the focal length of the scanning optical system in the main scanning direction, ry is the radius of curvature of each optical element in the main scanning direction, rz is the radius of curvature in the sub-scanning direction (omitted in the case of a rotationally symmetric surface), d Is the distance between the surfaces on the optical axis, and n is the refractive index at a wavelength of 780 nm.
[0033]
In the table, the first surface and the second surface correspond to the cylindrical lens 12, the third surface corresponds to the mirror surface of the polygon mirror 14, the fourth and fifth surfaces correspond to the diffraction element 16, and the sixth and seventh surfaces correspond to the fθ lens 20. The first lens 21, the eighth and ninth surfaces indicate the second lens 22, and the tenth and eleventh surfaces indicate the correction lens 30. The diffraction element 16 is configured such that the normal Ax2 at the reference point A is inclined by 10 degrees toward the optical axis Ax1 of the fθ lens 20 toward the side where the semiconductor laser 10 is disposed, and the reference point A is It is arranged so as to be shifted by 2.5 mm to the side opposite to the side where the semiconductor laser 10 is arranged with respect to the axis Ax1.
[0034]
[Table 1]

[0035]
The fourth, sixth, and seventh surfaces are rotationally symmetric aspheric surfaces, and their shapes are represented by the above equation (2). The conic coefficients and aspheric coefficients of these aspheric surfaces are shown in Table 2 below.
[0036]
[Table 2]

[0037]
The fifth surface is a diffraction surface. The diffractive surface is configured by forming a diffractive lens structure represented by a predetermined optical path difference function using a rotationally symmetric aspheric surface as a base curve. Table 3 below shows the conic coefficients and aspheric coefficients that define the base curve of the diffractive surface, and the coefficients of the optical path difference function that defines the diffractive lens structure. The focal length of the diffraction component of the diffraction surface at the design wavelength of 780 nm is 1150.95 mm.
[0038]
[Table 3]

[0039]
The eighth surface is a plane, and the ninth and eleventh surfaces are spherical. The tenth surface is an aspheric surface having no rotation axis whose curvature radius in the sub-scanning direction at a position away from the optical axis is set independently of the cross-sectional shape in the main scanning direction, and the cross-sectional shape in the main scanning direction is above formula (2), the main scanning direction sub-scanning direction at each position h of the radius of curvature rz (h) is a sub-scanning direction of the radius of curvature on the optical axis as rz _0, the following equation (6) Desired.
_{_{_{^{1 / rz (h) = (}}}} 1 / rz 0) + B 1 h + B 2 h 2 + B 3 h 3 + B 4 h 4 + B 5 h 5 + B 6 h 6 + B 7 h 7 + B 8 h 8 ... (6)
The coefficients defining the eleventh surface are shown in Table 4 below.
[0040]
[Table 4]

[0041]
FIGS. 5 to 7 show chromatic aberration of magnification according to the arrangement of the diffraction element 16 in the scanning optical system according to the above embodiment. Each graph shows the deviation of the spot formed on the scan target surface by the 770 nm laser light in the main scanning direction with respect to the spot position formed on the scan target surface by the 780 nm laser light which is the design wavelength. (Scanning position in the main scanning direction). In each figure, the horizontal axis indicates the amount of chromatic aberration of magnification (unit: mm), and the vertical axis indicates the image height (unit: mm). The image height is denoted by 0 on the optical axis, minus on the side where the semiconductor laser 10 is provided, and plus on the opposite side.
[0042]
When the diffraction element 16 is not provided, the chromatic aberration of magnification monotonically increases from the plus image height to the minus image height, as shown in FIG. When the diffraction element 16 is arranged perpendicular to the optical axis Ax1 as shown in FIG. 4A to correct this, the chromatic aberration of magnification is reduced as shown in FIG. 5B.
[0043]
Here, when the diffraction element 16 is rotated 10 degrees while the reference point A is aligned with the optical axis Ax1 as shown in FIG. 4B, the chromatic aberration of magnification has an arc shape as shown in FIG. 6A. In this state, although the on-axis aberration is zero, the amount of aberration at the peripheral portion is considerably large. Compared to FIG. 5A, it can be understood that the correction is excessive at the plus image height and insufficient at the minus image height.
[0044]
FIG. 6B shows aberrations in the arrangement of the example. By decentering the reference point A with respect to the optical axis Ax1 as shown in FIG. 4C, the amount of chromatic aberration of magnification is averaged at each image height, and the shape of the aberration curve is the same as in FIG. 6A. However, the maximum value of the aberration is reduced to about 1/2. At this time, by setting the movement amount S to +5.0 mm, as shown in FIG. 7, it is possible to eliminate the aberration at the end of the scanning range and align the writing start position and the writing end position.
[0045]
As described above, when the wavelength is shorter than the reference wavelength, the chromatic aberration of magnification has a downward-sloping curve as shown in FIG. 5, and when the diffraction element 16 is rotated clockwise (θ> 0) in the figure, As shown in FIG. 6 (A), an arc-shaped curve in which both ends are located on the plus side is obtained. When the curve is decentered in a direction away from the light source (S> 0), as shown in FIG. The chromatic aberration of magnification can be averaged by shifting. On the other hand, when the wavelength is longer than the reference wavelength, the chromatic aberration of magnification becomes a curve that rises to the right, contrary to FIG. 5, and when the diffraction element 16 is rotated clockwise (θ> 0) in the figure, both ends are changed. It becomes an arc-shaped curve located on the minus side. Here, as described above, if the diffraction element 16 is decentered in a direction away from the semiconductor laser 10 (S> 0), the entire curve shifts to the plus side, and the chromatic aberration of magnification can be averaged.
[0046]
On the other hand, when the diffraction element 16 is rotated counterclockwise (θ <0) in the figure, the relationship between the wavelength and the curve of the chromatic aberration of magnification is reversed. That is, if the wavelength is shorter than the reference wavelength, an arc-shaped curve with both ends located on the minus side is obtained, and if the wavelength is longer than the reference wavelength, an arc-shaped curve with both ends located on the plus side. Here, when the diffraction element 16 is decentered in a direction approaching the semiconductor laser 10 (S <0), the whole curve is on the plus side when the wavelength is shorter than the reference wavelength, and the whole curve is on the minus side when longer than the reference wavelength. The chromatic aberration of magnification can be averaged by shifting.
[0047]
That is, the direction of the inclination of the diffraction element 16 and the direction of the eccentricity of the diffraction surface are uniquely determined irrespective of which direction the used wavelength is shifted from the reference wavelength. The shift amount changes within the range of the above conditions (1) and (2) depending on the allowable wavelength shift amount and the degree of chromatic aberration correction of the lens.
[0048]
【The invention's effect】
As described above, according to the present invention, even when the diffraction element for correcting the chromatic aberration of magnification of the scanning lens is arranged to be inclined in the main scanning direction with respect to the optical axis, the distribution of the chromatic aberration of magnification is reduced. It can be averaged and its maximum value reduced. Therefore, even when the cover glass of the polygon cover is also used as a diffraction element, the effect of ghost light can be suppressed without increasing the number of cover glasses, and the amount of spot displacement due to chromatic aberration of magnification can be reduced.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is an explanatory diagram of a scanning optical system according to an embodiment of the present invention in a main scanning direction.
FIG. 2 is a front view of a diffraction element used in the scanning optical system of FIG.
FIG. 3 is a sectional view taken along the line III-III in FIG. 2;
FIG. 4A is an explanatory diagram showing an arrangement of a diffraction element equivalent to a conventional example, FIG. 4B is an explanatory diagram showing an arrangement of the embodiment when the diffraction element is rotated, and FIG.
5A is a graph showing chromatic aberration of magnification when no diffraction element is provided, and FIG. 5B is a graph showing chromatic aberration of magnification when the diffraction element is arranged in the state shown in FIG. 4A.
6 (A) shows the chromatic aberration of magnification when the diffraction element is arranged in the state of FIG. 4 (B), and FIG. 6 (B) shows the chromatic aberration of magnification when the diffraction element is arranged in the state of FIG. 4 (C). Graph shown.
FIG. 7 is a graph illustrating lateral chromatic aberration when the amount of movement of the diffraction element is adjusted.
[Explanation of symbols]
Reference Signs List 10 semiconductor laser 14 polygon mirror 16 diffractive element A reference point 20 fθ lens 30 correction lens 40 scan target surface

Claims

In a scanning optical system, a light beam emitted from a light source is deflected by a rotationally driven deflector, and an image is formed on a surface to be scanned by a scanning lens.
In an optical path between the deflector and the scanning target surface, a diffraction element having a diffraction surface formed symmetrically in a main scanning direction with respect to a predetermined reference point and correcting chromatic aberration of the scanning lens is arranged. The diffraction element is configured such that a normal line at the reference point is inclined with respect to the optical axis of the scanning lens in the main scanning direction, and the reference point is relative to the optical axis of the scanning lens in the main scanning direction. A scanning optical system which is set to be decentered.

The scanning optical system according to claim 1, wherein the diffraction element is a macroscopically substantially planar element having no power near the reference point.

The scanning optical system according to claim 1, wherein the diffraction element is disposed between the deflector and the scanning lens.

One end of the diffraction element is close to the deflector and the other end is the deflector based on a state in which a normal line at the reference point is perpendicular to the optical axis of the scanning lens. The diffractive surface is tilted away from the scanning lens, and the diffractive surface is disposed so that the reference point is decentered with respect to an optical axis of the scanning lens in a direction of an end away from the deflector. The scanning optical system according to the above.

The central axis of the light beam incident on the deflector from the light source and the optical axis of the scanning lens form a predetermined angle in the same plane, and the diffraction element has an end on the light source side with respect to the deflector. 5. The scanning optical system according to claim 4, wherein the scanning optical system is tilted so as to be close to the light source, and the diffraction surface is eccentrically arranged in a direction away from the light source. 6.

The central axis of the light beam incident on the deflector from the light source and the optical axis of the scanning lens form a predetermined angle in the same plane, and the light source side end of the diffraction element is separated from the deflector. The scanning optical system according to claim 4, wherein the scanning optical system is tilted so that the diffraction surface is eccentrically arranged in a direction approaching the light source.

When the angle of inclination of the diffractive element from the reference position is θ (unit: degree), the amount of eccentricity is S (unit: mm), and the end of the diffractive element on the light source side is inclined to approach the deflector. Has a positive value, and S has a positive value when the diffraction surface is separated from the light source. If θ> 0, the following condition (1) is satisfied, and if θ <0, the following condition (1) is satisfied. 7. The scanning optical system according to claim 5, wherein the following condition (2) is satisfied.
0 <S <0.7 | θ | (1)
−0.7 | θ | <S <0 (2)