EP4689788A1 - Caracterisation du comportement non-lineaire d'un guide d'onde - Google Patents

Caracterisation du comportement non-lineaire d'un guide d'onde

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Publication number
EP4689788A1
EP4689788A1 EP24721709.4A EP24721709A EP4689788A1 EP 4689788 A1 EP4689788 A1 EP 4689788A1 EP 24721709 A EP24721709 A EP 24721709A EP 4689788 A1 EP4689788 A1 EP 4689788A1
Authority
EP
European Patent Office
Prior art keywords
waveguide
radiation
optical
analyzed
interferometer
Prior art date
Legal status (The legal status 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 status listed.)
Pending
Application number
EP24721709.4A
Other languages
German (de)
English (en)
Inventor
Benoit Cluzel
Aurélien COILLET
Meryem IBNOUSSINA
Rajath SAWANT
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.)
Universite Dijon Bourgogne
Centre National de la Recherche Scientifique CNRS
Original Assignee
Universite Dijon Bourgogne
Centre National de la Recherche Scientifique CNRS
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 Universite Dijon Bourgogne, Centre National de la Recherche Scientifique CNRS filed Critical Universite Dijon Bourgogne
Publication of EP4689788A1 publication Critical patent/EP4689788A1/fr
Pending legal-status Critical Current

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Classifications

    • G—PHYSICS
    • G02—OPTICS
    • G02F—OPTICAL DEVICES OR ARRANGEMENTS FOR THE CONTROL OF LIGHT BY MODIFICATION OF THE OPTICAL PROPERTIES OF THE MEDIA OF THE ELEMENTS INVOLVED THEREIN; NON-LINEAR OPTICS; FREQUENCY-CHANGING OF LIGHT; OPTICAL LOGIC ELEMENTS; OPTICAL ANALOGUE/DIGITAL CONVERTERS
    • G02F1/00—Devices or arrangements for the control of the intensity, colour, phase, polarisation or direction of light arriving from an independent light source, e.g. switching, gating or modulating; Non-linear optics
    • G02F1/01—Devices or arrangements for the control of the intensity, colour, phase, polarisation or direction of light arriving from an independent light source, e.g. switching, gating or modulating; Non-linear optics for the control of the intensity, phase, polarisation or colour 
    • G02F1/21—Devices or arrangements for the control of the intensity, colour, phase, polarisation or direction of light arriving from an independent light source, e.g. switching, gating or modulating; Non-linear optics for the control of the intensity, phase, polarisation or colour  by interference
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01M—TESTING STATIC OR DYNAMIC BALANCE OF MACHINES OR STRUCTURES; TESTING OF STRUCTURES OR APPARATUS, NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • G01M11/00—Testing of optical apparatus; Testing structures by optical methods not otherwise provided for
    • G01M11/30—Testing of optical devices, constituted by fibre optics or optical waveguides
    • G01M11/39—Testing of optical devices, constituted by fibre optics or optical waveguides in which light is projected from both sides of the fiber or waveguide end-face

Definitions

  • the present description relates to the characterization of the non-linear behavior of a waveguide, by providing a device and a method for carrying out such characterization.
  • a waveguide is said to have linear behavior when the complex field amplitude of a spectral component of electromagnetic radiation that is transmitted by this waveguide, at its output, is proportional to the complex field amplitude that this same spectral component has when it is injected at the input into the waveguide.
  • the index value that is effective for determining the length of the optical path in the waveguide between its input and its output is then independent of the intensity of the spectral component considered.
  • several mechanisms of interaction of electromagnetic radiation with a propagation medium are known, which provide non-linear behavior to a waveguide that is formed from this propagation medium.
  • the non-linear Kerr effect, two-photon absorption and free-carrier absorption are among these mechanisms that produce non-linear behavior.
  • variations of a local power and a local phase of a spectral component of electromagnetic radiation propagating in a waveguide are governed by the following two differential equations:
  • x is a longitudinal coordinate of the waveguide, parallel to the direction of guided propagation of the radiation in this waveguide
  • P is the local power of the spectral component of electromagnetic radiation, which is a function of the longitudinal coordinate x
  • a is the linear absorption coefficient of the waveguide
  • y is the non-linear Kerr coefficient of the waveguide
  • PTPA is the two-photon absorption coefficient of the waveguide
  • PFCA is the free-carrier absorption coefficient of the waveguide
  • Aeff is the effective mode cross-sectional area of the spectral component of the electromagnetic radiation in the waveguide
  • p is a dimensionless parameter that quantifies the effect of dispersion that is caused by free carriers in the propagation medium inside the waveguide.
  • phase ⁇ t> of the radiation undergoes between the entry into the waveguide and the exit from the waveguide is the addition of a linear behavior contribution, generally the larger one, and a non-linear behavior contribution, generally smaller. Because of this, each non-linear behavior contribution that is evaluated from phase measurement results is affected by a significant uncertainty.
  • an aim of the present invention is to make it possible to characterize the non-linear behavior of a waveguide by reducing or eliminating at least some of the difficulties which have just been recalled for the previous methods.
  • the invention aims to characterize the non-linear behavior of a waveguide, with a precision which is improved compared to prior methods.
  • the invention may aim to provide numerical values for the non-linear Kerr effect coefficient of a waveguide, and if possible also for its two-photon absorption coefficient and/or its free-carrier absorption coefficient.
  • a first aspect of the invention proposes a new device for characterizing a non-linear behavior of a waveguide, called the waveguide to be analyzed, which comprises:
  • an interferometer with two optical paths each extending between an optical input of the interferometer and a superposition zone, this interferometer being adapted so that the waveguide to be analyzed is inserted into at least one of the optical paths for a characterization of the waveguide to be analyzed, and the interferometer comprising a beam splitter arranged so that two parts of a radiation which is injected into the optical input propagate respectively one-by-one in the two optical paths then interfere with each other in the superposition zone, having respective power values which are different;
  • a radiation source adapted to produce radiation which has a variable power value, and arranged to inject the radiation into the optical input of the interferometer during the characterization of the waveguide to be analyzed;
  • the two optical paths have a common portion of optical path in which the waveguide to be analyzed is intended to be inserted for its characterization, and these two optical paths are such that the parts of the radiation which propagate respectively in one and the other of the two optical paths, circulate in the waveguide to be analyzed according to respective directions of propagation which are opposite.
  • the interferometer which is used according to the invention to characterize the non-linear behavior of the waveguide to be analyzed is a Sagnac interferometer.
  • a first advantage of the device of the invention is therefore that its use to successively characterize several waveguides does not require optoelectronic devices or measuring devices that are ultra-fast.
  • a second advantage is that the characterization of a waveguide to be analyzed using the device of the invention can be particularly rapid.
  • a third advantage is that the radiation source of the device of the invention can have a radiation emission power which is limited.
  • a fourth advantage is that the device of the invention does not require optical, optronic or electronic components which are particularly expensive.
  • a fifth advantage is that the device of the invention can be produced in a compact and ready-to-use form.
  • the cost price of each use of the device of the invention can be low.
  • This device is then particularly suitable for metrological exploitation of characterization of waveguides.
  • a first of the two optical paths may comprise a modulator adapted to generate a variable phase shift for the part of the radiation which propagates in this first optical path, in accordance with an electrical modulation signal which is received at a control input of this modulator.
  • the device may further comprise:
  • an electrical alternating signal generator which is connected to the control input of the modulator, so that during the characterization of the waveguide to be analyzed, the modulator produces a frequency shift for the part of the radiation which propagates in the first optical path;
  • a synchronous detection system which is connected as an input on the one hand to the alternating electrical signal generator and on the other hand to an output of the photodetection system, and which is adapted to provide during the characterization of the waveguide to be analyzed, measured values respectively for the amplitude and the phase shift of the interference state of the radiation which exists in the superposition zone of the interferometer. Thanks to such use of synchronous detection, the amplitude and the phase shift of the interference state of the radiation which exists in the superposition zone of the interferometer can be extracted easily and in real time, and using standard detection signal analysis hardware.
  • that of the two optical paths other than the first as previously designated may advantageously comprise a retarder configured to reproduce at least in part a constant transfer delay which is produced by the modulator in the first optical path.
  • a retarder configured to reproduce at least in part a constant transfer delay which is produced by the modulator in the first optical path.
  • the retarder facilitates the use of the device of the invention with a source of radiation with short or ultra-short pulses.
  • the two optical paths have optical lengths which are substantially equal, so that the two parts of the same radiation pulse produced by the source, which propagate separately in the two optical paths, arrive substantially at the same time at the superposition zone and can therefore interfere with each other there.
  • the device may further comprise two optical circulators, the modulator and the retarder being arranged in parallel between the two optical circulators to constitute respective segments of the two optical paths.
  • the two segments are thus separated and grouped by the two optical circulators, and traversed by the parts of the radiation in directions of propagation from one optical circulator to the other which are opposite during the characterization of the waveguide to be analyzed.
  • Such an arrangement of the two optical paths is easy to implement in the Sagnac interferometer.
  • the radiation source may comprise a primary source and an optical power variator.
  • the optical power variator is then intermediate between the primary source and the optical input of the interferometer, to produce the variable value of the power of the radiation which is injected into the interferometer.
  • the device can advantageously further comprise a system for measuring the variable value of the power of the radiation which is injected into the interferometer. It can then be adapted to automatically vary this power value, and to output the amplitude and phase shift of the interference state of the radiation that exists in the superposition zone for each measured value of the power of the radiation that is injected into the interferometer. Thanks to such automated operation, the characterization of the waveguide to be analyzed is possible with a reduced duration of use of the device.
  • each optical path of the interferometer can be constituted by polarization-maintaining components.
  • a better interference contrast i.e. a greater amplitude of the interference state, can thus be obtained in the superposition zone of the interferometer.
  • the device of the invention may be constituted at least in part by optical fiber components, and/or by components produced in the form of integrated optical circuits.
  • the entire device may thus be particularly compact and easy to use.
  • the optical alignment of these components relative to each other may be carried out initially, without requiring readjustment thereafter.
  • the radiation source may be of the pulsed source type, and adapted to produce the radiation in the form of successive pulses.
  • Higher instantaneous power values may thus be provided for the radiation, which make it possible to measure the interference state in the superposition zone even when significant optical losses are likely to occur during use of the device. Such losses may occur in particular at the level of optical connections which are used to insert the waveguide to be analyzed in the common portion of the optical path.
  • the device may further comprise a calculation unit which is configured to determine at least one of a value of the non-linear Kerr effect coefficient, a value of the two-photon absorption coefficient and a value of the free-carrier absorption coefficient, which relate to the waveguide to be analyzed, from the values which have been measured respectively for the amplitude and the phase shift of the interference state which exists in the superposition zone.
  • a second aspect of the invention provides a method for characterizing the non-linear behavior of a waveguide to be analyzed, this method comprising the following steps:
  • This method of the invention is compatible with any type of waveguide to be analyzed, whatever its technology, in particular of the optical fiber type or of a type of waveguide which is produced in the form of an integrated optical circuit.
  • the method may comprise recording the measured values respectively for the amplitude and the phase shift of the interference state of the radiation which exists in the superposition zone, for several values of the power of the radiation injected into the interferometer which are produced successively. Then, the method may further comprise determining at least one of the value of the non-linear Kerr effect coefficient, the value of the two-photon absorption coefficient and the value of the free-carrier absorption coefficient, which are relative to the waveguide to be analyzed, from the measured values respectively for the amplitude and the phase shift of the interference state, and relative to several measured values for the power of the radiation injected into the interferometer.
  • this second sequence uses the same values for the power of the radiation that is injected into the interferometer as the first sequence above;
  • the value selected for the free carrier absorption coefficient being the one that produces a better coincidence between the measured values and values calculated for the interference state phase shift, for several values of the power of the radiation that is injected into the interferometer.
  • FIG. 1 is a block diagram of a device according to the invention.
  • FIG. 2 a perspective view of a waveguide to be analyzed which can be characterized using the device of [Fig. 1];
  • FIG. 3a is a diagram showing interference state phase shift variations as detected using the device of [Fig. 1] for the waveguide to be analyzed of [Fig. 2];
  • FIG. 3b corresponds to [Fig. 3a] for amplitude variations of the interference state.
  • waveguide to be analyzed denoted ANALYS. and which extends according to the longitudinal coordinate x between its two opposite optical ends of input E101 and output S101;
  • radiation source comprising a primary source 11 and an optical power variator 12;
  • modulator suitable for generating a variable phase shift for radiation passing through it
  • retarder noted D.L. for “delay line” in English, and adapted to generate a propagation delay for radiation which passes through it;
  • the waveguide to be analyzed 101 may be of any type, in particular a segment of optical fiber or a waveguide that is incorporated in an integrated optical circuit. It may be optically connected by its two optical input E101 and output S101 ends to the interferometer 2, using optical connection means that are each capable of injecting and recovering radiation portions by one and the other of the optical ends E101 and S101, so that the two radiation portions propagate in the waveguide 101 in two opposite directions.
  • each optical connection means may comprise a grating of coupling which has a focus located on one of the optical ends E101, S101 of the waveguide 101.
  • the polarization adjustment systems 8a and 8b make it possible to increase an amplitude of variation of the interference state by achieving a polarization match between the interferometer 2 and the waveguide to be analyzed 101.
  • the waveguide to be analyzed 101 which is shown in [Fig. 2] is produced in the form of an integrated optical circuit of the SOI type, for “Silicon On Insulator” in English or silicon on insulator.
  • This circuit comprises a substrate 102, for example made of silica (SiO2), and an upper layer 103, for example made of silicon (Si), which is carried by the substrate 102 and comprises a rib N on a side opposite the substrate.
  • the rib N and the part of the layer 103 which is intermediate between this rib and the substrate 102 constitute the waveguide 101, with the longitudinal direction x of the rib N as the radiation guiding direction.
  • the waveguide 101 may have the following dimensions: width of the integrated optical circuit: 3.05 pm (micrometer), length L of the rib N, corresponding to the length of the waveguide 101: 20 mm (millimeter), width of the rib N: 450 nm (nanometer), height of the rib N: 160 nm and thickness of the layer 103 outside the rib N: 150 nm.
  • Such a waveguide is effective for conducting radiation which has a wavelength in a vacuum equal to 1550 nm.
  • the cross-sections of the guided transmission mode are symbolically indicated in dashed and dotted lines in the figure at the input optical ends E101 and output S101 of the waveguide 101.
  • the parameter p which quantifies the effect of the dispersion caused by the free carriers of the medium constituting this waveguide is substantially equal to 7.5, for radiation having the wavelength of 1550 nm when it propagates in a vacuum.
  • the device 100 of the invention comprises at least the radiation source 1, the Sagnac interferometer 2 and the photodetection system 3. In improved embodiments, it can also optionally comprise the radiation power measurement system 4, the modulator 5 and the retarder 6.
  • the optical circulators 7a and 7b make it possible to add the modulator 5 and the retarder 6 in the interferometer 2, as described later.
  • the primary source 11 is preferably a laser source, and advantageously of the pulsed type to provide instantaneous radiation power values that are high.
  • the radiation that is thus produced by the primary source 11 can have an average power of approximately 1 mW (milliwatt), as calculated by taking into account the pulse durations and also the separation times between successive pulses.
  • the optical power variator 12 may be of the electro-optical modulator type, denoted MEO. It is intended to apply a variable attenuation to the radiation which is produced by the primary source 11.
  • the photodetection system 3 may be a photodiode. It is placed in a superposition zone of the interferometer 2, designated by S in [Fig. 1] and inside which interfere parts of radiation which have propagated by the two optical paths of the interferometer 2.
  • the radiation power measuring system 4 can also be a photodiode.
  • the modulator 5 may be of the acousto-optic modulator type, denoted MAO. However, liquid crystal or oscillating mirror optical modulators may be used alternatively.
  • the retarder 6 may be of any type, for example of an adjustable type based on liquid crystals or based on a mechanical delay line. It is intended to approximately reproduce a radiation transfer delay which is generated by the modulator 5 between the two optical circulators 7a and 7b.
  • a criterion for adjusting the delay value which is produced by the retarder 6 is to detect a non-zero, or even maximum, signal by the photodetection system 3, meaning that two parts of each radiation pulse produced by the source 1 which propagate by the two optical paths of interferometer 2 are temporally superimposed on the photodetection system 3, or arrive at the same time at this system 3.
  • the interferometer 2 comprises two optical paths CH1 and CH2 which each extend between an optical input E of this interferometer and the photodetection system 3.
  • the two optical paths CH1 and CH2 of the interferometer 2 comprise a common portion in which the waveguide to be analyzed 101 is inserted.
  • the two optical paths CH1 and CH2 are arranged to transmit in directions of propagation which are opposite inside the waveguide to be analyzed 101, the two parts of radiation which are intended to interfere at the level of the photodetection system 3.
  • Two portions of optical paths are separated from each other from the optical input E of the interferometer 2 by a beam splitter 9, then the two portions of optical paths each connect one of the opposite ends E101, S101 of the waveguide to be analyzed 101.
  • the two portions of optical paths complement each other to constitute the optical paths CH1 and CH2 which correspond to opposite directions of propagation of the radiation in the waveguide 101.
  • the output of the radiation source 1 is optically connected to a first input of the beam splitter 9, and the latter has a second input which is used to transmit to the photodetection system 3 the parts of radiation which have traveled the two optical paths CH1 and CH2.
  • the beam splitter 9 can be selected to separate between its two outputs to the optical paths CH1 and CH2, the radiation which is transmitted by the source 1, according to an optical power separation ratio which can be 90:10 for example, or 99:01, or even 60:40. This beam splitter 9 can thus be selected to send an optical power into the optical path CH2, which is greater than that sent into the optical path CH1.
  • the entire interferometer 2, and also possibly the radiation source 1 can be made from optical fibers and/or integrated optical components.
  • These fibers and/or integrated optical components are preferably polarization-maintaining, in which case the polarization adjustment systems 8a and 8b are two linear polarization direction rotators.
  • the beam splitter 9 may be a 2 x 2 evanescent field coupler.
  • the device 100 may then have a constitution which is compact, and be contained in a closed housing with a ready-to-use presentation.
  • the waveguide to be analyzed 101 may then be optically connected in a removable manner to dedicated optical inputs/outputs which are provided on the housing.
  • the 2 x 2 coupler which constitutes the beam splitter 9, at the optical input E of the interferometer 2 has two optical outputs which are each connected to the input of one of the optical paths CH1 and CH2, simultaneously constituting the output of the other optical path.
  • a first of the two optical inputs of the 2 x 2 coupler is optically connected to the output of the optical power variator 12, to receive the radiation which is produced by the source 1.
  • the second optical input of the same 2 x 2 coupler can be optically connected to the photodetection system 3 to transmit a superposition of the radiation parts which have propagated separately by one and the other of the two optical paths CH1 and CH2.
  • the superposition zone S of the interferometer 2 is then the optical path segment which extends from the second optical input of the 2 x 2 coupler forming the beam splitter 9 to the photodetection system 3.
  • the measuring system 4 can be arranged to receive a fixed fraction, for example 1%, of the power of the radiation which is produced by the source 1, for example by using another 2 x 2 optical coupler with evanescent fields as designated by the reference 13 in [Fig. 1].
  • the measuring system 4 provides a measurement signal which is representative of the radiation power Pin which is injected into the interferometer 2 by its optical input E.
  • the optical power variator 12 can be controlled to vary the radiation power Pin, for example with a new value of Pin every eight thousand successive pulses of the radiation as a non-limiting example.
  • the discrete values which are thus adopted one after the other for the power Pin can increase within a characterization interval of the waveguide 101, and each value of the power Pin is maintained for a duration of measurement of the interference state which then exists on the photodetection system 3.
  • a programmable control unit 20 can be used to produce such a variation of Pin.
  • a new interference state is measured for each new value of the power Pin of the radiation which is injected into the optical input E of the interferometer 2.
  • the measurement results of the interference state which exists on the photodetection system 3 can be delivered by a synchronous detection system 33.
  • An acquisition system which is synchronized with the variations of Pin can make it possible to record the measurement results of each interference state which exists during the duration of maintaining a power value Pin in association with this power value Pin as measured by the system 4.
  • Such an acquisition system is designated by the reference 43 in [Fig. 1] and noted LOCK-IN. It can be a synchronous detection system, but which is distinct from that designated by the reference 33 and dedicated to measuring the interference state which exists while each power value Pin is maintained.
  • the optional improvement of the invention which is now described makes it possible to obtain more easily, from the detection signal which is delivered by the photodetection system 3, the amplitude and the phase shift of the instantaneous interference state which exists in the superposition zone S.
  • the loop of the optical paths CH1 and CH2 is divided according to the direction of propagation of the radiation in this loop into two separate portions of optical paths between the optical circulators 7a and 7b, independently of the waveguide to be analyzed 101 which is in a common portion of the two optical paths CH1 and CH2.
  • the modulator 5 is inserted in one of the two separate portions of optical paths between the optical circulators 7a and 7b, for example in the optical path CH1 in accordance with [Fig.
  • the retarder 6 is inserted in the other separate portion of optical path, that of the optical path CH2.
  • the retarder 6 can be selected to compensate between the two optical paths CH1 and CH2, a delay in the transfer of parts of pulses produced by the modulator 5. This adjustment is independent of the waveguide to be analyzed 101, and can be initially executed only once during the assembly of the device 100.
  • the detection signal that is delivered by the photodetection system 3 is an interference signal between a part of each pulse that has traveled through the waveguide 101 in the direction of propagation of the optical path CH1, and another part of the same pulse that has also traveled through the waveguide 101 but in the direction of propagation of the optical path CH2.
  • the field of the radiation part that propagates in the path optical CH1 is denoted Ei
  • that of the part of the radiation which propagates in the optical path CH2 is denoted E2.
  • the modulator 5 therefore applies a variable phase shift to the field E1, which depends on an electrical modulation signal received at the input by this modulator.
  • the electrical modulation signal is transmitted to the modulator 5 by an electrical generator of alternating signals 30.
  • this modulation signal is sinusoidal at a frequency denoted E
  • the modulator 5 produces a frequency shift of E for the part of the radiation which propagates in the optical path CH1.
  • the radiation propagating therein undergoes absorption and propagation delay which depend on the power of this radiation.
  • the two parts of radiation propagating in the optical paths CH1 and CH2 undergo absorptions and propagation delays which are different.
  • the complex amplitudes of the respective fields of these parts of radiation are then, in the superposition zone S and for the configuration of the device 100 of [Fig.
  • X is the optical power division ratio which is produced by the beam splitter 9, for example X is equal to 0.90
  • q is an energy loss coefficient of the set of the two optical circulators 7a and 7b, combined with the modulator 5 or the retarder 6, the value of this coefficient q being assumed to be identical for the two optical paths CH1 and CH2 and being able to be calculated from data provided by the manufacturer of these optical components,
  • T101 is the modulus of the field transmission coefficient of the waveguide 101 , for the linear behavior of this waveguide 101 , t denotes time, and Left is the optical length of the waveguide 101 , for its linear behavior.
  • t denotes time
  • Left is the optical length of the waveguide 101 , for its linear behavior.
  • the variable part of the interference state which is produced on the photodetection system 3 is: 2-
  • the detection signal which is produced by the system 3 therefore varies sinusoidally as a function of time, with an amplitude of temporal variation of this interference state which is noted A and equal to 2-
  • the amplitude A and the phase shift AT> of the variation of the interference state can then be measured simply by performing a synchronous detection of the signal which is output by the photodetection system 3, relative to the sinusoidal modulation signal which is transmitted by the electric generator 30 to the modulator 5.
  • a synchronous detection is performed by the system 33, denoted SYNCH R., which outputs the values of the amplitude A and the phase shift A ⁇ t>.
  • phase shift AT> is then proportional to the nonlinear Kerr effect coefficient, with a proportionality factor that can be determined experimentally.
  • the modulation frequency £ is preferably greater than the variation rates of the phase shift AT> which are caused by thermal and dimensional fluctuations likely to affect the interferometer 2.
  • the modulation frequency £ can be between 40 MHz (megahertz) and 200 MHz, without limitation.
  • the phase shift AT> can be determined with an accuracy of the order of 1° (degree) by the synchronous detection system 33.
  • the use of the modulator 5 and the synchronous detection system 33 constitutes only a simple and precise way of determining the amplitude A and the phase shift ⁇ t> of the interference state which exists in the superposition zone S, by making this interference state variable periodically as a function of time.
  • alternative methods exist to determine the amplitude A and the phase shift AT> of this interference state, which do not use not necessarily to vary this interference state as a function of time for each value of the Pin power of the radiation which is injected into the interferometer 2.
  • the diagram of [Fig. 3a] indicates the values of the interference state phase shift A ⁇ t> which were measured using the device 100 of [Fig. 1] with the waveguide 101 of [Fig. 2], as a function of values of the power Pin as measured by the system 4.
  • the horizontal axis indicates the values of the power Pin expressed in watts (W), and the vertical axis indicates the values of the phase shift A ⁇ t> expressed in degrees (°).
  • the diagram of [Fig. 3b] indicates the values of the interference state amplitude A which were measured simultaneously with the phase shift values A ⁇ t> of [Fig. 3a].
  • the horizontal axis of [Fig. 3b] similarly marks the values of the power Pin expressed in watts (W), and the vertical axis marks the values of the amplitude A also expressed in watts.
  • Values which are determined as described above for the non-linear behavior coefficients y, PTPA and PFCA of a waveguide to be analyzed have uncertainties of less than 10%. This level of uncertainty is compatible with a metrological use of the characterization method of the invention.
  • waveguide to be analyzed 101 that is shown in [Fig. 2] is made in the form of an optical circuit, it can be replaced by another waveguide to be analyzed that is of the optical fiber type, or of any other type.

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Abstract

Un dispositif (100) pour caractériser un comportement non-linéaire d'un guide d'onde (101) est basé sur un interféromètre de Sagnac (2). Le guide d'onde est destiné à être parcouru par deux parties d'un rayonnement selon des sens de propagation qui sont opposés. Avantageusement, un état d'interférence qui est produit par l'interféromètre et qui est utilisé pour déduire des valeurs de coefficients qui caractérisent le comportement non- linéaire du guide d'onde, peut être mesuré par détection synchrone. Un fonctionnement automatisé du dispositif est aussi possible, pour varier une puissance du rayonnement qui est injecté dans l'interféromètre. La caractérisation du comportement non-linéaire du guide d'onde peut alors être rapide, précise et peu onéreuse.

Description

Description
Titre : CARACTERISATION DU COMPORTEMENT NON-LINEAIRE D’UN GUIDE D’ONDE
Domaine technique
[0001] La présente description concerne la caractérisation du comportement non- linéaire d’un guide d’onde, en fournissant un dispositif et un procédé pour effectuer une telle caractérisation.
Technique antérieure
[0002] Un guide d’onde est dit à comportement linéaire lorsque l’amplitude complexe de champ d’une composante spectrale de rayonnement électromagnétique qui est transmise par ce guide d’onde, en sortie de celui-ci, est proportionnelle à l’amplitude complexe de champ que possède cette même composante spectrale lorsqu’elle est injectée en entrée dans le guide d’onde. La valeur d’indice qui est effective pour déterminer la longueur du chemin optique dans le guide d’onde entre son entrée et sa sortie est alors indépendante de l’intensité de la composante spectrale considérée. Mais plusieurs mécanismes d’interaction du rayonnement électromagnétique avec un milieu de propagation sont connus, qui procurent un comportement non-linéaire à un guide d’onde qui est constitué à partir de ce milieu de propagation. L’effet Kerr non-linéaire, l’absorption à deux photons et l’absorption par porteurs libres figurent parmi ces mécanismes qui produisent des comportements non-linéaires. Ainsi, des variations d’une puissance locale et d’une phase locale d’une composante spectrale de rayonnement électromagnétique qui se propage dans un guide d’onde sont régies par les deux équations différentielles suivantes :
Dans ces équations qui sont connues de l’Homme du métier : x est une coordonnée longitudinale du guide d’onde, parallèlement à la direction de propagation guidée du rayonnement dans ce guide d’onde, P est la puissance locale de la composante spectrale de rayonnement électromagnétique, qui est fonction de la coordonnée longitudinale x, est la phase locale de la composante spectrale de rayonnement électromagnétique, qui est aussi fonction de la coordonnée longitudinale x, a est le coefficient d’absorption linéaire («linear absorption coefficient» en anglais) du guide d’onde, y est le coefficient d’effet Kerr non-linéaire («non-linear Kerr coefficient» en anglais) du guide d’onde,
PTPA est le coefficient d’absorption à deux photons («two-photon absorption coefficient» en anglais) du guide d’onde,
PFCA est le coefficient d’absorption par porteurs libres («free-carrier absorption coefficient» en anglais) du guide d’onde,
Aeff est la surface effective de section transversale de mode («effective mode cross-sectional area» en anglais) de la composante spectrale du rayonnement électromagnétique dans le guide d’onde, et p est un paramètre sans dimension qui quantifie l’effet de la dispersion qui est provoquée par les porteurs libres du milieu de propagation à l’intérieur du guide d’onde.
On pourra si besoin se reporter à l’une des publications scientifiques disponibles qui expliquent ces deux équations différentielles.
[0003] Or de nombreuses applications utilisent des guides d’onde en nécessitant de connaître leurs comportements non-linéaires avec une précision suffisante. Parmi de telles applications, on peut citer le transfert de rayonnements laser de fortes puissances, des calculateurs optiques neuromorphiques ou quantiques, des capteurs environnementaux, etc. Mais, la plupart des méthodes qui sont disponibles à ce jour pour caractériser le comportement non-linéaire d’un guide d’onde fournissent des niveaux de précision de caractérisation qui sont insuffisants. L’une des principales difficultés provient du fait que les effets du comportement non-linéaire d’un guide d’onde apparaissent en général en superposition avec les effets de son comportement linéaire, alors que ces derniers peuvent être plus importants ou beaucoup plus importants que ceux du comportement non-linéaire. Dans l’interprétation des mesures de caractérisation du comportement d’un guide d’onde, il faut alors distinguer des contributions du comportement non-linéaire de contributions du comportement linéaire. Notamment, une variation que subit la phase <t> du rayonnement entre l’entrée dans le guide d’onde et la sortie du guide d’onde, est l’addition d’une contribution de comportement linéaire, en général la plus grande, et d’une contribution de comportement non-linéaire, en général plus petite. A cause de cela, chaque contribution de comportement non-linéaire qui est évaluée à partir de résultats de mesures de phase est affectée d’une incertitude importante.
[0004] En particulier, l’article intitulé «Heterodyne interferometry applied to the characterization of nonlinear integrated waveguides», Optics Letters, Vol. 45, No. 18, pp. 5053-5056, 15 septembre 2020, décrit de caractériser le comportement non-linéaire d’un guide d’onde en insérant ce guide d’onde dans l’un des deux chemins optiques d’un interféromètre de Mach-Zehnder. Mais cette méthode de caractérisation présente les inconvénients suivants :
- parce qu’il est nécessaire d’utiliser une source de rayonnement à impulsions très courtes pour atteindre des niveaux suffisants de puissance lumineuse instantanée, il est indispensable d’ajuster la longueur du chemin optique de l’interféromètre dans lequel le guide d’onde n’est pas inséré pour qu’elle soit sensiblement égale à celle de l’autre chemin optique dans lequel le guide d’onde est inséré. Un tel ajustement permet que deux parties d’une même impulsion lumineuse interfèrent l’une avec l’autre après s’être propagées séparément dans les deux chemins optiques de l’interféromètre de Mach-Zehnder. Mais cet ajustement de longueur de chemin optique est fastidieux, difficile et long, en nécessitant des équipements optoélectroniques et des appareils de mesure ultra-rapides. A cause de cela, cette méthode de caractérisation est laborieuse et onéreuse en prix de revient ; et
- comme indiqué plus haut, la soustraction de la contribution du comportement linéaire du guide d’onde aux résultats de mesure de variations de la phase réduit la précision qui est accessible pour caractériser la contribution du comportement non-linéaire du guide d’onde à ces variations de phase.
Problème technique
[0005] A partir de cette situation, un but de la présente invention est de permettre de caractériser le comportement non-linéaire d’un guide d’onde en réduisant ou supprimant certaines au moins des difficultés qui viennent d’être rappelées pour les méthodes antérieures.
[0006] Plus précisément, l’invention a pour but de caractériser le comportement non- linéaire d’un guide d’onde, avec une précision qui soit améliorée par rapport aux méthodes antérieures.
[0007] Elle a aussi pour but de fournir une méthode de caractérisation qui soit plus rapide, plus facile et moins onéreuse à mettre en oeuvre que les méthodes antérieures.
[0008] Notamment, l’invention peut avoir pour but de fournir des valeurs numériques pour le coefficient d’effet Kerr non-linéaire d’un guide d’onde, et si possible aussi pour son coefficient d’absorption à deux photons et/ou son coefficient d’absorption par porteurs libres.
Résumé de l’invention
[0009] Pour atteindre l’un au moins de ces buts ou un autre, un premier aspect de l’invention propose un nouveau dispositif pour caractériser un comportement non-linéaire d’un guide d’onde, appelé guide d’onde à analyser, qui comprend :
- un interféromètre à deux chemins optiques s’étendant chacun entre une entrée optique de l’interféromètre et une zone de superposition, cet interféromètre étant adapté pour que le guide d’onde à analyser soit inséré dans l’un au moins des chemins optiques pour une caractérisation du guide d’onde à analyser, et l’interféromètre comprenant un diviseur de faisceau agencé de sorte que deux parties d’un rayonnement qui est injecté dans l’entrée optique se propagent respectivement une-à-une dans les deux chemins optiques puis interfèrent l’une avec l’autre dans la zone de superposition, en ayant des valeurs respectives de puissance qui sont différentes ;
- une source de rayonnement, adaptée pour produire un rayonnement qui possède une valeur variable de puissance, et agencée pour injecter le rayonnement dans l’entrée optique de l’interféromètre pendant la caractérisation du guide d’onde à analyser ; et
- un système de photodétection, agencé pour mesurer une amplitude et un déphasage d’un état d’interférence du rayonnement qui existe dans la zone de superposition pendant la caractérisation du guide d’onde à analyser. [0010] Selon l’invention, les deux chemins optiques possèdent une portion commune de chemin optique dans laquelle le guide d’onde à analyser est destiné à être inséré pour sa caractérisation, et ces deux chemins optiques sont tels que les parties du rayonnement qui se propagent respectivement dans l’un et l’autre des deux chemins optiques, circulent dans le guide d’onde à analyser selon des sens de propagation respectifs qui sont opposés. Autrement dit, l’interféromètre qui est utilisé selon l’invention pour caractériser le comportement non-linéaire du guide d’onde à analyser est un interféromètre de Sagnac.
[0011] Grâce au fait que les deux parties du rayonnement qui interfèrent se soient propagées chacune dans le guide d’onde à analyser, le comportement linéaire de celui-ci affecte de façon équivalente les phases respectives de ces deux parties du rayonnement entre l’entrée optique de l’interféromètre et la zone de superposition. Pour cette raison, des contributions au déphasage de l’état d’interférence qui sont générées par le comportement linéaire du guide d’onde à analyser s’auto-compensent entre les deux parties du rayonnement. Le déphasage de cet état d’interférence est alors essentiellement déterminé par le comportement non-linéaire du guide d’onde à analyser. Pour cette raison, ce comportement non-linéaire du guide d’onde à analyser, notamment son effet Kerr non- linéaire, peut être déterminé numériquement avec précision à partir des mesures de l’état d’interférence qui sont effectuées au moyen du système de photodétection.
[0012] En outre, aussi grâce au fait que les deux parties du rayonnement qui interfèrent ont été transmises chacune par le guide d’onde à analyser, elles subissent des durées de propagation respectives dans lesquelles le guide d’onde à analyser intervient d’une même façon pour ces deux parties du rayonnement. Ainsi, leurs durées de propagation respectives dans les deux chemins optiques de l’interféromètre sont sensiblement égales, et ne nécessitent qu’une compensation de retard de propagation ou de transit qui est indépendante du guide d’onde à analyser. Une telle compensation de retard de propagation pour utiliser un rayonnement qui est sous forme d’impulsions successives peut alors être réalisée initialement lors de la fabrication du dispositif de caractérisation, sans être répétée par la suite pour chaque nouveau guide d’onde à analyser. L’utilisation d’un interféromètre de Sagnac, telle que proposée par l’invention, est donc particulièrement adaptée à un rayonnement constitué d’impulsions successives qui sont très courtes ou ultra-courtes, pour atteindre des valeurs importantes de puissance instantanée de rayonnement. [0013] Un premier avantage du dispositif de l’invention est donc que son utilisation pour caractériser successivement plusieurs guides d’onde ne nécessite pas d’appareils optoélectroniques ni d’appareils de mesure qui soient ultra-rapides.
[0014] Un deuxième avantage est que la caractérisation d’un guide d’onde à analyser en utilisant le dispositif de l’invention peut être particulièrement rapide.
[0015] Un troisième avantage est que la source de rayonnement du dispositif de l’invention peut avoir une puissance d’émission de rayonnement qui est limitée.
[0016] Un quatrième avantage est que le dispositif de l’invention ne nécessite pas de composants optiques, optroniques ou électroniques qui soient particulièrement onéreux.
[0017] Enfin, un cinquième avantage est que le dispositif de l’invention peut être réalisé sous une forme compacte et prête à l’emploi.
[0018] Pour ces raisons, le prix de revient de chaque utilisation du dispositif de l’invention peut être bas. Ce dispositif est alors particulièrement adapté pour une exploitation métrologique de caractérisation de guides d’onde.
[0019] Selon un premier perfectionnement de l’invention, un premier des deux chemins optiques peut comprendre un modulateur adapté pour générer un déphasage variable pour la partie du rayonnement qui se propage dans ce premier chemin optique, conformément à un signal électrique de modulation qui est reçu à une entrée de commande de ce modulateur. Alors, le dispositif peut comprendre en outre :
- un générateur électrique de signal alternatif, qui est connecté à l’entrée de commande du modulateur, de sorte que pendant la caractérisation du guide d’onde à analyser, le modulateur produise un décalage fréquentiel pour la partie du rayonnement qui se propage dans le premier chemin optique ; et
- un système de détection synchrone, qui est connecté en entrée d’une part au générateur électrique de signal alternatif et d’autre part à une sortie du système de photodétection, et qui est adapté pour fournir pendant la caractérisation du guide d’onde à analyser, des valeurs mesurées respectivement pour l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence du rayonnement qui existe dans la zone de superposition de l’interféromètre. Grâce à une telle utilisation de détection synchrone, l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence du rayonnement qui existe dans la zone de superposition de l’interféromètre peuvent être extraits facilement et en temps réel, et en utilisant un matériel standard d’analyse de signaux de détection.
[0020] Pour ce premier perfectionnement de l’invention, celui des deux chemins optiques autre que le premier tel que désigné précédemment peut avantageusement comprendre un retardateur configuré pour reproduire au moins en partie un retard de transfert constant qui est produit par le modulateur dans le premier chemin optique. Une telle utilisation du retardateur facilite l’utilisation du dispositif de l’invention avec une source de rayonnement à impulsions courtes ou ultra-courtes. En effet, grâce au retardateur, les deux chemins optiques ont des longueurs optiques qui sont sensiblement égales, de sorte que les deux parties d’une même impulsion de rayonnement produite par la source, qui se propagent séparément dans les deux chemins optiques, arrivent sensiblement en même temps à la zone de superposition et peuvent donc y interférer l’une avec l’autre.
[0021] Lorsque le retardateur est utilisé, le dispositif peut comprendre en outre deux circulateurs optiques, le modulateur et le retardateur étant disposés en parallèle entre les deux circulateurs optiques pour constituer des segments respectifs des deux chemins optiques. Les deux segments sont ainsi séparés et regroupés par les deux circulateurs optiques, et parcourus par les parties du rayonnement selon des sens de propagation d’un circulateur optique à l’autre qui sont opposés pendant la caractérisation du guide d’onde à analyser. Un tel agencement des deux chemins optiques est facile à mettre en oeuvre dans l’interféromètre de Sagnac.
[0022] Selon un second perfectionnement de l’invention, la source de rayonnement peut comprendre une source primaire et un variateur de puissance optique. Le variateur de puissance optique est alors intermédiaire entre la source primaire et l’entrée optique de l’interféromètre, pour produire la valeur variable de la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre. Une telle utilisation d’un variateur de puissance optique dans le dispositif de l’invention permet de caractériser de façon plus complète et plus précise le comportement non-linéaire du guide d’onde à analyser.
[0023] Pour ce second perfectionnement de l’invention, le dispositif peut avantageusement comprendre en outre un système de mesure de la valeur variable de la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre. Il peut alors être adapté pour varier automatiquement cette valeur de puissance, et pour délivrer en sortie l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence du rayonnement qui existe dans la zone de superposition pour chaque valeur mesurée de la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre. Grâce à un tel fonctionnement automatisé, la caractérisation du guide d’onde à analyser est possible avec une durée d’utilisation du dispositif qui est réduite.
[0024] De façon générale pour l’invention, chaque chemin optique de l’interféromètre peut être constitué par des composants à maintien de polarisation. Un meilleur contraste d’interférence, c’est-à-dire une amplitude de l’état d’interférence qui est supérieure, peut ainsi être obtenu dans la zone de superposition de l’interféromètre.
[0025] Aussi de façon générale pour l’invention, le dispositif de l’invention peut être constitué au moins en partie par des composants à fibres optiques, et/ou par des composants réalisés sous forme de circuits optiques intégrés. L’ensemble du dispositif peut ainsi être particulièrement compact et facile à utiliser. Notamment, l’alignement optique de ces composants les uns par rapport aux autres peut être réalisé initialement, sans nécessiter d’être réajusté par la suite.
[0026] Encore de façon générale pour l’invention, la source de rayonnement peut être du type source impulsionnelle, et adaptée pour produire le rayonnement sous forme d’impulsions successives. Des valeurs supérieures de puissance instantanée peuvent ainsi être fournies pour le rayonnement, qui permettent de mesurer l’état d’interférence dans la zone de superposition même quand des pertes optiques significatives sont susceptibles d’intervenir pendant l’utilisation du dispositif. De telles pertes peuvent se produire notamment au niveau de connexions optiques qui sont utilisées pour insérer le guide d’onde à analyser dans la portion commune de chemin optique.
[0027] Enfin, et de nouveau de façon générale pour l’invention, le dispositif peut comprendre en outre une unité de calcul qui est configurée pour déterminer l’une au moins parmi une valeur du coefficient d’effet Kerr non-linéaire, une valeur du coefficient d’absorption à deux photons et une valeur du coefficient d’absorption par porteurs libres, qui sont relatives au guide d’onde à analyser, à partir des valeurs qui ont été mesurées respectivement pour l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence qui existe dans la zone de superposition. [0028] Un second aspect de l’invention propose un procédé de caractérisation du comportement non-linéaire d’un guide d’onde à analyser, ce procédé comprenant les étapes suivantes :
- fournir un dispositif qui est conforme au premier aspect de l’invention ;
- insérer le guide d’onde à analyser dans la portion commune de chemin optique du dispositif ; et
- activer simultanément la source de rayonnement et le système de photodétection, pour mesurer l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence du rayonnement qui existe dans la zone de superposition.
[0029] Ce procédé de l’invention est compatible avec n’importe quel type de guide d’onde à analyser, quelle que soit sa technologie, en particulier du type fibre optique ou d’un type de guide d’onde qui est réalisé sous forme de circuit optique intégré.
[0030] Lorsque la source de rayonnement comprend la source primaire et le variateur de puissance optique, le procédé peut comprendre d’enregistrer les valeurs mesurées respectivement pour l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence du rayonnement qui existe dans la zone de superposition, pour plusieurs valeurs de la puissance du rayonnement injecté dans l’interféromètre qui sont produites successivement. Alors, le procédé peut comprendre en outre de déterminer l’une au moins parmi la valeur du coefficient d’effet Kerr non-linéaire, la valeur du coefficient d’absorption à deux photons et la valeur du coefficient d’absorption par porteurs libres, qui sont relatives au guide d’onde à analyser, à partir des valeurs mesurées respectivement pour l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence, et relatives à plusieurs valeurs mesurées pour la puissance du rayonnement injecté dans l’interféromètre.
[0031] Dans des mises en oeuvre particulières du procédé de caractérisation de l’invention, l’une au moins des étapes suivantes peut être mise en oeuvre :
- calculer la valeur du coefficient d’effet Kerr non-linéaire pour le guide d’onde à analyser à partir d’une première séquence de valeurs mesurées pour le déphasage de l’état d’interférence en fonction de valeurs mesurées pour la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre, cette première séquence de valeurs mesurées pour le déphasage de l’état d’interférence s’étendant en direction d’une valeur nulle pour la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre ;
- calculer la valeur du coefficient d’absorption à deux photons pour le guide d’onde à analyser à partir d’une seconde séquence de valeurs mesurées pour l’amplitude de l’état d’interférence en fonction de valeurs mesurées pour la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre, cette seconde séquence de valeurs mesurées pour l’amplitude de l’état d’interférence s’étendant aussi en direction de la valeur nulle pour la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre. De façon optimisée, cette seconde séquence utilise les mêmes valeurs pour la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre que la première séquence ci-dessus ; et
- sélectionner la valeur du coefficient d’absorption par porteurs libres pour le guide d’onde à analyser, parmi plusieurs valeurs utilisées pour simuler numériquement le comportement non-linéaire du guide d’onde à analyser, en utilisant les valeurs déjà calculées pour le coefficient d’effet Kerr non-linéaire et pour le coefficient d’absorption à deux photons, la valeur sélectionnée pour le coefficient d’absorption par porteurs libres étant celle qui produit une meilleure coïncidence entre les valeurs mesurées et des valeurs calculées pour le déphasage d’état d’interférence, pour plusieurs valeurs de la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre.
Brève description des figures
[0032] Les caractéristiques et avantages de la présente invention apparaîtront plus clairement dans la description détaillée ci-après d’un exemple de réalisation non-limitatif, en référence aux figures annexées parmi lesquelles :
[0033] [Fig. 1 ] est un schéma synoptique d’un dispositif conforme à l’invention ;
[0034] [Fig. 2] une vue en perspective d’un guide d’onde à analyser qui peut être caractérisé en utilisant le dispositif de [Fig. 1 ] ;
[0035] [Fig. 3a] est un diagramme qui montre des variations de déphasage d’état d’interférence telles que détectées en utilisant le dispositif de [Fig. 1] pour le guide d’onde à analyser de [Fig. 2] ; et
[0036] [Fig. 3b] correspond à [Fig. 3a] pour des variations d’amplitude de l’état d’interférence. Description détaillée de l’invention
[0037] Pour raison de clarté, les éléments qui sont représentés dans [Fig. 1 ] ne le sont que symboliquement. En outre, les dimensions dans [Fig. 2] ne correspondent ni à des dimensions réelles, ni à des rapports de dimensions réels.
[0038] En référence à [Fig. 1 ], les significations des références numériques suivantes sont :
101 : guide d’onde à analyser, noté ANALYS. et qui s’étend selon la coordonnée longitudinale x entre ses deux extrémités optiques opposées d’entrée E101 et de sortie S101 ;
100 : dispositif conforme à l’invention, pour caractériser le comportement non- linéaire du guide d’onde 101 ;
1 : source de rayonnement, comprenant une source primaire 1 1 et un variateur de puissance optique 12 ;
2 : interféromètre de Sagnac ;
3 : système de photodétection, noté PD pour photodétecteur ;
4 : système de mesure de la puissance du rayonnement qui est injecté par la source 1 dans l’interféromètre 2, le système 4 étant aussi noté PD pour photodétecteur ;
5 : modulateur, adapté pour générer un déphasage variable pour du rayonnement qui le traverse ;
6 : retardateur, noté D.L. pour «delay line» en anglais, et adapté pour générer un retard de propagation pour du rayonnement qui le traverse ;
7a et 7b : circulateurs optiques ; et
8a et 8b : systèmes d’ajustement de polarisation.
[0039] Le guide d’onde à analyser 101 peut être de n’importe quel type, notamment un segment de fibre optique ou un guide d’onde qui est incorporé dans un circuit optique intégré. Il peut être connecté optiquement par ses deux extrémités optiques d’entrée E101 et de sortie S101 à l’interféromètre 2, en utilisant des moyens de connexion optique qui sont aptes chacun à injecter et récupérer des parties de rayonnement par l’une et l’autre des extrémités optiques E101 et S101, afin que les deux parties de rayonnement se propagent dans le guide d’onde 101 selon deux sens opposés. Par exemple et d’une façon qui est connue de l’Homme du métier, chaque moyen de connexion optique peut comprendre un réseau de couplage qui possède un foyer situé sur l’une des extrémités optiques E101, S101 du guide d’onde 101. Les systèmes d’ajustement de polarisation 8a et 8b permettent d’augmenter une amplitude de variation de l’état d’interférence en réalisant une concordance de polarisation entre l’interféromètre 2 et le guide d’onde à analyser 101 .
[0040] Le guide d’onde à analyser 101 qui est montré dans [Fig. 2] est réalisé sous forme d’un circuit optique intégré de type SOI, pour «Silicon On Insulator» en anglais ou silicium sur isolant. Ce circuit comporte un substrat 102, par exemple en silice (SiO2), et une couche supérieure 103, par exemple en silicium (Si), qui est portée par le substrat 102 et comporte une nervure N d’un côté opposé au substrat. De façon connue, la nervure N et la partie de la couche 103 qui est intermédiaire entre cette nervure et le substrat 102 constituent le guide d’onde 101 , avec pour direction de guidage du rayonnement la direction longitudinale x de la nervure N. Le guide d’onde 101 peut posséder les dimensions suivantes : largeur du circuit optique intégré : 3,05 pm (micromètre), longueur L de la nervure N, correspondant à la longueur du guide d’onde 101 : 20 mm (millimètre), largeur de la nervure N : 450 nm (nanomètre), hauteur de la nervure N : 160 nm et épaisseur de la couche 103 en dehors de la nervure N : 150 nm. Un tel guide d’onde est efficace pour conduire du rayonnement qui possède une longueur d’onde dans le vide égale 1550 nm. Les sections transversales du mode de transmission guidée sont indiquées symboliquement en traits interrompus mixtes dans la figure au niveau des extrémités optiques d’entrée E101 et de sortie S101 du guide d’onde 101. Ce guide d’onde 101 de [Fig. 2] sera utilisé dans la suite de la présente description à titre d’exemple pour expliquer le fonctionnement du dispositif 100 de [Fig. 1 ] ainsi que le principe de la caractérisation effectuée selon l’invention. Pour un tel guide d’onde 101 , le paramètre p qui quantifie l’effet de la dispersion provoquée par les porteurs libres du milieu constitutif de ce guide d’onde est sensiblement égal à 7,5, pour du rayonnement ayant la longueur d’onde de 1550 nm lorsqu’il se propage dans le vide.
[0041] De retour à [Fig. 1 ], le dispositif 100 de l’invention comprend au moins la source de rayonnement 1 , l’interféromètre de Sagnac 2 et le système de photodétection 3. Dans des modes de réalisation perfectionnés, il peut aussi comprendre optionnellement le système 4 de mesure de puissance du rayonnement, le modulateur 5 et le retardateur 6. Les circulateurs optiques 7a et 7b permettent d’ajouter le modulateur 5 et le retardateur 6 dans l’interféromètre 2, comme décrit plus loin. [0042] La source primaire 1 1 est de préférence une source laser, et avantageusement de type impulsionnel pour fournir des valeurs de puissance instantanée de rayonnement qui sont élevées. Elle produit des impulsions successives de rayonnement toutes à la longueur d’onde dans le vide de 1550 nm, avec une durée individuelle d’impulsion qui peut être égale à environ 1 ps (picoseconde), et avec une fréquence de répétition des impulsions qui peut être d’environ 80 MHz (mégahertz), ces valeurs n’étant données qu’à titre d’exemple pour permettre de reproduire l’invention, mais sans limitation. Le rayonnement qui est produit ainsi par la source primaire 1 1 peut avoir une puissance moyenne d’environ 1 mW (milliwatt), telle que calculée en tenant compte des durées d’impulsions et aussi des durées de séparation entre impulsions successives.
[0043] Le variateur de puissance optique 12 peut être du type modulateur électrooptique, noté MEO. Il est destiné à appliquer une atténuation variable au rayonnement qui est produit par la source primaire 1 1 .
[0044] Le système de photodétection 3 peut être une photodiode. Elle est placée dans une zone de superposition de l’interféromètre 2, désignée par S dans [Fig.1 ] et à l’intérieur de laquelle interfèrent des parties de rayonnement qui se sont propagées par les deux chemins optiques de l’interféromètre 2.
[0045] Le système 4 de mesure de puissance du rayonnement peut aussi être une photodiode.
[0046] Le modulateur 5 peut être du type modulateur acousto-optique, noté MAO. Toutefois, des modulateurs optiques à cristaux liquides ou à miroirs oscillants peuvent être utilisés alternativement.
[0047] Le retardateur 6 peut être d’un type quelconque, par exemple d’un type ajustable à base de cristaux liquides ou à base de ligne retard mécanique. Il est destiné à reproduire approximativement un retard de transfert de rayonnement qui est généré par le modulateur 5 entre les deux circulateurs optiques 7a et 7b. Un critère d’ajustement de la valeur de retard qui est produite par le retardateur 6 est de détecter un signal non-nul, voire maximal, par le système de photodétection 3, signifiant que deux parties de chaque impulsion de rayonnement produite par la source 1 qui se propagent par les deux chemins optiques de l’interféromètre 2 se superposent temporellement sur le système de photodétection 3, ou parviennent en même temps à ce système 3.
[0048] L’interféromètre 2 comprend deux chemins optiques CH1 et CH2 qui s’étendent chacun entre une entrée optique E de cet interféromètre et le système de photodétection 3. Conformément à la configuration dite de Sagnac, les deux chemins optiques CH1 et CH2 de l’interféromètre 2 comportent une portion commune dans laquelle est insérée le guide d’onde à analyser 101. En outre, les deux chemins optiques CH1 et CH2 sont agencés pour transmettre selon des sens de propagation qui sont opposés à l’intérieur du guide d’onde à analyser 101 , les deux parties de rayonnement qui sont destinées à interférer au niveau du système de photodétection 3.
[0049] Deux portions de chemins optiques sont séparées l’une de l’autre à partir de l’entrée optique E de l’interféromètre 2 par un diviseur de faisceau 9, puis les deux portions de chemins optiques relient chacune une des extrémités opposées E101, S101 du guide d’onde à analyser 101. Ainsi, les deux portions de chemins optiques se complètent mutuellement pour constituer les chemins optiques CH1 et CH2 qui correspondent à des sens opposés de propagation du rayonnement dans le guide d’onde 101. La sortie de la source de rayonnement 1 est connectée optiquement à une première entrée du diviseur de faisceau 9, et celui-ci possède une seconde entrée qui est utilisée pour transmettre au système de photodétection 3 les parties de rayonnement qui ont parcouru les deux chemins optiques CH1 et CH2. Le diviseur de faisceau 9 peut être sélectionné pour séparer entre ses deux sorties vers les chemins optiques CH1 et CH2, le rayonnement qui est transmis par la source 1 , selon un rapport de séparation de puissance optique qui peut être 90:10 par exemple, ou 99:01 , ou encore 60:40. Ce diviseur de faisceau 9 peut ainsi être sélectionné pour envoyer une puissance optique dans le chemin optique CH2, qui est supérieure à celle envoyée dans le chemin optique CH1 .
[0050] Avantageusement, l’ensemble de l’interféromètre 2, et aussi possiblement la source de rayonnement 1 , peut être réalisé à base de fibres optiques et/ou de composants optiques intégrés. Ces fibres et/ou composants optiques intégrés sont de préférence à maintien de polarisation, auquel cas les systèmes d’ajustement de polarisation 8a et 8b sont deux rotateurs de direction de polarisation linéaire. En particulier, le diviseur de faisceau 9 peut être un coupleur 2 x 2 à champs évanescents. Le dispositif 100 peut alors avoir une constitution qui est compacte, et être contenu dans un boîtier fermé avec une présentation prête à l’emploi. Le guide d’onde à analyser 101 peut alors être connecté optiquement de façon amovible à des entrées/sorties optiques dédiées qui sont prévues sur le boîtier.
[0051] Dans un tel mode de réalisation, le coupleur 2 x 2 qui constitue le diviseur de faisceau 9, à l’entrée optique E de l’interféromètre 2, possède deux sorties optiques qui sont connectées chacune à l’entrée d’un des chemins optiques CH1 et CH2, constituant simultanément la sortie de l’autre chemin optique. Une première des deux entrées optiques du coupleur 2 x 2 est connectée optiquement à la sortie du variateur de puissance optique 12, pour recevoir le rayonnement qui est produit par la source 1. Selon un agencement économe et efficace, la seconde entrée optique du même coupleur 2 x 2 peut être connectée optiquement au système de photodétection 3 pour transmettre une superposition des parties de rayonnement qui se sont propagées séparément par l’un et par l’autre des deux chemins optiques CH1 et CH2. La zone de superposition S de l’interféromètre 2 est alors le segment de chemin optique qui s’étend à partir de la seconde entrée optique du coupleur 2 x 2 formant le diviseur de faisceau 9 jusqu’au système de photodétection 3.
[0052] Avantageusement, le système de mesure 4 peut être agencé pour recevoir une fraction fixe, par exemple 1 %, de la puissance du rayonnement qui est produit par la source 1 , par exemple en utilisant un autre coupleur optique 2 x 2 à champs évanescents tel que désigné par la référence 13 dans [Fig. 1 ]. Ainsi, le système de mesure 4 fournit un signal de mesure qui est représentatif de la puissance de rayonnement Pin qui est injectée dans l’interféromètre 2 par son entrée optique E.
[0053] Au sein de la source de rayonnement 1 , le variateur de puissance optique 12 peut être commandé pour varier la puissance de rayonnement Pin, par exemple avec une nouvelle valeur de Pin toutes les huit mille impulsions successives du rayonnement à titre d’exemple non-limitatif. Les valeurs discrètes qui sont ainsi adoptées l’une après l’autre pour la puissance Pin peuvent croître à l’intérieur d’un intervalle de caractérisation du guide d’onde 101 , et chaque valeur de la puissance Pin est maintenue pendant une durée de mesure de l’état d’interférence qui existe alors sur le système de photodétection 3. Une unité de commande programmable 20 peut être utilisée pour produire une telle variation de Pin. Ainsi, un nouvel état d’interférence est mesuré pour chaque nouvelle valeur de la puissance Pin du rayonnement qui est injecté dans l’entrée optique E de l’interféromètre 2. Comme expliqué plus loin, les résultats de mesure de l’état d’interférence qui existe sur le système de photodétection 3 peuvent être délivrés par un système de détection synchrone 33. Un système d’acquisition qui est synchronisé avec les variations de Pin peut permettre d’enregistrer les résultats de mesure de chaque état d’interférence qui existe pendant la durée de maintien d’une valeur de puissance Pin en association avec cette valeur de puissance Pin telle que mesurée par le système 4. Un tel système d’acquisition est désigné par la référence 43 dans [Fig. 1 ] et noté LOCK-IN. Ce peut être un système de détection synchrone, mais qui est distinct de celui désigné par la référence 33 et dédié à mesurer l’état d’interférence qui existe pendant que chaque valeur de puissance Pin est maintenue.
[0054] Le perfectionnement optionnel de l’invention qui est décrit maintenant permet d’obtenir plus facilement, à partir du signal de détection qui est délivré par le système de photodétection 3, l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence instantané qui existe dans la zone de superposition S. La boucle des chemins optiques CH1 et CH2 est divisée en fonction du sens de propagation du rayonnement dans cette boucle en deux portions séparées de chemins optiques entre les circulateurs optiques 7a et 7b, indépendamment du guide d’onde à analyser 101 qui est dans une portion commune des deux chemins optiques CH1 et CH2. Alors, le modulateur 5 est inséré dans l’une des deux portions séparées de chemins optiques entre les circulateurs optiques 7a et 7b, par exemple dans le chemin optique CH1 conformément à [Fig. 1 ], et le retardateur 6 est inséré dans l’autre portion séparée de chemin optique, celle du chemin optique CH2. Le retardateur 6 peut être sélectionné pour compenser entre les deux chemins optiques CH1 et CH2, un retard de transfert de parties d’impulsions que produit le modulateur 5. Cet ajustement est indépendant du guide d’onde à analyser 101 , et peut être exécuté initialement une seule fois lors de l’assemblage du dispositif 100.
[0055] Le signal de détection qui est délivré par le système de photodétection 3 est un signal d’interférence entre une partie de chaque impulsion qui a parcouru le guide d’onde 101 selon le sens de propagation du chemin optique CH1 , et une autre partie de la même impulsion qui a aussi parcouru le guide d’onde 101 mais selon le sens de propagation du chemin optique CH2. Le champ de la partie de rayonnement qui se propage dans le chemin optique CH1 est noté Ei, et celui de la partie de rayonnement qui se propage dans le chemin optique CH2 est noté E2. Compte tenu du fonctionnement des circulateurs optiques 7a et 7b et comme cela vient d’être décrit, le modulateur 5 appartient au chemin optique CH1 et le retardateur 6 appartient au chemin optique CH2. Le modulateur 5 applique donc un déphasage variable au champ E1, qui dépend d’un signal électrique de modulation reçu en entrée par ce modulateur. Le signal électrique de modulation est transmis au modulateur 5 par un générateur électrique de signaux alternatifs 30. Lorsque ce signal de modulation est sinusoïdal à une fréquence notée E, le modulateur 5 produit un décalage fréquentiel de E pour la partie du rayonnement qui se propage dans le chemin optique CH1 .
[0056] Par ailleurs, à cause du comportement non-linéaire du guide d’onde 101 , le rayonnement qui s’y propage subit une absorption et un retard de propagation qui dépendent de la puissance de ce rayonnement. Ainsi, et notamment à cause du rapport de division de puissance optique qui est produit par le diviseur de faisceau 9, les deux parties de rayonnement qui se propagent dans les chemins optiques CH1 et CH2 subissent des absorptions et des retards de propagation qui sont différents. Les amplitudes complexes des champs respectifs de ces parties de rayonnement sont alors, dans la zone de superposition S et pour la configuration du dispositif 100 de [Fig. 1 ], et en première approximation en ne considérant que l’effet Kerr non-linéaire : où X est le rapport de division de puissance optique qui est produit par le diviseur de faisceau 9, par exemple X est égal à 0,90, q est un coefficient de perte énergétique de l’ensemble des deux circulateurs optiques 7a et 7b, combiné avec le modulateur 5 ou le retardateur 6, la valeur de ce coefficient q étant supposée identique pour les deux chemins optiques CH1 et CH2 et pouvant être calculée à partir de données fournies par le fabricant de ces composants optiques,
T101 est le module du coefficient de transmission de champ du guide d’onde 101 , pour le comportement linéaire de ce guide d’onde 101 , t désigne le temps, et Left est la longueur optique du guide d’onde 101 , pour son comportement linéaire. Dans ces expressions, des termes et facteurs qui ne sont pas indispensables à la compréhension de l’invention ont été omis pour raison de clarté, mais l’Homme du métier pourra les restituer facilement à la lumière de la présente description.
[0057] Alors, de façon connue, la partie variable de l’état d’interférence qui est produit sur le système de photodétection 3 est : 2-| Eic| -| E2C| ■cos(E-t+<t>i-<t>2). Le signal de détection qui est produit par le système 3 varie donc sinusoïdalement en fonction du temps, avec une amplitude de variation temporelle de cet état d’interférence qui est notée A et égale à 2-| Eic| -| E2C|, et un déphasage de variation temporelle de l’état d’interférence par rapport au signal de modulation qui est transmis au modulateur 5, qui est noté AT> et égal à <t>i-<t>2. L’amplitude A et le déphasage AT> de variation de l’état d’interférence peuvent alors être mesurés simplement en effectuant une détection synchrone du signal qui est délivré en sortie par le système de photodétection 3, par rapport au signal sinusoïdal de modulation qui est transmis par le générateur électrique 30 au modulateur 5. Une telle détection synchrone est effectuée par le système 33, noté SYNCH R., qui délivre en sortie les valeurs de l’amplitude A et du déphasage A<t>. Pour les expressions approchées des amplitudes complexes de champs Eic et E2C qui ont été données plus haut : A4> = y ■ Leff ■ ■ Pin ■
[X — r|(l — X)]. Ainsi, le déphasage AT> est alors proportionnel au coefficient d’effet Kerr non-linéaire, avec un facteur de proportionnalité qui peut être déterminé expérimentalement.
[0058] La fréquence de modulation £ est de préférence supérieure à des vitesses de variations du déphasage AT> qui sont provoquées par des fluctuations thermiques et dimensionnelles susceptibles d’affecter lïnterféromètre 2. Typiquement, la fréquence de modulation £ peut être comprise entre 40 MHz (mégahertz) et 200 MHz, non-limitativement. Dans ces conditions, le déphasage AT> peut être déterminé avec une précision de l’ordre de 1 ° (degré) par le système de détection synchrone 33. L’Homme du métier comprendra que l’utilisation du modulateur 5 et du système de détection synchrone 33 ne constitue qu’une façon simple et précise de déterminer l’amplitude A et le déphasage <t> de l’état d’interférence qui existe dans la zone de superposition S, en rendant cet état d’interférence variable périodiquement en fonction du temps. Toutefois, des méthodes alternatives existent pour déterminer l’amplitude A et le déphasage AT> de cet état interférence, qui n’utilisent pas nécessairement de faire varier cet état d’interférence en fonction du temps pour chaque valeur de la puissance Pin du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre 2.
[0059] Le diagramme de [Fig. 3a] indique les valeurs du déphasage d’état d’interférence A<t> qui ont été mesurées en utilisant le dispositif 100 de [Fig. 1 ] avec le guide d’onde 101 de [Fig. 2], en fonction de valeurs de la puissance Pin telles que mesurées par le système 4. L’axe horizontal repère les valeurs de la puissance Pin exprimées en watts (W), et l’axe vertical repère les valeurs du déphasage A<t> exprimées en degrés (°). La valeur du coefficient d’effet Kerr non-linéaire y peut être calculée à partir de l’extrapolation en direction de la valeur nulle de la puissance Pin, de la pente de la courbe A<t>(Pin). Pour le guide d’onde 101 , on obtient ainsi y = 39 nr1W’1 (unité : par mètre et par watt).
[0060] Le diagramme de [Fig. 3b] indique les valeurs de l’amplitude d’état d’interférence A qui ont été mesurées simultanément aux valeurs de déphasage A<t> de [Fig. 3a]. L’axe horizontal de [Fig. 3b] repère de même les valeurs de la puissance Pin exprimées en watts (W), et l’axe vertical repère les valeurs de l’amplitude A aussi exprimées en watts. La valeur du coefficient d’absorption non-linéaire à deux photons £TPA peut être calculée à partir de l’extrapolation en direction de la valeur nulle de la puissance Pin, de la pente de la courbe A(Pin). Pour le guide d’onde 101 , on obtient ainsi £TPA = 4,39-10’12 nrW’1 (mètre par watt).
[0061] La résolution numérique des équations différentielles qui ont été rappelées au début de la présente description, concernant la puissance locale P et de la phase locale <t> du rayonnement qui se propage dans un guide d’onde, permet de déterminer la valeur du coefficient d’absorption par porteurs libres PFCA du guide d’onde 101. Pratiquement, ces équations différentielles sont résolues numériquement pour plusieurs valeurs potentielles du coefficient PFCA, et en utilisant à chaque fois les valeurs calculées précédemment pour le coefficient d’effet Kerr non-linéaire et pour le coefficient d’absorption à deux photons. Puis la variation du déphasage A<t> en fonction de la puissance Pin est calculée pour chacune de ces valeurs potentielles du coefficient FCA. Celles de ces valeurs potentielles pour laquelle la variation A<t>(Pin) qui a été calculée coïncide le plus à la courbe de [Fig. 3a] est sélectionnée comme étant la valeur réelle du coefficient d’absorption par porteurs libres PFCA du guide d’onde 101. Une telle méthode de sélection de valeurs est connue sous la désignation de «best-match» dans le jargon de l’Homme du métier. Pour le guide d’onde 101 , on obtient ainsi |1FCA = 2,4-10’26 m3-W’2 (mètre-cube par watt-carré).
[0062] Une telle obtention des valeurs des coefficients y, PTPA et PFCA qui caractérisent le comportement non-linéaire du guide d’onde 101 peut être exécutée par l’unité de calcul qui est désignée par la référence 50 dans [Fig. 1 ], et notée CPU pour «Central Processing Unit» en anglais.
[0063] Des valeurs qui sont déterminées comme décrit précédemment pour les coefficients de comportement non-linéaire y, PTPA et PFCA d’un guide d’onde à analyser ont des incertitudes inférieures à 10%. Ce niveau d’incertitude est compatible avec une utilisation métrologique du procédé de caractérisation de l’invention.
[0064] Il est entendu que l’invention peut être reproduite en modifiant des aspects secondaires du mode de réalisation qui a été décrit en détail ci-dessus, tout en conservant certains au moins des avantages cités. Notamment, les positions de plusieurs des composants optiques du dispositif de l’invention peuvent être échangées ou modifiées au sein de ce dispositif, tout en conservant un fonctionnement du dispositif qui est équivalent.
En outre, toutes les valeurs numériques qui ont été citées ne l’ont été qu’à titre d’illustration. Enfin, bien que le guide d’onde à analyser 101 qui est montré dans [Fig. 2] soit réalisé sous forme d’un circuit optique, il peut être remplacé par un autre guide d’onde à analyser qui soit du type fibre optique, ou de tout autre type.

Claims

Revendications
[Revendication 1] Dispositif (100) pour caractériser un comportement non-linéaire d’un guide d’onde, appelé guide d’onde à analyser (101 ), ledit dispositif comprenant :
- un interféromètre (2) à deux chemins optiques (CH1 , CH2) s’étendant chacun entre une entrée optique (E) de l’interféromètre et une zone de superposition (S), ledit interféromètre étant adapté pour que le guide d’onde à analyser (101 ) soit inséré dans l’un au moins des chemins optiques pour une caractérisation dudit guide d’onde à analyser, et l’interféromètre comprenant un diviseur de faisceau (9) agencé de sorte que deux parties d’un rayonnement qui est injecté dans l’entrée optique se propagent respectivement une-à- une dans les deux chemins optiques puis interfèrent l’une avec l’autre dans la zone de superposition, en ayant des valeurs respectives de puissance qui sont différentes ;
- une source de rayonnement (1 ), adaptée pour produire un rayonnement qui possède une valeur variable de puissance, et agencée pour injecter le rayonnement dans l’entrée optique (E) de l’interféromètre (2) pendant la caractérisation du guide d’onde à analyser (10) ; et
- un système de photodétection (3), agencé pour mesurer une amplitude et un déphasage d’un état d’interférence du rayonnement qui existe dans la zone de superposition (S) pendant la caractérisation du guide d’onde à analyser (101 ), le dispositif (100) étant caractérisé en ce que les deux chemins optiques (CH1 , CH2) possèdent une portion commune de chemin optique dans laquelle le guide d’onde à analyser (101 ) est destiné à être inséré pour la caractérisation dudit guide d’onde à analyser, et lesdits deux chemins optiques sont tels que les parties du rayonnement qui se propagent respectivement dans l’un et l’autre des deux chemins optiques, circulent dans le guide d’onde à analyser selon des sens de propagation respectifs qui sont opposés.
[Revendication 2] Dispositif (100) selon la revendication 1 , dans lequel un premier (CH1 ) des deux chemins optiques comprend un modulateur (5) adapté pour générer un déphasage variable pour la partie du rayonnement qui se propage dans ledit premier chemin optique, conformément à un signal électrique de modulation qui est reçu à une entrée de commande dudit modulateur, et le dispositif (100) comprend en outre : - un générateur électrique de signal alternatif (30), qui est connecté à l’entrée commande du modulateur (5), de sorte que pendant la caractérisation du guide d’onde à analyser (101 ), le modulateur produise un décalage fréquentiel pour la partie du rayonnement qui se propage dans le premier chemin optique (CH1 ) ; et
- un système de détection synchrone (33), qui est connecté en entrée d’une part au générateur électrique de signal alternatif (30) et d’autre part à une sortie du système de photodétection
(3), et qui est adapté pour fournir pendant la caractérisation du guide d’onde à analyser (101 ), des valeurs mesurées respectivement pour l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence du rayonnement qui existe dans la zone de superposition (S) de l’interféromètre (2).
[Revendication s] Dispositif (100) selon la revendication 2, dans lequel celui des deux chemins optiques (CH1 , CH2) autre que ledit premier chemin optique (CH1 ) comprend un retardateur (6) configuré pour reproduire au moins en partie un retard de transfert constant qui est produit par le modulateur (5) dans ledit premier chemin optique.
[Revendication 4] Dispositif (100) selon la revendication 3, comprenant en outre deux circulateurs optiques (7a, 7b), et dans lequel le modulateur (5) et le retardateur (6) sont disposés en parallèle entre les deux circulateurs optiques pour constituer des segments respectifs des deux chemins optiques (CH1 , CH2), les deux segments étant séparés et regroupés par les deux circulateurs optiques, et parcourus par les parties du rayonnement selon des sens de propagation d’un circulateur optique à l’autre qui sont opposés pendant la caractérisation du guide d’onde à analyser (101 ).
[Revendication 5] Dispositif (100) selon l’une des revendications précédentes, dans lequel la source de rayonnement (1 ) comprend une source primaire (1 1 ) et un variateur de puissance optique (12), le variateur de puissance optique étant intermédiaire entre la source primaire et l’entrée optique (E) de l’interféromètre (2), de sorte que ledit variateur de puissance optique détermine la valeur variable de la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre.
[Revendication 6] Dispositif (100) selon la revendication 5, comprenant en outre un système de mesure (4) de la valeur variable de la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre (2), et le dispositif (100) est adapté pour varier automatiquement ladite valeur de puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre (2), et pour délivrer en sortie l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence du rayonnement qui existe dans la zone de superposition (S) pour chaque valeur mesurée de la puissance du rayonnement qui est injecté dans l’interféromètre.
[Revendication 7] Dispositif (100) selon l’une des revendications précédentes, dans lequel chaque chemin optique (CH1 , CH2) est constitué par des composants à maintien de polarisation.
[Revendication 8] Dispositif (100) selon l’une des revendications précédentes, dans lequel la source de rayonnement (1 ) est de type source impulsionnelle, et adaptée pour produire le rayonnement sous forme d’impulsions successives.
[Revendication 9] Dispositif (100) selon l’une des revendications précédentes, comprenant en outre une unité de calcul (50) configurée pour déterminer l’une au moins parmi une valeur d’un coefficient d’effet Kerr non-linéaire, une valeur d’un coefficient d’absorption à deux photons et une valeur d’un coefficient d’absorption par porteurs libres, relatives au guide d’onde à analyser (101 ), à partir de valeurs qui ont été mesurées respectivement pour l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence qui existe dans la zone de superposition (S).
[Revendication 10] Procédé de caractérisation d’un comportement non-linéaire d’un guide d’onde, dit guide d’onde à analyser (101 ), le procédé comprenant les étapes suivantes :
- fournir un dispositif (100) qui est conforme à l’une quelconque des revendications précédentes ;
- insérer le guide d’onde à analyser (101 ) dans la portion commune de chemin optique du dispositif ; et
- activer simultanément la source de rayonnement (1 ) et le système de photodétection (3), pour mesurer l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence du rayonnement qui existe dans la zone de superposition (S). [Revendication 11] Procédé selon la revendication 10, suivant lequel le dispositif (100) est conforme à la revendication 6, et le procédé comprend d’enregistrer des valeurs mesurées respectivement pour l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence du rayonnement qui existe dans la zone de superposition (S), pour plusieurs valeurs de la puissance du rayonnement injecté dans l’interféromètre qui sont produites successivement, et le procédé comprend en outre de déterminer l’une au moins parmi une valeur d’un coefficient d’effet Kerr non-linéaire, une valeur d’un coefficient d’absorption à deux photons et une valeur d’un coefficient d’absorption par porteurs libres, relatives au guide d’onde à analyser, à partir de valeurs mesurées respectivement pour l’amplitude et le déphasage de l’état d’interférence, et relatives à plusieurs valeurs mesurées pour la puissance du rayonnement injecté dans l’interféromètre.
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