JP2009145695A - Optical modulator - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は駆動電圧が低く、かつ高速で変調が可能な光変調器の分野に属する。 The present invention belongs to the field of optical modulators having a low driving voltage and capable of high-speed modulation.
リチウムナイオベート(LiNbO3)のように電界を印加することにより屈折率が変化する、いわゆる電気光学効果を有する基板(以下、リチウムナイオベート基板をLN基板と略す)に光導波路と進行波電極を形成した進行波電極型リチウムナイオベート光変調器(以下、LN光変調器と略す)は、その優れた伝送特性から2.5Gbit/s、10Gbit/sの大容量光伝送システムに適用されている。最近はさらに40Gbit/sの超大容量光伝送システムにも適用が検討されており、キーデバイスとして期待されている。 An optical waveguide and a traveling wave electrode are formed on a substrate having a so-called electro-optic effect (hereinafter, the lithium niobate substrate is abbreviated as an LN substrate) such as lithium niobate (LiNbO 3 ) whose refractive index changes by applying an electric field. The formed traveling-wave electrode type lithium niobate optical modulator (hereinafter abbreviated as LN optical modulator) is applied to a 2.5 Gbit / s, 10 Gbit / s large capacity optical transmission system because of its excellent transmission characteristics. . Recently, application to an ultra large capacity optical transmission system of 40 Gbit / s is also being studied, and it is expected as a key device.
[第1の従来技術]
このLN光変調器にはz−カットLN基板を使用するタイプとx−カットLN基板(あるいはy−カットLN基板)を使用するタイプがある。ここでは、第1の従来技術としてz−カットLN基板と2つの接地導体を有し、基本モードの伝搬に有利なコプレーナウェーブガイド(CPW)進行波電極を使用したz−カットLN基板LN光変調器をとり上げ、その斜視図を図17に示す。図18は図17のA−A’線における断面図である。なお、以下の議論はx−カットLN基板やy−カットLN基板でも同様に成り立つ。
[First prior art]
This LN optical modulator includes a type using a z-cut LN substrate and a type using an x-cut LN substrate (or a y-cut LN substrate). Here, as a first conventional technique, a z-cut LN substrate LN optical modulation using a coplanar waveguide (CPW) traveling wave electrode having a z-cut LN substrate and two ground conductors, which is advantageous for propagation in the fundamental mode. FIG. 17 shows a perspective view of the container. 18 is a cross-sectional view taken along line AA ′ of FIG. Note that the following discussion also holds true for x-cut LN substrates and y-cut LN substrates.
図中、1はz−カットLN基板、2は1.3μm、あるいは1.55μmなど光通信において使用する波長領域では透明な200nmから1μm程度の厚みのSiO2バッファ層、3はz−カットLN基板1にTiを蒸着後、1050℃で約10時間熱拡散して形成した光導波路であり、マッハツェンダ干渉系(あるいは、マッハツェンダ光導波路)を構成している。なお、3a、3bは電気信号と光が相互作用する部位(相互作用部と言う)における光導波路(あるいは、相互作用光導波路)、つまりマッハツェンダ光導波路の2本のアームである。また、位相変調器の場合は直線光導波路で良い。CPW進行波電極4は中心導体4a、接地導体4b、4cからなっている。また、図18において中心導体4aの幅は6μmから20μm程度であり、一般には10μm前後が使用されている。一方、中心導体4aと接地導体4b、4cの間にはギャップ(あるいはCPWのギャップ)を形成している。
In the figure, 1 is a z-cut LN substrate, 2 is a transparent SiO 2 buffer layer having a thickness of about 200 nm to 1 μm in a wavelength region used in optical communication such as 1.3 μm or 1.55 μm, and 3 is a z-cut LN. This is an optical waveguide formed by thermally diffusing Ti at 1050 ° C. for about 10 hours after depositing Ti on the
この第1の従来技術では、中心導体4aと接地導体4b、4c間にバイアス電圧(通常はDCバイアス電圧)と高周波電気信号(RF電気信号とも言う)を重畳して印加する。また、SiO2バッファ層2は高周波電気信号の等価屈折率nm(あるいは、マイクロ波等価屈折率nm)を光導波路3a、3bを伝搬する光の実効屈折率noに近づけることにより、光変調帯域を拡大するという重要な働きをしている。
In the first prior art, a bias voltage (usually a DC bias voltage) and a high-frequency electric signal (also referred to as an RF electric signal) are superimposed and applied between the
次に、このように構成されるLN光変調器の動作について説明する。このLN光変調器を動作させるには、中心導体4aと接地導体4b、4c間にDCバイアス電圧とRF電気信号とを印加する必要がある。
Next, the operation of the LN optical modulator configured as described above will be described. In order to operate this LN optical modulator, it is necessary to apply a DC bias voltage and an RF electrical signal between the
図19に示す電圧−光出力特性はある状態でのLN光変調器の電圧−光出力特性であり、Vbはその際のDCバイアス電圧である。この図19に示すように、通常、DCバイアス電圧Vbは光出力特性の山と底の中点に設定される。 The voltage-light output characteristic shown in FIG. 19 is the voltage-light output characteristic of the LN optical modulator in a certain state, and Vb is a DC bias voltage at that time. As shown in FIG. 19, the DC bias voltage Vb is normally set at the midpoint between the peak and bottom of the light output characteristic.
さて、LN光変調器を光伝送システムにおいて使用する際には、金属筐体(パッケージ)にLN光変調器のチップ、光ファイバ、及び電気信号用のマイクロ波コネクタを固定した光変調器モジュールとせねばならない。 When an LN optical modulator is used in an optical transmission system, an optical modulator module in which a chip of an LN optical modulator, an optical fiber, and a microwave connector for electric signals are fixed to a metal casing (package). I have to.
図20にはその光変調器モジュールの構造を示す。図中のいくつかの番号は図17や図18と共通している。なお、簡単のために、SiO2バッファ層2は省略している。 FIG. 20 shows the structure of the optical modulator module. Some numbers in the figure are the same as those in FIGS. 17 and 18. For simplicity, the SiO 2 buffer layer 2 is omitted.
ここで、15は金属筐体、16a、16bは金属筐体15に固定された不図示のマイクロ波コネクタの芯線である。17a、17bはマイクロ波コネクタの芯線16a、16bの周囲に形成された空洞である。まず、LN基板1を台座(固定部)に固定するが、ここでは説明の便宜のために、図20において金属筐体15の内部の20を台座とする。CPW進行波電極4とマイクロ波コネクタの芯線16a、16bを電気的に接続する。
Here, 15 is a metal casing, and 16 a and 16 b are core wires of a microwave connector (not shown) fixed to the
図20には示していないがLN光導波路3へ光を入力・出力できるように光学系を設定する。次に、金属のふた8を金属筐体15に固定することにより、LN光変調器モジュールが完成する。なお、高周波電気信号の出力側(図17と図20を比較してわかるように、高周波電気信号の出力側は16b、17bの側に対応する)については、終端抵抗により電気的に終端しても良く、その場合には出力側のマイクロ波コネクタの芯線16bと空洞17bは不要である。
Although not shown in FIG. 20, an optical system is set so that light can be input to and output from the LN
以下、LN光変調器チップの生産性と電気的特性の観点から光変調器としての劣化要因について考える。図21においてLNウェーハを10として、またz−カットLN光変調器のチップを11として示した。このLNウェーハはオプティカルグレードという欠陥が少なくて、均一性も高く、価格が極めて高価である。 Hereinafter, the deterioration factors as an optical modulator will be considered from the viewpoint of productivity and electrical characteristics of the LN optical modulator chip. In FIG. 21, the LN wafer is shown as 10 and the chip of the z-cut LN optical modulator is shown as 11. This LN wafer has few optical grade defects, high uniformity, and is extremely expensive.
図からわかるように、従来におけるz−カットLN光変調器のチップの横幅は2〜5mm程度もあるので、金属筐体15の台座20への接着強度は高いものの(特に横幅が5mmもあればその接着強度は極めて高い)、例えば3インチウェーハの場合約10〜20個程度のチップしかとれず、生産性の観点から問題があり、材料費と人件費との観点からLN光変調器のコストを高める大きな要因の一つであった。
As can be seen from the figure, since the width of the chip of the conventional z-cut LN optical modulator is about 2 to 5 mm, the adhesion strength of the
次に、電気的特性の観点から光変調器としての歩留まりを著しく劣化させるマイクロ波ディップについて述べる。図22には、図20においてマイクロ波コネクタの芯線16aと金属筐体15に形成された空洞17aの部分を拡大して示す。ここで、EFはマイクロ波コネクタの芯線16aと金属筐体15に形成された空洞17aとの間に生じる高周波電気信号の電気力線である。
Next, a microwave dip that significantly deteriorates the yield as an optical modulator from the viewpoint of electrical characteristics will be described. FIG. 22 is an enlarged view of the
図22からわかるように、高周波電気信号の電気力線EFはマイクロ波コネクタの芯線16aを中心とした軸対称な分布をなしている。
As can be seen from FIG. 22, the electric force lines EF of the high-frequency electric signal have an axially symmetric distribution around the
一方、図23には、図20のz−カットLN基板1に形成された進行波電極のマイクロ波コネクタの芯線16aとの接続部(入力用フィードスルー部と呼ぶ)のB−B'線における断面図を示す。ここで、DEFは中心導体4aと接地導体4bの間に生じた電気力線を表している。図23からわかるように、入力用フィードスルー部のB−B'において電気力線DEFは平面的な分布をなしている。
On the other hand, FIG. 23 shows a BB ′ line of a connection portion (referred to as an input feed-through portion) of the traveling wave electrode formed on the z-cut
このようにマイクロ波コネクタの芯線16aを中心とした軸対称な分布(マイクロ波コネクタの固有モードと呼ぶ)の電気力線EFと、進行波電極4の中心導体4aと接地導体4b、4cの間に生じた平面的な分布(CPW進行波電極の固有モードと呼ぶ)の電気力線DEFにはそれらの分布形状にミスマッチがあり、高周波電気信号がマイクロ波コネクタの芯線16aから進行波電極4の中心導体4aと接地導体4bに伝搬する際に高周波電気信号に漏れる成分が生じる。
In this way, the electric force lines EF having an axially symmetric distribution (referred to as an eigenmode of the microwave connector) around the
図24にLN光変調器を構成するz−カットLN基板1の形状と寸法を示す。図のx方向が幅(あるいは、横幅)に、z方向が厚みに、y方向が長さに対応し、各々の寸法をLx、Lz、及びLyとする。前述の漏れた高周波電気信号成分に対しては、z−カットLN基板1は誘電体共振器として機能する。つまり、漏れた高周波電気信号成分はz−カットLN基板1に共振モードを励振し、その中で共振(誘電体共振と呼ぶ)すると考えられる。
FIG. 24 shows the shape and dimensions of the z-cut
後に詳しく議論するが、特許文献1によれば、z−カットLN基板1の横断面である図25における対角線dの長さが長いと誘電体共振のために、光伝送に障害が生じる。つまり、誘電体共振が生じると、マイクロ波コネクタの芯線16aから進行波電極の中心導体4aと接地導体4b、4cに伝搬すべき高周波電気信号のエネルギーの多くが、z−カットLN基板1からなる誘電体共振器の内部に共振モードを励振するのに費やされてしまい、図17や図18に示した相互作用光導波路3a、3bにおける光の変調に有効に活用されない。そのため、変調周波数に対する光の変調指数に激しい落ち込み(周波数ディップと呼ぶ)を生じてしまう。
As will be discussed in detail later, according to
ちなみに、特許文献1の考え方では、z−カットLN基板1の横幅(Lx)を5mmや6mmと大きくすると、横断面における対角線の長さdはこの横幅よりもさらに長くなり、周波数ディップは4GHz程度に現れる。10Gbit/sの変調速度の場合に、この周波数ディップが10GHz付近やそれ以下の周波数領域に生じた場合や、40Gbit/sの変調速度の場合に、この周波数ディップが30GHz付近やそれ以下の周波数領域などに生じると、実用上極めて深刻な問題となってしまう。
Incidentally, in the idea of
[第2の従来技術]
図21に示したように、z−カットLN光変調器のチップ11における横幅のサイズが大きいと1枚のウェーハ当たりにとれるz−カットLN光変調器のチップ11の数が少なくなってしまった。そこで、z−カットLN光変調器のチップ11の横幅を狭くした第2の従来技術を図26に示す。こうすることにより、1枚のウェーハ当たりに数多くのチップ11を得ることができ、プロセスにおける生産性が著しく向上する。このように、生産性の観点からはz−カットLN光変調器のチップ11の横幅を狭くすることは大変望ましい。
[Second prior art]
As shown in FIG. 21, when the width of the z-cut LN
このように、z−カットLN光変調器のチップ11の横幅を狭くすることにより1ウェーハ当たりの生産性の問題は解決できた。さらに、第2の従来技術により電気的特性である周波数ディップも解決できることを示す。この第2の従来技術は第1の従来技術における誘電体共振器としての共振周波数を光変調に必要な周波数領域から高周波側に外すことにより、光の変調指数における周波数ディップの影響を改善するために特許文献1に提案された技術である。ここで、図17から図25に示した第1の従来技術と同一番号は同一機能部に対応しているため、ここでは同一番号を持つ機能部の説明を省略する。
Thus, the problem of productivity per wafer could be solved by narrowing the lateral width of the
図27に図26のz−カットLN光変調器を構成するz−カットLN基板1の斜視図を、図28にその横断面図を示す。特許文献1によれば、変調指数の周波数ディップfcは
fc = c0/(2n・d) (1)
で与えられるとのことである。ここで、c0は真空中の光速、nは高周波電気信号の等価屈折率、そして重要な物理量であるdは図27に示す横断面図において最も長くなる長さ(通常は、対角線の長さ)である。
FIG. 27 is a perspective view of the z-cut
It is said that it is given in. Here, c 0 is the speed of light in vacuum, n is the equivalent refractive index of the high-frequency electrical signal, and d is an important physical quantity, which is the longest length (usually the length of the diagonal line) in the cross-sectional view shown in FIG. ).
そして、高周波電気信号の等価屈折率nと対角線の長さdとの積n・dを0.8mmより大きく、11mmよりも小さくすることにより、周波数ディップを10Gbit/sの光伝送に支障のない高い周波数にシフトできるとしている。 The product n · d of the equivalent refractive index n of the high-frequency electrical signal and the length d of the diagonal line is made larger than 0.8 mm and smaller than 11 mm, so that the frequency dip has no trouble for optical transmission of 10 Gbit / s. It can be shifted to a higher frequency.
我々はこの(1)式に従って、z−カットLN基板1を用いた光変調器を実際に設計・製作した。なお、設計に当たっては、特許文献1に従い、高周波電気信号の等価屈折率は図28のx方向では6.59、z方向では5.36とした。
We actually designed and manufactured an optical modulator using the z-cut
この第2の従来技術の要求条件(1)式に基づいてLN光変調器を設計・製作したところ、周波数ディップを光伝送に支障のない高い周波数にシフトできることを確認した。ところが、機械的強度の観点からLN光変調器を歩留まり良く作ることが困難であるという重要な事実が判明した。 The LN optical modulator was designed and manufactured based on the requirement condition (1) of the second prior art, and it was confirmed that the frequency dip could be shifted to a high frequency that does not hinder optical transmission. However, an important fact has been found that it is difficult to make an LN optical modulator with a high yield from the viewpoint of mechanical strength.
つまり、1例として周波数ディップfcを40GHzとすると、(1)式からz−カットLN基板1の横断面図における対角線の長さdは0.63mmとなる。そこで、z−カットLN基板1の厚み(Lz)を0.5mmと仮定すると、z−カットLN基板1の横幅(Lx)はわずか0.39mmとなる。
That is, when the 40GHz frequency dip f c as an example, (1) the length of a diagonal line in the cross-sectional view of the z- cut
通常、z−カットLN基板1の長さ(Ly)は数十mm有るのでz−カットLN基板1の横断面についての対角線の寸法がこのように小さくなり過ぎると、z−カットLN基板1の剛性が極めて弱くなってしまい、LN光変調器モジュールとしての機械的強度に著しい問題があることがわかった。また厚みよりも横幅の方が小さく、チップが倒れてしまうので、チップとしての取り扱いやパッケージへの実装が極めて困難であった。
Usually, since the length (L y ) of the z-cut
次にこのモジュール製作後の機械的強度について考察する。図29はz−カットLN基板1の底面の面積を変数とした場合の図20に示した金属筐体15の台座20への接着強度である。図からわかるように、z−カットLN基板1の横幅(Lx)が狭くなり、その底面の面積が小さくなると、金属筐体15への接着強度が著しく劣化し、実装した後の機械的な振動・衝撃試験によりz−カットLN基板1がはがれてしまうことがわかった。
Next, the mechanical strength after manufacturing this module will be considered. FIG. 29 shows the adhesive strength of the
[第3の従来技術]
次に、光変調器の高周波における駆動電圧(RF駆動電圧)を低減しようとする試みを第3の従来技術とし、その際に生じる問題点について考察する。図30には半波長電圧Vπと図17における相互作用部の長さLとの積Vπ・LとCPWのギャップWとの関係を示す。なお、CPWのギャップWとしては、現状20μm〜30μm程度が使用されている。CPWのギャップWを狭くすると、相互作用光導波路3a、3bを伝搬する光と相互作用する高周波電界強度が大きくなる。従って、この図に示すように、CPWのギャップWを狭くすると、この積Vπ・Lは小さくなる。そして、この積Vπ・Lが低いほど駆動電圧が低いLN光変調器を実現できる。10Gbit/s以上の速度でLN光変調器を駆動する際の駆動電圧は5〜6V程度が実用上の限界であり、さらに少しでも駆動電圧が低いことが望まれる。よって駆動電圧の観点からは、CPWのギャップWは狭いことが望ましい。
[Third prior art]
Next, an attempt to reduce the drive voltage (RF drive voltage) at a high frequency of the optical modulator is a third conventional technique, and problems occurring at that time are considered. FIG. 30 shows the relationship between the product Vπ · L of the half-wave voltage Vπ and the length L of the interaction portion in FIG. 17 and the gap W of the CPW. In addition, as the gap W of CPW, about 20-30 micrometers is used now. When the gap W of the CPW is narrowed, the strength of the high frequency electric field that interacts with the light propagating through the interaction
図31には高周波電気信号のマイクロ波の等価屈折率nmとCPWのギャップWとの関係を示す。図には相互作用光導波路3a、3bを伝搬する光の等価屈折率no(no≒2.2)も示している。
It shows the relationship between the microwave equivalent refractive index n m and CPW gaps W high-frequency electric signal in FIG. 31. It shows the interaction
CPWのギャップWが狭くなると中心導体4aと接地導体4b、4cの間に生成された高周波電気信号は比誘電率が4程度と低いSiO2バッファ層2を多く感じるので、マイクロ波等価屈折率nmを低減することができる(なお、z−カットLN基板1の比誘電率は35程度である)。
When the gap W of the CPW is narrowed, the high frequency electric signal generated between the
一般に、マイクロ波等価屈折率nmは光の等価屈折率noよりも大きく、LN光変調器を高速・広帯域で動作する際の大きな制限要因となっている。そのためLN光変調器を10Gbit/s以上の高速で駆動するには、マイクロ波等価屈折率nmを光の等価屈折率noに近づけることが不可欠となる。この観点からもCPWのギャップWは狭いことが望ましい。 In general, the microwave equivalent refractive index n m is greater than the equivalent refractive index n o of the light, is a major limiting factor in the operation of the LN optical modulator at a high speed and a wide band. Therefore the LN optical modulator is driven at a speed higher than 10Gbit / s becomes essential to close the microwave equivalent refractive index n m in the light of the equivalent refractive index n o. From this point of view, it is desirable that the gap W of the CPW is narrow.
以上のように、駆動電圧を低減するとともにマイクロ波等価屈折率nmを光の等価屈折率noに近づけるという観点からはCPWのギャップWは狭いことが望ましいことがわかったが、CPWのギャップWを例えば15μm以下など、一般に25μm以下に狭くした際に生じる問題点について以下に記す。 As described above, although from the viewpoint while reducing the driving voltage close to the microwave equivalent refractive index n m in the light of the equivalent refractive index n o is the CPW gap W was found to be narrow it is desirable, the gap CPW Problems that occur when W is narrowed to generally 25 μm or less, such as 15 μm or less, are described below.
図32は中心導体4aと接地導体4b、4cからなるCPW進行波電極4の特性インピーダンスZ(以下の図34におけるZ39に対応)についてCPWギャップWを変数として示す。CPWギャップWを狭くすると、特性インピーダンスZが30Ωあるいはそれ以下と著しく低くなり、ほぼ50Ω系の外部信号源との間にインピーダンス不整合を生じてしまう。つまり、高周波電気信号のパワー反射率(いわゆるS11)が劣化するという問題が生じる。
Figure 32 shows the CPW gaps W as a variable for (corresponding to Z 39 in the following Figure 34) the
次に、このことについてさらに詳しく考察する。第3の従来技術のz−カットLN光変調器を構成する中心導体4aと接地導体4b、4cからなるCPW進行波電極4の上面図を図33に示す。
Next, this will be considered in more detail. FIG. 33 shows a top view of the CPW
ここで、Iは不図示の外部信号源からの高周波電気信号をCPW進行波電極4に印加するための不図示のコネクタの芯線(あるいは金リボンや金ワイヤー)を接続する入力用フィードスルー部、IIは入力用フィードスルー部Iと相互作用部IIIとの接続部(あるいは入力側接続部)、IIIは電気信号と光が相互作用する相互作用部、IVは出力用フィードスルー部Vと相互作用部IIIとの接続部(あるいは出力側接続部)である。出力用フィードスルー部Vは不図示のコネクタの芯線(あるいは金リボンや金ワイヤー)もしくは終端抵抗に接続される。
Here, I is an input feed-through unit for connecting a core wire (or a gold ribbon or a gold wire) of a connector (not shown) for applying a high-frequency electrical signal from an external signal source (not shown) to the CPW
なお、入力用フィードスルー部Iの中心導体において高周波電気信号を給電する部位を給電部とし、また、出力用フィードスルー部Vの中心導体において高周波電気信号を取り出す部位を出力部と呼ぶ。 A portion that feeds a high-frequency electrical signal in the central conductor of the input feedthrough portion I is referred to as a feeding portion, and a portion that takes out the high-frequency electrical signal in the central conductor of the output feedthrough portion V is referred to as an output portion.
図34には第3の従来技術のz−カットLN光変調器の等価回路を示す。ここで、5と6は外部回路に対応し、5は電気的ドライバなどの外部信号源、6は外部信号源の負荷抵抗(特性インピーダンスをRgとする)を表す。また、37〜41は入力用フィードスルー部Iから出力用フィードスルー部Vまでの等価的な線路に各々対応する。具体的には、37は入力用フィードスルー部I、38は入力側接続部II、39は相互作用部III、40は出力側接続部IV、41は出力用フィードスルー部Vの線路を各々表す。また、42は終端抵抗である。
FIG. 34 shows an equivalent circuit of a third prior art z-cut LN optical modulator. Here, 5 and 6 correspond to external circuits, 5 is an external signal source such as an electric driver, and 6 is a load resistance (characteristic impedance is R g ) of the external signal source.
さらに、Z37〜Z41は入力用フィードスルー部Iから出力用フィードスルー部Vまでの特性インピーダンスであり、具体的には、Z37は入力用フィードスルー部I(あるいは線路37)、Z38は入力側接続部II(あるいは線路38)、Z39は相互作用部III(あるいは線路39)、Z40は出力側接続部IV(あるいは線路40)、Z41は出力用フィードスルー部V(あるいは線路41)の特性インピーダンスに対応している。また、ZLは終端抵抗42の抵抗値である。
Further, Z 37 to Z 41 are characteristic impedances from the input feed-through portion I to the output feed-through portion V. Specifically, Z 37 is the input feed-through portion I (or line 37), Z 38. Is the input side connection part II (or line 38), Z 39 is the interaction part III (or line 39), Z 40 is the output side connection part IV (or line 40), and Z 41 is the output feedthrough part V (or This corresponds to the characteristic impedance of the line 41). Z L is the resistance value of the
次に、図30から図34に示した第3の従来技術のz−カットLN光変調器について、インピーダンス不整合と変調帯域の観点からの問題点について考察する。 Next, with respect to the third prior art z-cut LN optical modulator shown in FIGS. 30 to 34, problems from the viewpoint of impedance mismatch and modulation band will be considered.
図34において、Zinは外部信号源5と負荷抵抗6(インピーダンスRg)からz−カットLN光変調器を見た入力インピーダンスである。つまり、Zinは入力用フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ37、入力側接続部IIの特性インピーダンスZ38、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39、出力側接続部IVの特性インピーダンスZ40、出力用フィードスルー部Vの特性インピーダンスZ41、及び終端抵抗42の抵抗値ZLを、各部の長さと各部を伝搬する電気信号の等価屈折率を考慮した伝送線路の縦続接続の考え方で合成した特性インピーダンスと言える。図中の43は外部信号源5や負荷抵抗6と入力用フィードスルー部Iとの境界を表す。
In FIG. 34, Z in is an input impedance when the z-cut LN optical modulator is viewed from the
駆動電圧を下げ、マイクロ波等価屈折率nmを光の等価屈折率noに近づけるためにCPWギャップWを15μm以下と狭くした場合を考察する。この場合、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39は30Ωあるいはそれ以下と低くなる。 Lowering the driving voltage, consider the case where the CPW gaps W in order to close the microwave equivalent refractive index n m for the light of the equivalent refractive index n o and narrow as 15μm or less. In this case, the characteristic impedance Z 39 of the interaction unit III is as low as 30Ω or less.
さて、第3の従来技術では、その他の線路37、38、40、41の特性インピーダンス、つまり入力用フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ37、入力側接続部IIの特性インピーダンスZ38、出力側接続部IVの特性インピーダンスZ40、出力用フィードスルー部Vの特性インピーダンスZ41、及び終端抵抗42の抵抗値ZLは全て相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39と等しくしていた(つまり、Z37=Z38=Z39=Z40=Z41=ZL)。
In the third prior art, the characteristic impedances of the other lines 37 , 38 , 40 , 41, that is, the characteristic impedance Z 37 of the input feed-through part I, the characteristic impedance Z 38 of the input side connection part II, and the output side connection The characteristic impedance Z 40 of the part IV, the characteristic impedance Z 41 of the output feedthrough part V, and the resistance value Z L of the
その結果、外部信号源5の負荷抵抗6からz−カットLN光変調器を見た入力インピーダンスZinの実部Re(Zin)は図35の実線で示すようにほとんど周波数fに依存せず、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39と一致し、30Ωもしくはそれ以下と低かった。
As a result, the real part Re (Z in ) of the input impedance Z in when the z-cut LN optical modulator is viewed from the
それに伴い、光の変調指数(パワー変調指数)|m|2は入力インピーダンスZinと外部信号源5の負荷抵抗6(インピーダンスRg)とのインピーダンス不整合のために、図36に示すように、周波数fとともに急速に劣化し3dB光変調帯域として10GHzを確保することが極めて困難であった。
Accordingly, the optical modulation index (power modulation index) | m | 2 is shown in FIG. 36 due to impedance mismatch between the input impedance Z in and the load resistance 6 (impedance R g ) of the
なお、Z37=Z38=Z39=Z40=Z41=ZLと仮定すると、Zin(この場合には、Zin=Z39)が40Ω以下、例えば30Ωになると高周波電気信号のパワー反射率(S11)は図37に示すように−13dB程度と高く(悪く)なってしまう(Rg=50Ωとした。なお、実際の実験では、わずかなインピーダンス不整合により反射された高周波電気信号が重畳され、さらに劣化することになる)。ここで、高周波電気信号のパワー反射率(S11)は次の式で与えられる。
S11=|(Rg−Zin)/(Rg+Zin)|2 (1)
また、反射された高周波電気信号が外部信号源5へ戻る際には、変調された光パルスのジッタを増加させてしまうという問題もある。なお、ここでZ39が30Ωというのは一例であり、以上に述べた問題はZ39=30Ωの場合に限らず、特にZ39が40Ω以下になると顕著に生じる。
Assuming that Z 37 = Z 38 = Z 39 = Z 40 = Z 41 = Z L , when Z in (in this case, Z in = Z 39 ) is 40Ω or less, for example, 30Ω, the power of the high-frequency electric signal As shown in FIG. 37, the reflectivity (S 11 ) becomes as high as (−13 dB) (R g = 50Ω). In an actual experiment, the high-frequency electricity reflected by a slight impedance mismatch Signal will be superimposed and further deteriorated). Here, the power reflectivity (S 11 ) of the high-frequency electrical signal is given by the following equation.
S 11 = | (R g −Z in ) / (R g + Z in ) | 2 (1)
Further, when the reflected high-frequency electric signal returns to the
[第4の従来技術]
第3の従来技術における外部信号源5の特性インピーダンスRgと相互作用部IIIの特性インピーダンスZ3とのインピーダンス不整合を改善するための技術として、特許文献2として提案された第4の従来技術について説明する。ここで、図30から図37に示した第3の従来技術と同一番号は同一機能部に対応しているため、ここでは同一番号を持つ機能部の説明を省略する。
[Fourth Prior Art]
As a technique for improving the impedance mismatch between the characteristic impedance Rg of the
図38に第4の従来技術に使用するCPW進行波電極4の上面図を示す。第4の従来技術においてもIは入力用フィードスルー部、IIは入力側接続部、IIIは相互作用部、IVは出力側接続部、及びVは出力用フィードスルー部である。出力用フィードスルー部Vは不図示のコネクタ芯線(あるいは金リボンや金ワイヤー)もしくは終端抵抗に接続されるのも同じである。これらの第3の従来技術と同じ構成に加えて、図38に示す第4の従来技術には長さL6のインピーダンス変換部VIが付加されている。
FIG. 38 shows a top view of the CPW
図38の相互作用部IIIのB−B’におけるz−カットLN光変調器としての断面図を図39に示す。図39に示す第4の従来技術でもCPWのギャップWを15μm程度以下と極めて狭く設定した場合を想定する。CPWのギャップWをこのように狭くすると、前述のように駆動電圧を低減できるとともに高周波電気信号のマイクロ波等価屈折率nmを相互作用光導波路3a、3bを伝搬する光の等価屈折率noに近づけることができるという利点はあるものの、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39は40Ω以下となる(第1の従来技術で述べたように例えば30Ω)。
FIG. 39 shows a cross-sectional view as a z-cut LN optical modulator at BB ′ of the interaction part III in FIG. In the fourth prior art shown in FIG. 39, a case is assumed in which the gap W of the CPW is set to be as narrow as about 15 μm or less. If the gap W of CPW thus narrow, microwave equivalent refractive index n m of the interaction
またインピーダンス変換部VIのC−C’におけるz−カットLN光変調器としての断面図を図40に示す。インピーダンス変換部VIにおけるCPWのギャップW’は50μm程度と相互作用部IIIにおけるCPWのギャップWよりも広く設定される。 FIG. 40 shows a cross-sectional view of the impedance converter VI as a z-cut LN optical modulator at C-C ′. The CPW gap W ′ in the impedance conversion unit VI is set to be about 50 μm, which is wider than the CPW gap W in the interaction unit III.
図41には第4の従来技術の等価回路を示す。図34に示した第1の従来技術と同じく、Z37は入力用フィードスルー部I(あるいは線路37)、Z38は入力側接続部II(あるいは線路38)、Z39は相互作用部III(あるいは線路39)、Z40は出力側接続部IV(あるいは線路40)、Z41は出力用フィードスルー部V(あるいは線路41)の特性インピーダンスであるが、第4の従来技術には特性インピーダンスZ44のインピーダンス変換部VI(あるいは線路44)が付加されている。 FIG. 41 shows an equivalent circuit of the fourth prior art. As in the first prior art shown in FIG. 34, Z 37 is an input feed-through portion I (or line 37), Z 38 is an input side connection portion II (or line 38), and Z 39 is an interaction portion III ( or the line 39), Z 40 is the output-side connecting portion IV (or the line 40), but Z 41 is a characteristic impedance of the output feed-through portion V (or the line 41), the fourth prior art characteristic impedance Z 44 impedance converters VI (or lines 44) are added.
図41中の43は外部信号源5の負荷抵抗6(特性インピーダンスRg)と入力用フィードスルー部Iとの境界を表す。図41においてZin’は外部信号源5と外部信号源5の負荷抵抗6から第4の従来技術のz−カットLN光変調器を見た入力インピーダンスである。
41 in FIG. 41 represents a boundary between the load resistance 6 (characteristic impedance R g ) of the
つまり、Zin’は入力用フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ37、インピーダンス変換部VIの特性インピーダンスZ44、入力側接続部IIの特性インピーダンスZ38、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39、出力側接続部IVの特性インピーダンスZ40、出力用フィードスルー部Vの特性インピーダンスZ41、及び終端抵抗42のZLを伝送線路の縦続接続の考え方で合成した特性インピーダンスと言える。 That, Z in 'the characteristic impedance Z 37 of the input feed-through portion I, the characteristic impedance Z 44 of the impedance conversion section VI, the input-side connecting portion II of the characteristic impedance Z 38, the interaction portion III of the characteristic impedance Z 39, the output It can be said that the characteristic impedance Z 40 of the side connection portion IV, the characteristic impedance Z 41 of the output feed-through portion V, and the Z L of the termination resistor 42 are combined with the concept of cascade connection of transmission lines.
前述のように、第4の従来技術においてはCPWギャップWを15μm以下と狭くしたので、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ3は例えば30Ωなど、40Ω以下と低くなっている。 As described above, since in the fourth prior art by narrowing the CPW gaps W and 15μm or less, such as characteristic impedance Z 3 of the interaction portion III is for example 30 [Omega, it is lower than 40 [Omega.
次に、インピーダンス変換部VIの作用について考察する。簡単のために、入力側接続部IIの特性インピーダンスZ38、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39、出力側接続部IVの特性インピーダンスZ40、出力用フィードスルー部Vの特性インピーダンスZ41、及び終端抵抗42のZLについて、Z37=Z39=Z40=Z41=ZLが成り立っているとする。
Next, the operation of the impedance converter VI will be considered. For simplicity, the characteristic impedance Z 38 of the input side connection part II, the characteristic impedance Z 39 of the interaction part III, the characteristic impedance Z 40 of the output side connection part IV, the characteristic impedance Z 41 of the output feedthrough part V, and Assume that Z 37 = Z 39 = Z 40 = Z 41 = Z L holds for Z L of the
この場合の等価回路を図42に示す。ここで、Z37、Z39、Z40、Z41、ZLを合成して形成した合成部III’を表す伝送線路39’の特性インピーダンスをZ39’とした。また、図38に記した特性インピーダンスがZ44であるインピーダンス変換部VIの長さを図42にもL6として示している。
An equivalent circuit in this case is shown in FIG. Here, the characteristic impedance of the
ここで、特許文献2に従い、入力用フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ37を外部信号源5の負荷抵抗6の特性インピーダンスRgと同じ50Ωとする。
Here, according to
伝送線路の縦続接続の理論からよく知られているように、異なる2つの特性インピーダンスZiとZjの間に特性インピーダンスがZで電気的長さがLであるインピーダンス変換部がある場合に、Z、Zi、Zj及びLの間に
Z =(Zi・Zj)1/2 (2)
L = λ/4 (3)
が成り立つならば、ZiとZjの間にインピーダンス整合が成り立ち、電気的反射は無くなる。ここで、λは高周波電気信号の電気的波長である。ZiとZjの相乗平均で表されたZを整合インピーダンスと呼ぶ。
As is well known from the theory of cascade connection of transmission lines, when there is an impedance converter having a characteristic impedance Z and an electrical length L between two different characteristic impedances Z i and Z j , Z between Z, Z i , Z j and L = (Z i · Z j ) 1/2 (2)
L = Λ / 4 (3)
Is satisfied, impedance matching is established between Z i and Z j , and there is no electrical reflection. Where λ is the electrical wavelength of the high frequency electrical signal. Z expressed by the geometric mean of Z i and Z j is called matching impedance.
なお、この第4の従来技術では、Z37がZiに、Z39’がZjに、Z44がZに、L6がLに対応する。つまり、この場合には入力用フィードスルー部I(Z37)と合成部III’(Z39’)との間にインピーダンス整合が成り立ち、電気的反射は無くなる。以下においては簡単のために、(2)式のZiをZ37、ZjをZ39’、ZをZ44、さらに(3)式のLをL6として説明する。 In the fourth prior art, Z 37 corresponds to Z i , Z 39 ′ corresponds to Z j , Z 44 corresponds to Z, and L 6 corresponds to L. That is, in this case, impedance matching is established between the input feedthrough portion I (Z 37 ) and the combining portion III ′ (Z 39 ′), and electrical reflection is eliminated. In the following, for the sake of simplicity, Z i in the formula (2) will be described as Z 37 , Z j as Z 39 ′, Z as Z 44 , and L in the formula (3) as L 6 .
なお、この第4の従来技術では、λは外部信号源5からの高周波電気信号がインピーダンス変換部VIのLN基板を伝搬する際の波長であり、LN基板を伝搬する電磁波の波長という意味で管内波長と呼ばれる。具体的には、高周波電気信号の真空中での波長をλ0とし、高周波電気信号がLN基板を伝搬する際の等価屈折率をnm’とするとλは
λ=λ0/nm’ (4)
として与えられる。
In the fourth prior art, λ is a wavelength when the high frequency electrical signal from the
As given.
次に、Z37=Rg=50Ω、Z39’=30Ωとした場合の電気的パワー反射率S11の周波数fに対する依存性について計算した例を図43に示す。ここで、インピーダンス変換部VIの特性インピーダンスZ44は38.7Ωとなる。また、インピーダンス変換部VIの長さL6はその等価屈折率nm’を2.5として6mmとなる。なお、相互作用部IIIとインピーダンス変換部VIにおける各々の中心導体の幅SとS’は同じとした。 Next, FIG. 43 shows an example in which the dependence of the electrical power reflectance S 11 on the frequency f when Z 37 = R g = 50Ω and Z 39 ′ = 30Ω is calculated. Here, the characteristic impedance Z 44 of the impedance converter VI is 38.7Ω. The length L 6 of the impedance transformation portion VI becomes 6mm an equivalent refractive index n m 'of 2.5. The widths S and S ′ of the central conductors in the interaction part III and the impedance conversion part VI are the same.
図43からわかるように、(2)式と(3)式を満足するようにインピーダンス変換部VIを設計すると、5GHz、10GHz、15GHz、20GHzなどの特定の周波数において、S11を−50dB以下とでき、電気的なパワー反射をほぼ完全になくすことができる(なお、実際の実験において、ケーブルの接続部などからの電気的な反射などによりS11は負の無限大になることはないが、この第4の従来技術では(2)式と(3)式の条件を満たすものとする)。 As can be seen from FIG. 43, when the impedance converter VI is designed so as to satisfy the expressions (2) and (3), S 11 is set to −50 dB or less at a specific frequency such as 5 GHz, 10 GHz, 15 GHz, or 20 GHz. can, electrical power reflection can be eliminated almost completely (Note that in actual experiments, S 11 due electrical reflections from such connecting portion of the cable is never a negative infinity, In the fourth conventional technique, the conditions of the expressions (2) and (3) are satisfied.
以上述べたように、この第4の従来技術では(2)式と(3)式を満たす特定の周波数(ここでは、5GHz、10GHz、15GHz、20GHzなど)においては、高周波電気信号の電気的な反射をほぼ完全になくすことができるが、通常、電気的パワー反射率S11としては−50dB、あるいはそれ以下といった極めて小さな値は必要ではなく、最低−10dB(実際には、−12dB程度は欲しい)〜−15dB、あるいは−15dB〜−20dB程度あれば充分であり、いわばオーバースペックと言える。 As described above, in the fourth prior art, at a specific frequency satisfying the expressions (2) and (3) (here, 5 GHz, 10 GHz, 15 GHz, 20 GHz, etc.) Although it is possible to eliminate the reflected almost completely, usually, very small value such as -50 dB, or less as an electric power reflectance S 11 is not required, the minimum -10 dB (actually, about -12dB want ) ˜−15 dB, or −15 dB˜−20 dB is sufficient, so to speak, it can be said that it is an overspec.
逆に、図43から明らかなように、7.5GHz、12.5GHz、17.5GHzにおいては、電気的パワー反射率S11はその包絡線(図43中の破線)である−13dBのレベルまで劣化してしまい、第1の従来技術のレベルのように実用上使用できないほどの悪い反射特性となってしまう。 On the other hand, as is clear from FIG. 43, at 7.5 GHz, 12.5 GHz, and 17.5 GHz, the electric power reflectivity S 11 reaches the level of −13 dB, which is the envelope (broken line in FIG. 43). As a result, the reflection characteristic deteriorates so that it cannot be used practically like the level of the first prior art.
また、インピーダンス変換部VIの中心導体の幅S’は相互作用部IIIの中心導体の幅Sと同じ大きさ(一般には、10μm前後)と狭いので、高周波電気信号の等価屈折率nmは2.5前後と小さい。従って、インピーダンス変換部VIの長さは(3)式と(4)式からわかるように、比較的長くなってしまう(この第4の従来技術では6mm)。特に図38に示したように、インピーダンス変換部VIを相互作用部IIIに垂直、あるいは大きな角度を持って形成する場合にはLN光変調器としての素子の横幅が大きくなり、1枚のLN基板ウェーハ当たりにとることのできるLN光変調器の数が少なくなってしまうという問題もあった。つまり、かなりの長さを必要とするインピーダンス変換部全体をLN光変調器に形成とLN光変調器を寸法的に小さくすることが難しいという問題があった。
Furthermore, (in general, 10 [mu] m before and after) the same size as the width S of the center conductor width S 'is the interaction portion III of the center conductor impedance converter VI so narrow, the equivalent refractive index n m of the high-frequency
さらには、前述のように、インピーダンス変換部VIの中心導体の幅S’は相互作用部IIIの中心導体の幅Sと同じ大きさ(一般には、10μm前後)と狭いので、インピーダンス変換部VIにおいて、高周波電気信号が減衰しやすく、高周波電気信号が相互作用部IIIにおける光変調に充分には利用できないという問題もあった。
以上述べたように、LN光変調器のチップの横幅が広いと一枚のウェーハからとることのできるLN光変調器のチップの総数が少なくなる。そこで、LN光変調器のチップの横幅を狭くすることにより、一枚のウェーハからとることのできるLN光変調器のチップの総数を多くし、LN光変調器のチップのコストを低減するとともに、生産性を良くするとともに、かつ第2の従来技術の考え方、即ちLN基板の横断面において最も長くなる長さ(通常は、対角線の長さ)をd、高周波電気信号の等価屈折率をnとして、周波数ディップfcをfc = c0/(2n・d)から求め、周波数ディップfcが充分高くなるように対角線の長さdを設定するという考え方に基づいてLN光変調器の断面構造を決定すると、LN光変調器の横断面の寸法が極めて小さくなり、LN光変調器のモジュールとしての機械的強度が劣化した。そして、特に光変調器モジュール製作後の振動・衝撃などの機械的な信頼性試験において、LN光変調器のチップそのものが光変調器の金属筐体からはがれてしまう、という致命的な問題が生じた。また、LN光変調器の厚みよりも幅の方が小さくなるので、パッケージの実装時にチップが倒れてしまうなど取り扱いにも問題があった。一方、入力側や出力側のフィードスルー部や相互作用部などのCPW進行波電極を構成する各部が全て同じ特性インピーダンスであった第3の従来技術に係る光変調器では、駆動電圧を低減するとともに、マイクロ波等価屈折率を光の等価屈折率に近づけるために、バッファ層を薄くしたり、CPW進行波電極のギャップを狭くすると、外部回路とのインピーダンス不整合が生じ、その結果、電気的パワー反射率の周波数特性が悪いとともに、変調周波数に対して光変調帯域が急速に劣化するという問題があった。つまり、駆動電圧を低減すると、必然的に特性インピーダンスが低下するので、それに伴い電気的パワー反射率が悪化し、光パルスのジッタが増加する。その結果、これまでは駆動電圧を下げることと光パルスのジッタを抑圧することの両立は困難であった。さらに、入力用フィード部と相互作用部との間に先に述べた(2)式と(3)式を満たすインピーダンス変換部を設ける第4の従来技術では、特定の周波数において、電気的な反射をほぼ無視できるほどに電気的パワー反射率を極めて小さくできるものの、他の周波数においては第3の従来技術のレベルにまで電気的な反射特性が劣化する。そして、反射された高周波電気信号は外部信号源へ戻るので、最終的に変調された光パルスのジッタを増加させるという深刻な問題もあった。さらに、一般に、λを管内波長としてλ/4で与えられるインピーダンス変換部の長さは長いので、このインピーダンス変換部をz−カットLN光変調器と一緒にウェーハに形成すると、z−カットLN光変調器全体の寸法が大きくなるので、結果的に1枚のウェーハ当たり生産できるLN光変調器の数が大幅に制限されるという問題があった。以上のことから、一枚のウェーハからとることのできるLN光変調器のチップの総数を多くしつつ、周波数ディップfcを使用周波数領域から外すとともに、光変調帯域が広く、かつ生成した光パルスのジッタが小さく、さらにLN光変調器としての機械的強度、特にモジュール製作後の振動・衝撃などの機械的試験に耐えることのできるLN光変調器はまだ開発されておらず、これを実現するための技術が望まれていた。 As described above, if the width of the LN optical modulator chip is wide, the total number of LN optical modulator chips that can be taken from one wafer is reduced. Therefore, by reducing the width of the LN optical modulator chip, the total number of LN optical modulator chips that can be taken from one wafer is increased, and the cost of the LN optical modulator chip is reduced. The productivity is improved and the second prior art concept, that is, the length (usually the length of the diagonal line) that is the longest in the cross section of the LN substrate is d, and the equivalent refractive index of the high-frequency electric signal is n. obtains a frequency dip f c from f c = c 0 / (2n · d), the cross-sectional structure of the LN optical modulator based on the idea of setting the length d of the diagonal so that the frequency dips f c is sufficiently high As a result, the dimension of the cross section of the LN optical modulator became extremely small, and the mechanical strength of the LN optical modulator as a module deteriorated. In particular, in a mechanical reliability test such as vibration and shock after the manufacture of the optical modulator module, a fatal problem that the chip of the LN optical modulator itself is peeled off from the metal casing of the optical modulator arises. It was. Further, since the width is smaller than the thickness of the LN optical modulator, there is a problem in handling such that the chip falls down when the package is mounted. On the other hand, in the optical modulator according to the third prior art in which each part constituting the CPW traveling wave electrode such as the feed-through part and the interaction part on the input side and the output side has the same characteristic impedance, the drive voltage is reduced. In addition, when the buffer layer is thinned or the gap of the CPW traveling wave electrode is narrowed in order to bring the microwave equivalent refractive index close to the equivalent refractive index of light, impedance mismatching with an external circuit occurs, resulting in electrical There are problems that the frequency characteristic of the power reflectivity is poor and the optical modulation band rapidly deteriorates with respect to the modulation frequency. That is, when the drive voltage is reduced, the characteristic impedance is inevitably lowered, and accordingly, the electrical power reflectance is deteriorated and the jitter of the optical pulse is increased. As a result, it has been difficult so far to reduce the drive voltage and suppress the jitter of the optical pulse. Further, in the fourth conventional technique in which the impedance conversion unit that satisfies the equations (2) and (3) described above is provided between the input feed unit and the interaction unit, electrical reflection is performed at a specific frequency. Although the electrical power reflectance can be made extremely small so that can be almost ignored, the electrical reflection characteristics deteriorate to the level of the third prior art at other frequencies. Then, since the reflected high-frequency electric signal returns to the external signal source, there is a serious problem that the jitter of the finally modulated optical pulse is increased. Further, in general, the length of the impedance conversion unit given by λ / 4 where λ is the guide wavelength is long. Therefore, when this impedance conversion unit is formed on the wafer together with the z-cut LN optical modulator, the z-cut LN light is formed. Since the overall size of the modulator is increased, there is a problem that the number of LN optical modulators that can be produced per wafer is greatly limited. From the above, while increasing the total number of chips of the LN optical modulator can be taken from a single wafer, with removing the frequency dip f c from the use frequency domain, the optical pulse light modulation band is wide, and to produce LN optical modulators that have low jitter and can withstand mechanical strength as LN optical modulators, especially mechanical tests such as vibration and shock after module fabrication, have not been developed yet, and this is achieved. The technology for this was desired.
本発明はこのような事情に鑑みてなされたものであり、コストが低く、かつ生産性が良く、また機械的強度が強く、さらに電気的反射特性や生成した光パルスのジッタ特性が優れた光変調器を提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of such circumstances, and is low in cost, high in productivity, strong in mechanical strength, and excellent in electrical reflection characteristics and jitter characteristics of generated light pulses. An object is to provide a modulator.
上記課題を解決するために、本発明の請求項1の光変調器は、電気光学効果を有する基板と、該基板に形成された光を導波するための光導波路と、前記基板の一方の面側に形成され、前記光の位相を変調する高周波電気信号を印加するための中心導体及び接地導体からなる電極と、前記基板が固定される固定部と、前記電極に前記高周波電気信号を印加することにより前記光の位相を変調する相互作用部と、前記相互作用部に高周波電気信号を伝搬させるための第1の入力用フィードスルー部とを具備する光変調器において、前記基板とともに前記固定部に並置されて固定される少なくとも一つの別体の基板がさらに設けられており、前記基板の厚みと前記別体の基板の厚みとからほぼ決定される誘電体共振の共振周波数が前記高周波電気信号の周波数よりも高くなるように、前記基板の厚みと前記別体の基板の厚みとが設定されており、前記別体の基板は中心導体と接地導体からなる第2の入力用フィードスルー部を有し、該第2の入力用フィードスルー部に印加された外部回路からの前記高周波電気信号が前記第1の入力用フィードスルー部に伝搬するように、前記第2の入力用フィードスルー部と前記第1の入力用フィードスルー部とが電気的に接続され、また前記第2の入力用フィードスルー部の特性インピーダンス、前記第2の入力用フィードスルー部に電気的に接続されるべきコネクタの特性インピーダンス、もしくは前記外部回路の特性インピーダンスの少なくとも1つの特性インピーダンスと前記相互作用部とのインピーダンス不整合を低減するための少なくとも1つからなるインピーダンス変換部を具備し、前記外部回路から前記第2の入力用フィードスルー部に印加された前記高周波電気信号が残留反射を生じつつ、かつ前記別体の基板上の前記インピーダンス変換部が無い場合と比較して電気的反射が小さくなって、前記相互作用部に伝搬することを特徴とする。
In order to solve the above problems, an optical modulator according to
本発明の請求項2の光変調器は、前記基板の厚みとその厚み方向における前記高周波電気信号の等価屈折率との積、もしくは前記別体の基板の厚みとその厚み方向における前記高周波電気信号の等価屈折率との積の少なくとも一方が0.4mmより大きく、かつ15mmよりも小さくなるように、前記基板の前記厚みと前記別体の基板の前記厚みとを設定したことを特徴とする。
The optical modulator according to
本発明の請求項3の光変調器は、前記基板の幅と前記別体の基板の幅との和が、前記基板もしくは前記別体の基板の少なくとも一方の厚みの約1.4倍以上あることを特徴とする。
In the optical modulator according to
本発明の請求項4の光変調器は、前記基板の側面と前記別体の基板の相対向する側面のほぼ全部が接着手段により互いに固定されていることを特徴とする。 An optical modulator according to a fourth aspect of the present invention is characterized in that substantially all of the side surfaces of the substrate and the opposing side surfaces of the separate substrate are fixed to each other by an adhesive means.
本発明の請求項5の光変調器は、前記基板の側面と前記別体の基板の相対向する側面の一部が接着手段により互いに固定されていることを特徴とする。
The optical modulator according to
本発明の請求項6の光変調器は、前記別体の基板がない場合と比較して、前記基板の前記固定部への接着強度が高いことを特徴とする。
The optical modulator according to
本発明の請求項7の光変調器は、前記別体の基板が前記基板と同じ材料の誘電体からなることを特徴とする。 The optical modulator according to claim 7 of the present invention is characterized in that the separate substrate is made of a dielectric made of the same material as the substrate.
本発明の請求項8の光変調器は、前記別体の基板が前記基板と異なる材料の誘電体からなることを特徴とする。 The optical modulator according to claim 8 of the present invention is characterized in that the separate substrate is made of a dielectric material made of a material different from that of the substrate.
本発明の請求項9の光変調器は、少なくとも前記第2の入力用フィードスルー部の下方に、前記基板よりも比誘電率の小さな低誘電率層を具備し、前記基板の前記厚みと前記低誘電率層の厚みから決定される誘電体共振の共振周波数が前記高周波電気信号の周波数よりも高くなるように、前記基板の厚みと前記別体の基板の厚みとに応じて前記低誘電率層の前記厚みを設定したことを特徴とする。 The optical modulator according to claim 9 of the present invention includes a low dielectric constant layer having a relative dielectric constant smaller than that of the substrate, at least below the second input feedthrough portion, and the thickness of the substrate and the thickness of the substrate. The low dielectric constant according to the thickness of the substrate and the thickness of the separate substrate so that the resonance frequency of the dielectric resonance determined from the thickness of the low dielectric constant layer is higher than the frequency of the high frequency electric signal. The thickness of the layer is set.
本発明の請求項10の光変調器は、前記低誘電率層の少なくとも一部が空気からなることを特徴とする。 The optical modulator according to claim 10 of the present invention is characterized in that at least a part of the low dielectric constant layer is made of air.
本発明の請求項11の光変調器は、前記低誘電率層の比誘電率が空気よりも大きく、前記基板より小さな材料からなることを特徴とする。 An optical modulator according to an eleventh aspect of the present invention is characterized in that the relative dielectric constant of the low dielectric constant layer is made of a material larger than that of air and smaller than that of the substrate.
本発明の請求項12の光変調器は、前記別体の基板上に形成した前記インピーダンス変換部の少なくとも一部が、前記相互作用部の特性インピーダンスと前記第2の入力用フィードスルー部の特性インピーダンスとの相乗平均、前記相互作用部の特性インピーダンスと前記第2の入力用フィードスルー部に電気的に接続されるべきコネクタの特性インピーダンスとの相乗平均、もしくは前記相互作用部の特性インピーダンスと前記外部回路の特性インピーダンスとの相乗平均と異なる特性インピーダンスを有することを特徴とする。 In an optical modulator according to a twelfth aspect of the present invention, at least a part of the impedance converter formed on the separate substrate is characterized by the characteristic impedance of the interaction unit and the characteristic of the second input feedthrough unit. Geometric mean of impedance, geometric mean of characteristic impedance of the interaction portion and characteristic impedance of a connector to be electrically connected to the second input feedthrough portion, or characteristic impedance of the interaction portion and the It has a characteristic impedance different from the geometric mean with the characteristic impedance of the external circuit.
本発明の請求項13の光変調器は、前記別体の基板上に形成した前記インピーダンス変換部の一部が、前記相互作用部の特性インピーダンスと前記第2の入力用フィードスルー部の特性インピーダンスとの相乗平均、前記相互作用部の特性インピーダンスと前記第2の入力用フィードスルー部に電気的に接続されるべきコネクタの特性インピーダンスとの相乗平均、もしくは前記相互作用部の特性インピーダンスと前記外部回路の特性インピーダンスとの相乗平均の少なくとも1つと同じ特性インピーダンスを有することを特徴とする。 In an optical modulator according to a thirteenth aspect of the present invention, a part of the impedance conversion unit formed on the separate substrate includes a characteristic impedance of the interaction unit and a characteristic impedance of the second input feedthrough unit. The geometrical mean of the interaction part and the characteristic impedance of the connector to be electrically connected to the second input feedthrough part, or the characteristic impedance of the interaction part and the external It has the same characteristic impedance as at least one of the geometric mean with the characteristic impedance of the circuit.
本発明の請求項14の光変調器は、前記光導波路を形成した前記基板上に、別のインピーダンス変換部を設け、前記第2の入力用フィードスルー部と前記インピーダンス変換部、及び前記第1の入力用フィードスルー部と前記別のインピーダンス変換部とが全体としてのインピーダンス変換部として機能し、該全体としてのインピーダンス変換部の特性インピーダンスが、前記相互作用部の特性インピーダンスと前記第2の入力用フィードスルー部に電気的に接続されるべきコネクタの特性インピーダンスとの相乗平均、もしくは前記相互作用部の特性インピーダンスと前記外部回路の特性インピーダンスとの相乗平均と異なる特性インピーダンスを有することを特徴とする。 In the optical modulator according to claim 14 of the present invention, another impedance converter is provided on the substrate on which the optical waveguide is formed, the second input feedthrough part, the impedance converter, and the first The input feedthrough section and the another impedance conversion section function as an impedance conversion section as a whole, and the characteristic impedance of the impedance conversion section as a whole is the characteristic impedance of the interaction section and the second input. Characterized by having a characteristic impedance different from a geometric mean of the characteristic impedance of the connector to be electrically connected to the feedthrough part for use or a geometric mean of the characteristic impedance of the interaction part and the characteristic impedance of the external circuit To do.
本発明の請求項15の光変調器は、前記別体の基板上の前記インピーダンス変換部の少なくとも一部が、前記相互作用部の特性インピーダンスと前記第2の入力用フィードスルー部の特性インピーダンスとの相乗平均、前記相互作用部の特性インピーダンスと前記第2の入力用フィードスルー部に電気的に接続されるべきコネクタの特性インピーダンスとの相乗平均、もしくは前記相互作用部の特性インピーダンスと前記外部回路の特性インピーダンスとの相乗平均と異なるととともに、その差が約±7Ω以内である特性インピーダンスを有することを特徴とする。 In an optical modulator according to a fifteenth aspect of the present invention, at least a part of the impedance conversion unit on the separate substrate includes a characteristic impedance of the interaction unit and a characteristic impedance of the second input feedthrough unit. The geometric mean of the interaction part, and the geometric impedance of the characteristic impedance of the connector to be electrically connected to the second input feedthrough part, or the characteristic impedance of the interaction part and the external circuit The characteristic impedance is different from the geometric mean of the characteristic impedance, and the characteristic impedance is within about ± 7Ω.
本発明の請求項16の光変調器は、前記別体の基板上の前記インピーダンス変換部のうちの少なくとも一部が、前記相互作用部の特性インピーダンスと前記第2の入力用フィードスルー部の特性インピーダンスとの相乗平均、前記相互作用部の特性インピーダンスと前記第2の入力用フィードスルー部に電気的に接続されるべきコネクタの特性インピーダンスとの相乗平均、もしくは前記相互作用部の特性インピーダンスと前記外部回路の特性インピーダンスとの相乗平均と異なるととともに、その差が約±15Ω以内である特性インピーダンスを有することを特徴とする。 In an optical modulator according to a sixteenth aspect of the present invention, at least a part of the impedance converter on the separate substrate is characterized by the characteristic impedance of the interaction unit and the characteristic of the second input feedthrough unit. Geometric mean of impedance, geometric mean of characteristic impedance of the interaction portion and characteristic impedance of a connector to be electrically connected to the second input feedthrough portion, or characteristic impedance of the interaction portion and the The characteristic impedance is different from the geometric mean with the characteristic impedance of the external circuit, and the characteristic impedance is within about ± 15Ω.
本発明の請求項17の光変調器は、動作ビットレートの約20%から約30%の間の周波数範囲における少なくとも一点の周波数で、パワー反射率の包絡線が−10dBから−15dBの間にあり、前記動作ビットレートの約40%から約70%の間の周波数範囲内に前記パワー反射率の包絡線の一次微分が零で二次微分が正となる極小点を持ち、該極小点におけるパワー反射率が−15dB以下となるように、前記インピーダンス変換部の少なくとも一部が前記コネクタもしくは前記外部回路の特性インピーダンスよりも低い特性インピーダンスを有することを特徴とする。 The optical modulator according to claim 17 of the present invention has a power reflectance envelope of between -10 dB and -15 dB at a frequency of at least one point in a frequency range between about 20% and about 30% of the operating bit rate. And having a minimum point where the first derivative of the power reflectance envelope is zero and the second derivative is positive in a frequency range between about 40% and about 70% of the operating bit rate. At least a part of the impedance converter has a characteristic impedance lower than that of the connector or the external circuit so that the power reflectivity is -15 dB or less.
本発明の請求項18の光変調器は、約2GHzから4GHzの間の周波数範囲内における少なくとも1点における前記パワー反射率が−10dBから−15dBの間にあり、約4GHzから9GHzの周波数範囲内に前記極小点を具備することを特徴とする。 An optical modulator according to claim 18 of the present invention is such that the power reflectivity at least at one point in a frequency range between about 2 GHz and 4 GHz is between -10 dB and -15 dB, and within a frequency range of about 4 GHz to 9 GHz. Comprising the above-mentioned minimum point.
本発明の請求項19の光変調器は、約5GHzから8GHzの間の周波数範囲内における少なくとも1点における前記パワー反射率が−10dBから−15dBの間にあり、約10GHzから18GHzの周波数範囲内に前記極小点を具備することを特徴とする。 The optical modulator according to claim 19 of the present invention is such that the power reflectivity at at least one point in a frequency range between about 5 GHz and 8 GHz is between -10 dB and -15 dB, and within a frequency range of about 10 GHz to 18 GHz. Comprising the above-mentioned minimum point.
本発明の請求項20の光変調器は、約9GHzから13GHzの間の周波数範囲内における少なくとも1点における前記パワー反射率が−10dBから−15dBの間にあり、約17GHzから30GHzの周波数範囲内に前記極小点を具備することを特徴とする。 The optical modulator according to claim 20 of the present invention is such that the power reflectance at at least one point in the frequency range between about 9 GHz and 13 GHz is between -10 dB and -15 dB, and within the frequency range of about 17 GHz to 30 GHz. Comprising the above-mentioned minimum point.
本発明の請求項21の光変調器は、約11GHzから16GHzの間の周波数範囲内における少なくとも1点における前記パワー反射率が−10dBから−15dBの間にあり、約22GHzから38GHzの周波数範囲内に前記極小点を具備することを特徴とする。 An optical modulator according to claim 21 of the present invention is such that the power reflectivity at least at one point in a frequency range between about 11 GHz and 16 GHz is between -10 dB and -15 dB, and within a frequency range of about 22 GHz to 38 GHz. Comprising the above-mentioned minimum point.
本発明の請求項22の光変調器は、約22GHzから33GHzの間の周波数範囲内における少なくとも1点における前記パワー反射率が−10dBから−15dBの間にあり、約44GHzから77GHzの周波数範囲内に前記極小点を具備することを特徴とする。 The optical modulator according to claim 22 of the present invention is such that the power reflectivity at least at one point in the frequency range between about 22 GHz and 33 GHz is between -10 dB and -15 dB, and within the frequency range of about 44 GHz to 77 GHz. Comprising the above-mentioned minimum point.
本発明の請求項23の光変調器は、前記基板がリチウムナイオベートであることを特徴とする。 The optical modulator according to claim 23 of the present invention is characterized in that the substrate is lithium niobate.
本発明の請求項24の光変調器は、前記基板が半導体であることを特徴とする。 The optical modulator according to claim 24 of the present invention is characterized in that the substrate is a semiconductor.
本発明によれば、LN光変調器のチップの横幅を狭くすることにより、高価なオプティカルグレードのウェーハから多くの細い光変調器のチップをとることができるので、オプティカルグレードのウェーハについての材料費と、時間的に長く、実際のコストの多くを占めるプロセスにおける人件費の観点から光変調器としてのコストを著しく低減できる。さらに、LN光変調器のチップと極めて安価なSAWグレードLN基板を機械的に一体のLN基板と見なせるようにしてコストを上げることなく機械的強度を保ちつつ、その一体のLN基板の厚みを薄くするとともに横幅を充分に広くすることにより、光伝送にとって有害な周波数ディップfcを正確、確実、かつ容易に使用周波数領域よりも高い周波数にシフトできるという大きな利点がある。換言すると、インピーダンス変換部をLN光変調器のチップ内に形成するために、LN光変調器のチップとして寸法が大きくなってしまう第4の従来技術と異なり、本発明によればインピーダンス変換部の一部もしくは全体を別体の基板上に形成するので、オプティカルグレードのLN基板を用いるLN光変調器のチップの横幅を小さくでき、1枚のオプティカルグレードのLN基板から多くのLN光変調器のチップをとることができる。これらのことから、モジュールとしてのパッケージ筐体への接着面積を大きくして高い機械的強度を確保しつつ、オプティカルグレードであるため材料として高価で、かつ長い工数を投入して製作した光変調器ウェーハからとることのできるチップの総数と周波数ディップfcを独立に設計できる。さらに、駆動電圧を低減したために、相互作用部の低下した特性インピーダンスに起因する帯域の劣化を、特定の周波数においてのみ極めて改善するのではなく、広い周波数領域において光伝送をするために必要なレベルまで改善するとともに、高周波電気信号の電気的反射に起因する光パルスのジッタの増加を抑圧できるので、低コストで駆動電圧が低く広帯域な光変調器を実現できるとともに、ジッタが小さい光パルスを実現することが可能となる。 According to the present invention, by narrowing the lateral width of the LN optical modulator chip, many thin optical modulator chips can be obtained from an expensive optical grade wafer, so that the material cost for the optical grade wafer is increased. Thus, the cost of the optical modulator can be significantly reduced from the viewpoint of labor costs in a process that is long in time and occupies most of the actual cost. Further, the LN optical modulator chip and the extremely inexpensive SAW grade LN substrate can be regarded as a mechanically integrated LN substrate, and the mechanical strength is maintained without increasing the cost, while the thickness of the integrated LN substrate is reduced. by sufficiently widening the width as well as accurate harmful frequency dip f c for optical transmission, there is a great advantage that ensures and can be shifted to a higher frequency than readily used frequency domain. In other words, since the impedance conversion unit is formed in the chip of the LN optical modulator, the size of the chip of the LN optical modulator is increased. Since a part or the whole is formed on a separate substrate, the lateral width of an LN optical modulator chip using an optical grade LN substrate can be reduced, and a large number of LN optical modulators can be formed from one optical grade LN substrate. You can take a tip. As a result, the optical modulator manufactured by increasing the bonding area to the package housing as a module and ensuring high mechanical strength, is expensive as a material because it is an optical grade, and requires a long man-hour. can be taken from the wafer can be designed independently of the total number and frequency dips f c of the chip. Furthermore, since the drive voltage has been reduced, the level required for optical transmission over a wide frequency range, rather than greatly improving the degradation of the band due to the reduced characteristic impedance of the interaction unit only at a specific frequency. In addition, the increase in the jitter of the optical pulse caused by the electrical reflection of the high-frequency electrical signal can be suppressed, so that it is possible to realize a broadband optical modulator with low driving voltage and low bandwidth, as well as an optical pulse with low jitter. It becomes possible to do.
以下、本発明の実施形態について説明するが、図17から図43に示した従来の実施形態と同一番号は同一機能部に対応しているため、ここでは同一番号を持つ機能部の説明を省略する。また、光導波路、進行波電極、相互作用部および入力用フィードスルー部は、従来技術と同様に形成されているものとして説明するが、これに限定されるものではない。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described. However, since the same numbers as those of the conventional embodiments shown in FIGS. 17 to 43 correspond to the same function units, the description of the function units having the same numbers is omitted here. To do. The optical waveguide, traveling wave electrode, interaction portion, and input feedthrough portion are described as being formed in the same manner as in the prior art, but are not limited thereto.
[第1の実施形態]
本発明では、LN光変調器としてのエンジンの部分に高価なオプティカルグレードのz−カットLN基板をその横幅が狭い形状で使用し、安価な例えばSAWグレードLN基板からなる別体の基板を併用することにより機械的な強度を確保する。なお、オプティカルグレードのLN基板とSAWグレードLN基板の比誘電率は互いにほぼ等しい。そのため、後で詳しく議論するように、本発明のようにオプティカルグレードのLN基板と、それとは別体のSAWグレードLN基板を横方向に並べて(即ち、並置して)用いると、電磁界的にはオプティカルグレードの一体のLN基板と見なすことができる。
[First Embodiment]
In the present invention, an expensive optical grade z-cut LN substrate is used in an engine portion as an LN optical modulator in a shape having a narrow lateral width, and a separate substrate made of an inexpensive SAW grade LN substrate is used in combination. This ensures mechanical strength. The relative dielectric constants of the optical grade LN substrate and the SAW grade LN substrate are substantially equal to each other. Therefore, as will be discussed in detail later, when an optical grade LN substrate and a separate SAW grade LN substrate are used side by side (that is, juxtaposed) as in the present invention, electromagnetically Can be considered as an optical grade integral LN substrate.
図1に本発明の第1の実施形態についてその概略図を示す。但し、説明を簡単にするために、バッファ層や電極パターンは除外して示している。図中、80は第1の従来技術よりも横幅を狭くしたオプティカルグレードのz−カットLN基板である。良く知られているように、X線トポグラフでの観察によると、オプティカルグレードのLN基板はその結晶性がSAWグレードLN基板よりもはるかに良い。その結果、当業者はLN光変調器の製作には、価格が高いもののオプティカルグレードのLN基板を用いる。一方、SAWグレードLN基板は、通常、光変調器には適用できず、光導波路を形成しない音響光学素子などに適用される。50は例えばオプティカルグレードの数分の1と価格が低いそのSAWグレードLN基板である(以下、オプティカルグレードのz−カットLN基板80と区別するために50をSAWグレードLN基板、補強板、あるいは別体の基板と呼ぶ)。なお、別体の基板として、例えばアルミナ基板、リチウムタンタレート基板、あるいは石英基板なども考えられが、熱膨張係数がz−カットLN基板80に近くて価格が低ければSAWグレードLN基板に限らなくても良いことは言うまでもない。
FIG. 1 shows a schematic view of the first embodiment of the present invention. However, for simplicity of explanation, the buffer layer and the electrode pattern are omitted. In the figure,
基板の方位については、SAWグレードLN基板50もその基板の方位をz−カットとしておけば熱膨張係数の観点から有利である。ここで、51はz−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50の側面における接触面であり、z−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50の側面は接触面51において不図示の接着剤で部分的にあるいは全体的に互いに接着されているか、機械的に密着、もしくは接触している。なお、z−カットLN基板80に貼り付けるSAWグレードLN基板50はオプティカルグレードではないので元々のウェーハの価格が低く、材料費の観点からコストアップにはならない。
Regarding the orientation of the substrate, the SAW
さらに、実際にはSAWグレードLN基板50については時間的に長いプロセスは必要ではなく、簡単な電極パターンをプロセスした後に、プログラマブルのダイサーを用いてSAWグレードLN基板を指定された横幅で切断すれば良い。また、z−カットLN基板80を金属筐体15の中の固定部である台座20に接着した後、SAWグレードLN基板50を台座20に接着剤で貼り付ける作業も極めて短時間でできる。従って、電極パターンは簡単なので人件費の観点からもコストはほとんど上昇しない。
Furthermore, in practice, the SAW
本発明においては、z−カットLN基板80の横幅は狭いので、高価なオプティカルグレードのウェーハからとり得るLN光変調器の数を著しく増やすことができる。LN光変調器を製作するプロセスは時間的に長いので、実際にはプロセスにおける人件費がLN光変調器におけるコストの大きな割合を占めている。従って、本発明を用いて1回のプロセスで製作することのできるLN光変調器の総数を大幅に増やすことができれば、プロセスにおける人件費の観点からもコストを大幅に低減できる。つまり、一枚のウェーハからとれる光変調器の総数が2倍になれば、人件費によるコストを半分にできるし、総数を3倍にできればそのコストは1/3になる。特許文献2ではインピーダンス変換部の全体をもオプティカルグレードのLN基板に形成するため、LN光変調器としての大きさを大きくしてしまう。つまり、特許文献2の考え方はコストの観点からも得策ではない。
In the present invention, since the lateral width of the z-cut
本発明の考え方に基づくと、これまで光導波路を形成するz−カットLN基板80はオプティカルグレードを前提として議論して来たが、コストを低減するためにオプティカルグレードではなくSAWグレードLN基板を光変調器として使用する場合にも、本発明を適用することにより、オプティカルグレードのLN基板の場合と同じく人件費に関わるコストを大幅に低減できることになる。このことは本発明の全ての実施形態について言える。
Based on the concept of the present invention, the z-cut
本発明ではこの図1に示したz−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50のセットを図20におけるz−カットLN基板1の代わりに金属筐体15の台座20に固定し、LN光変調器モジュールとして製作する。
In the present invention, the set of the z-cut
図2(a)は図1に示したz−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50のセットの横断面図である。z−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50は接触面51において、接着剤により、例えば側面の全体もしくは一部が互いに接着、あるいは密着・接触しているので、図2(b)の80’として示したほぼ一体のLN基板と実質上見なすことができる。なお、後に議論するように、共振周波数の観点からはz−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50の間に空気層があっても良いことを確認している。
FIG. 2A is a cross-sectional view of the set of the z-cut
この一体のLN基板80’は下面の面積が広いので図20に示した金属筐体15の台座20への接着強度が高い。つまり、図2(a)のz−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50の底面が金属筐体15へ接着し、かつz−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50は互いに接着(あるいは接触)しているので、一体のLN基板80’が金属筐体15の台座20へ接着していることと等価である。
Since this integrated LN substrate 80 'has a large lower surface area, the adhesive strength of the
このようにして、本実施形態により、1枚のウェーハから数多くのLN光変調器のチップを取り出すことにより材料費とプロセスにおける人件費のコストを大幅に低減するとともに、かつ図26〜図28に示した第2の従来技術が持つモジュール組み立て後の振動・衝撃試験における脆弱さを克服し、図20や図21に示した第1の従来技術と同等の機械的強度を実現できた。 In this manner, according to the present embodiment, a large number of LN optical modulator chips are taken out from a single wafer, thereby significantly reducing material costs and labor costs in the process. The weakness in the vibration / impact test after assembling the module of the second prior art shown can be overcome, and the mechanical strength equivalent to that of the first prior art shown in FIGS. 20 and 21 can be realized.
次に、第1の従来技術において問題となっていたLN光変調器における光変調指数の周波数ディップfcについて考える。LN光変調器における光変調指数の周波数ディップfcの原因としては、進行波電極を伝搬する高周波電気信号の高次モードと、LN基板の誘電体共振器としての共振の2つが考えられるが、ここでは本発明の全ての実施形態において、進行波電極については基本モードを励振し、伝搬させるように設計する。 Next, consider the frequency dips f c of the optical modulation index in the first LN optical modulator, which has been a problem in the prior art. The cause of the frequency dips f c of the optical modulation index in the LN optical modulator, and higher-order modes of the high-frequency electrical signal propagating through traveling wave electrode, but although the two resonance as the dielectric resonator of the LN substrate conceivable, Here, in all embodiments of the present invention, the traveling wave electrodes are designed to excite and propagate the fundamental mode.
よって、本発明の全ての実施形態においては、光変調指数の周波数ディップfcは誘電体共振器としての基板の共振周波数により決定される。そして、誘電体共振器としての基板の共振周波数により決定されるこの周波数ディップfcに対し、基板の各辺の寸法がそれらの自乗に反比例して影響を与えることを利用する。 Thus, in all embodiments of the present invention, the frequency dips f c of the optical modulation index is determined by the resonance frequency of the substrate as a dielectric resonator. Then, with respect to this frequency dip f c determined by the resonance frequency of the substrate as a dielectric resonator, the dimension of each side of the substrate is utilized to influence in inverse proportion to their squared.
先に述べた第2の従来技術では、図28に示す横断面図を基にし、周波数ディップfcを与える式として(1)式に基づいて設計し、横断面図において最も長くなる長さ、即ち対角線の長さdを決定していた。 In the second prior art described above, based on a cross-sectional view shown in FIG. 28, designed based on equation (1) as an expression that gives a frequency dip f c, the longest in the cross-sectional view length, That is, the diagonal length d is determined.
一方、本発明においては、誘電体共振器の原理・原則の式に立ち返って考える。本発明では、LN光変調器を駆動する際の伝送速度は10Gbit/sあるいは40Gbit/sであるので、その高周波電気信号の波長はセンチメートルオーダーあるいはミリメートルオーダーと長い。また、z−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50の比誘電率はほぼ等しい。従って、前述のようにLN光変調器の進行波電極4を伝搬する電磁界にとっては、z−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50とは分割された2つの基板としてではなく、一体のLN基板80’として感じる。
On the other hand, in the present invention, we return to the principle / principle formula of the dielectric resonator. In the present invention, since the transmission rate when driving the LN optical modulator is 10 Gbit / s or 40 Gbit / s, the wavelength of the high-frequency electrical signal is as long as centimeter order or millimeter order. Further, the relative dielectric constants of the z-cut
つまり、図2(b)に示す一体のLN基板80’からなる誘電体共振器の共振周波数が周波数ディップfcに対応すると考える。この周波数ディップfcは、図2(b)における一体のLN基板80’の上面(進行波電極が形成されているz−カットLN基板80の基板面と同じ面側にあるSAWグレードLN基板50の基板面)と下面(進行波電極が形成されている基板面と反対の基板面)に金属がある場合には
fc = (c0/2)・{(mx/(nx・Lx)) 2+(my/(ny・Ly))2
+(mz/(nz・Lz))2}1/2 (2)
また、一体のLN基板80’の上面には金属があり、下面の下方には充分に深い空隙があるとすると
fc = (c0/2)・{(mx/(nx・Lx)) 2+(my/(ny・Ly))2
+((mz−1/2)/(nz・Lz))2}1/2 (3)
となる。
In other words, the resonance frequency of the dielectric resonator consisting of LN substrate 80 'of the integral shown in FIG. 2 (b) considered to correspond to a frequency dip f c. The frequency dip f c is, SAW
+ ( M z / (n z · L z )) 2 } 1/2 (2)
Further, if there is a metal on the upper surface of the
+ (( M z −1/2) / ( nz z L z )) 2 } 1/2 (3)
It becomes.
ここで、mx、my、及びmzは共振の次数を表す自然数であり、問題となるのは最も低い次数(つまり、1)の共振周波数である。2以上のmx、my、及びmzは2次以上の高次モードに対応する。nx、ny、及びnzはx、y、及びzの各方向における高周波電気信号の等価屈折率であり、ここでは特許文献1に従い、nx=ny=6.59、nz=5.36とする。
Here, m x, m y, and m z are natural numbers representing the order of the resonance, The problem is the resonant frequency of the lowest order (i.e., 1). 2 or more m x, m y, and m z corresponds to the second- or higher-order modes. n x, n y, and n z is the equivalent refractive index of the high frequency electric signals in each direction of x, y, and z, in accordance with
また、(2)式と(3)式の比較からわかるように、z−カットLN基板80の幅方向(x方向)において、片方の端面に金属が有り、その反対側の端面が広い空間に接している場合には、mxをmx−1/2により置き換えれば良い。
Further, as can be seen from the comparison between the expressions (2) and (3), in the width direction (x direction) of the z-cut
(2)式や(3)式の中において、一体のLN基板80’の横幅Lx、長さLy、及び厚みLzが使用されている式の形態を考え、本発明においては、第2の従来技術が主張している「横断面において最も長くなる長さ(通常は対角線の長さ)と、その方向における高周波電気信号の等価屈折率との積」ではなく、「横断面において最も短くなる辺の長さと、その方向における高周波電気信号の等価屈折率との積」をキーポイントとする。そして、本発明において、「横断面において最も短くなる辺の長さ」とは一体のLN基板80’の厚みLzとなる。
Considering the form of the formula in which the lateral width L x , length L y , and thickness L z of the
本発明では、まず、周波数ディップfcを決定する式の中に、横断面の各辺の長さが自乗に反比例する形式で入っていることに着目し、横断面において最も長い辺の長さを意図的に長くすることにより、周波数ディップfcに対する影響を極めて小さくする。次に、横断面において最も短くなる辺の長さである厚みLzを意図的に小さくすることにより、最も短くなる辺の長さとその方向における高周波電気信号の等価屈折率との積で決まる周波数ディップfcを光伝送で使用する帯域よりも充分高い周波数領域に正確、確実、容易にシフトさせる。換言すると、そのように周波数ディップfcを高い周波数領域にシフトさせるために、横断面の寸法のうち、厚みLzを薄くする構造を採用する。 In the present invention, first, in the equation for determining the frequency dips f c, paying attention to the lengths of the sides of the cross section is in a format that is inversely proportional to the square, the length of the longest side in the transverse plane by intentionally long, extremely small influence on the frequency dips f c. Then, the frequency determined by the product of by reducing the thickness L z is the length of the shortest side in the transverse plane intentionally length of shortest side and the equivalent refractive index of the high frequency electric signal in that direction exactly enough frequency region higher than the band to use dip f c in optical transmission, reliable, is easily shifted. In other words, so in order to shift the frequency dips f c to a high frequency range, among the cross-sectional dimension, to adopt a structure to reduce the thickness L z.
以上のことを具体的に式を用いて説明する。(2)式と(3)式において、
Lz<<Ly、Lx (4)
と仮定すると、(2)式と(3)式は各々
fc = (c0/2)・mz/(nz・Lz) (5)
fc = (c0/2)・(mz−1/2)/(nz・Lz) (6)
と表現でき、一体のLN基板80’の最も短くなる辺の長さ(ここでは、LN基板の厚みLz)により周波数ディップfcが決定できる。
The above will be described specifically using equations. In the equations (2) and (3),
L z << L y , L x (4)
Assuming that (2) and (3) are respectively f c = (c 0/2 ) · m z / (n z · L z ) (5)
f c = (c 0/2 ) · (m z -1/2) / (n z · L z) (6)
And can be expressed, the length of the shortest side of the integral of the LN substrate 80 '(here, LN thickness L z of the substrate) can be determined frequency dips f c is the.
ここで、(4)式が成り立つと仮定できる条件について考察する。一体のLN基板80’の長さLyは充分長いので、Lz<<Lyは当然成り立っている。従って、次に、残るLzとLxの関係について考える。Lxは周波数ディップfcの式の中にLxの自乗に反比例する形式で入っているので、LxはLzの1.4倍以上の大きさであるとすると周波数ディップfcに対するLxの影響はLzの影響の約1/2と充分小さくなり、Lz<<Lxが成り立つと考えることができる。また、一体のLN基板80’は等価的にその横幅Lxが広いと考えて良いので、光変調器としての充分な機械的強度が確保できるという利点が生じる。
Here, the conditions under which it can be assumed that equation (4) holds are considered. Since the length L y of the
なお、これまでの説明においては、z−カットLN基板80の厚みと別体の基板であるSAWグレードLN基板50の厚みは同じとしたが、これらは異なっていても良い。その場合に本発明として課す条件は厳密にはz−カットLN基板80の厚みもしくはSAWグレードLN基板50の厚みの厚い方に対して課す方が望ましいが、実際には誘電体共振のモードの分布形状も関連するので、ここではz−カットLN基板80の厚みもしくはSAWグレードLN基板50の厚みのどちらか一方について成立すれば良いとする。そして、このことは本発明の全ての実施形態について言うことができる。
In the above description, the thickness of the z-cut
なお、進行波電極4のうち不図示の外部回路から高周波電気信号を伝搬させるために、不図示のコネクタの芯線を接続する箇所をフィードスルー部というが、そのフィードスルー部の下に有限の深さの空隙がある場合がある。なお、この空隙は図20に示した筐体15の固定部20に切り欠きを設けることにより形成することができる。このように、一体のLN基板80’の下方に有限の深さの空隙がある場合には、(3)式あるいは(6)式とは異なってくるものの、一体のLN基板80’の比誘電率(その平方根が等価屈折率と近似できる)は高いので、空隙よりも一体のLN基板80’による影響の方が大きい。従って、一体のLN基板80’に着目したここでの議論の大筋は同じである。
In order to propagate a high-frequency electrical signal from an external circuit (not shown) in the traveling
一体のLN基板80’の下方に有限の深さの空隙がある場合について、より正確に設計するには、一体のLN基板80’の厚みと空隙の厚みとから決定される共振周波数が高周波電気信号よりも高くなるように、一体のLN基板80’の厚みに応じて空隙の厚みを設定する。そして、この空隙には、最も比誘電率が小さな空気や比誘電率がz−カットLN基板80やSAWグレードLN基板50など、一体のLN基板80’よりも小さな媒質(低誘電率層)が充填される。
In the case where there is a gap of a finite depth below the
以上のように、周波数ディップfcに関して、本発明は特許文献2として示された第2の従来技術の「横断面において最も長くなる長さ(通常は対角線)とその方向における高周波電気信号の等価屈折率との積」ではなく、その反対の「横断面において最も短くなる辺の長さとその方向における高周波電気信号の等価屈折率との積」をキーポイントと考えており、第2の従来技術とは発想が全く反対である。
As described above, with respect to the frequency dips f c, the equivalent of the present invention is the second longest length in the "cross section of the prior art (usually diagonal) high-frequency electric signal in the direction shown as
具体的に説明すると、第2の従来技術によれば、周波数ディップfcを高い周波数領域にシフトさせるためには、一体のLN基板80’の横幅(Lx)を狭くしないといけないことになるが、本発明では逆に一体のLN基板80’の横幅(Lx)を数mmと広くして、かつ厚み(Lz)を薄くすることより周波数ディップfcを正確、確実、容易に、実際の光伝送で使用される伝送速度に対応する光変調周波数よりも高くする構造とする。 Specifically, according to the second prior art, in order to shift the frequency dips f c the higher frequency region will do unless narrowing the width of the integral of the LN substrate 80 '(L x) but the present invention widely to several mm the width (L x) of the integral of the LN substrate 80 'Conversely, and a frequency dip f c than reducing the thickness (L z) accurate, reliable, easily, The structure is made higher than the optical modulation frequency corresponding to the transmission rate used in actual optical transmission.
次に、「横断面において最も短くなる辺の長さとその方向における高周波電気信号の等価屈折率との積」についてさらに考察を進める。 Next, further discussion will be made on “the product of the length of the side that is the shortest in the cross section and the equivalent refractive index of the high-frequency electrical signal in that direction”.
一般に、周波数ディップfcは周波数に対してシャープではなく、ある周波数帯域を持つ(言い換えると、誘電体共振器としての共振のQ値が高くない)ので、10Gbit/sの光伝送を考える際には、周波数ディップfcとしてはできれば30%程高い13GHz程度には設定したいが、ここでは最低確保したい10GHzとすると、「横断面において最も短くなる辺の長さとその方向における高周波電気信号の等価屈折率との積((5)式や(6)式のnz・Lz)」の大きい値については、15mmとなる。 In general, the frequency dips f c is not sharp with respect to frequency (in other words, not high Q value of the resonance of a dielectric resonator) with a certain frequency band so, when considering the optical transmission of 10Gbit / s is to be set to approximately 13GHz about 30% higher if possible as a frequency dip f c, the here, the 10GHz to be minimum secured shortest side of the length equivalent refractive high-frequency electric signal in that direction in the "cross-section For a large value of the product of the rate (n z · L z in the equations (5) and (6)), the value is 15 mm.
一方、nz・Lzの小さな方の値については、現在我々が行っているプロセスではz−カットLN基板1の厚みLzとして、0.3mm程度あれば何ら問題なく、0.2mm程度までなら歩留まりを確保できている。厚み方向の共振における等価屈折率nzは5.36として議論して来たが、2程度まで考えられるので、その結果、「横断面において最も短くなる辺の長さとその方向における高周波電気信号の等価屈折率との積((5)式や(6)式のnz・Lz)」の小さな値としては約0.4mmとなる。
On the other hand, with respect to the smaller value of n z · L z , there is no problem if the thickness L z of the z-cut
なお、実際には、「横断面において最も短くなる辺の長さとその方向における高周波電気信号の等価屈折率との積((5)式や(6)式のnz・Lz)」の大きな値である15mmについても、厚み方向の基板共振の等価屈折率nzが2程度となっても良いし、小さな値である0.4mmの場合においても厚み方向の基板共振の等価屈折率nzが5.36であっても基板共振周波数を充分高くするという理屈の上では良いが、実際のLN光変調器モジュールを製作する上ではz−カットLN基板1の厚みが薄くなりすぎて製作性の観点から好ましくない。
Actually, “the product of the length of the side that is the shortest in the cross section and the equivalent refractive index of the high-frequency electrical signal in that direction (n z · L z in the formulas (5) and (6))” is large. For the
実際にLN光変調器を試作した。まず図1と図2(a)において、LN光変調器を製作したオプティカルグレードのz−カットLN基板80の横幅を1mmとし、図20の第1の従来技術において金属筐体15の台座20に導電性接着剤などによりLN光変調器を固定したように、不図示の金属筐体の台座にz−カットLN基板80を接着した。また、SAWグレードLN基板50の横幅を5mmとし、これも接着剤により不図示の台座に接着剤により固定した。さらにSAWグレードLN基板50の接触面51に相当する基板側面に接着剤をあらかじめ塗っておき、z−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50とを互いに固定した。この接着剤はz−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50との接触面51の上方に少々はみ出しても問題なかった。なお、LN光変調器を製作したオプティカルグレードのz−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50とをそれぞれの側面であらかじめ互いに固定しておき、それを金属筐体15の台座20に固定しても良い。
An LN optical modulator was actually manufactured. First, in FIGS. 1 and 2A, the lateral width of the optical grade z-cut
そして、本発明の原理を確認するために、一体のLN基板80’の横幅Lxは第2の従来技術では10Gbit/sの光変調でさえも許容することができない6mm(つまり、SAWグレードLN基板50の横幅は5mm)をあえて採用している。また、基板の厚みLzは0.3mm、基板の長さLyは50mmとした。
And in order to confirm the principle of the present invention, the lateral width L x of the
なお、ここでは説明の便宜のために、図20における金属筐体15の内部の20を台座と仮定して説明したが、金属筐体15の内部の20を台座とせず、別途台座を設けて、それを金属筐体15に固定し、さらにz−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50を台座に固定しても良いことは言うまでもない。また、z−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50に各々異なる台座を設けて、それらを金属筐体の中に固定しても良い。
Here, for convenience of explanation, the description has been made assuming that the inside 20 of the
このように、z−カットLN基板80の横幅を例えば1mmと狭くすることにより、その横幅が2〜5mmであった第1の従来技術と比較して、オプティカルグレードのz−カットLN基板のウェーハからとることのできるLN光変調器のチップの総数を、第1の従来技術における10〜20チップの2倍〜5倍、つまり40〜50チップへと大幅に増やすことができた。そして、z−カットLN基板80の横幅を1mmよりもさらに狭くすることにより、もっと多くのLN光変調器のチップをとることができる。
Thus, by reducing the lateral width of the z-cut
次に、周波数ディップについて観測の実験を行った。第2の従来技術の基板となっている式(1)から予測される周波数ディップfcは5GHzであるが、この周波数はおろか20GHz以上、さらに40GHzにおいても周波数ディップfcが観測されなかった。よって、第2の従来技術のように素子を極めて小さくすること無しに、変調指数の周波数ディップfcを40GHz以上の高い周波数にシフトさせることが可能であることを確認した。 Next, an experiment of observation was performed on the frequency dip. Although the frequency dips f c predicted from equation (1) which is a substrate of the second prior art is 5 GHz, the frequency let alone 20GHz or more, were also observed frequency dips f c In a further 40 GHz. Therefore, without the very small elements as in the second prior art, it was confirmed that it is possible to shift the frequency dips f c of the modulation index to a frequency higher than 40 GHz.
そしてここでの考え方の大きな特徴は周波数ディップfcがz−カットLN基板80の横幅に依存せずに、z−カットLN基板80やSAWグレードLN基板50の厚みにのみ依存している点であり、第2の従来技術と異なり、1枚のウェーハからとることのできるチップの総数と周波数ディップfcを独立に設計できた。
The major feature of idea here is independent of the width of the frequency dips f c is z- cut
さらに、z−カットLN基板80を不図示の金属筐体から引き剥がす実験を行った結果、同じ横幅のz−カットLN基板1からなる第1の従来技術のLN光変調器と同等の強度を持っており、LN光変調器モジュール組み立て後の振動・衝撃試験も問題なくクリアした。このように、本実施形態はz−カットLN基板1の横幅が狭い第2の従来技術のLN光変調器と比べてはるかに強い機械的強度を有している。
Furthermore, as a result of conducting an experiment in which the z-cut
以上のように、LN光変調器のチップの横幅を狭くすることにより、高価なオプティカルグレードのウェーハから多くの幅の狭いLN光変調器のチップをとることができるので光変調器としてのコストを材料費と実際には大きな割合を占めるプロセスにおける人件費の観点から低減するとともに、生産性を飛躍的に高め、かつLN光変調器のチップと極めて安価なSAWグレードの基板を機械的に一体のLN基板と見なせるようにしてコストを上げることなく機械的強度を保ち、さらにその一体のLN基板の厚みを薄くするとともに横幅を充分に広くすることにより、光伝送にとって有害な周波数ディップfcを正確、確実、かつ容易に使用周波数領域よりも高い周波数にシフトできるという大きな利点がある。 As described above, by reducing the width of the LN optical modulator chip, many narrow LN optical modulator chips can be obtained from an expensive optical grade wafer, thereby reducing the cost of the optical modulator. Reduced from the viewpoint of material costs and labor costs in the process that actually occupies a large percentage, and also dramatically increased productivity, and the LN optical modulator chip and the extremely inexpensive SAW grade substrate are mechanically integrated as it regarded as LN substrate maintaining the mechanical strength without increasing the cost, by further sufficiently wide width as well as reduce the thickness of the LN substrate of the integrated, accurate harmful frequency dip f c for optical transmission There is a great advantage that the frequency can be shifted to a higher frequency than the frequency range of use reliably and easily.
さらに、光導波路を形成するz−カットLN基板としてSAWグレードLN基板を使用する場合にも、本発明を適用することにより人件費に関わるコストを大幅に低減できることになる。 Furthermore, even when a SAW grade LN substrate is used as the z-cut LN substrate for forming the optical waveguide, the cost related to the labor cost can be greatly reduced by applying the present invention.
また、以上の説明においては、図20を例にとり、金属筐体15の内部の20を台座としてz−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50を固定したが、これは説明の便宜のためであり、勿論、金属筐体15の内部の20を台座とせずに別途台座を設けても良いことは言うまでもないし、z−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50を別々の台座に貼り付けた後に、金属筐体15の内部に固定しても良いことは言うまでもない。
In the above description, FIG. 20 is taken as an example, and z-cut
なお、z−カットLN基板80と別体の基板50とが側面で互いに固定されていると機械的強度の観点から極めて有利となるが、例えそれら同士が互いに側面で固定されていなくても、密着あるいは接触していると機械的強度を増すことが可能となる。さらに、z−カットLN基板を不図示の台座に固定する際のガイドとしても別体基板を活用できるので好都合である。さらに、z−カットLN基板80と別体の基板50とをあらかじめ互いに固定しておき、それを不図示の台座に固定しても良い。
Note that it is extremely advantageous from the viewpoint of mechanical strength that the z-cut
以上の議論においては別体の基板としてSAWグレードLN基板50、つまりLN光変調器チップと同じ材料の誘電体からなる材料を使用した。また、別体の基板としてはx−カット、y−カット等、面方位が異なるLN基板でも良いし、リチウムタンタレート基板、アルミナ基板、窒化アルミ基板、あるいはサファイア基板などのその他の誘電体基板でも良い。なお、ここで誘電体基板とは金属ではないという意味なので、本明細書においては誘電体基板という言葉は通常の誘電体基板の他にGaAs基板やInP基板などの半導体基板も含むものとする。なお、これらのことは本発明の全ての実施形態について言える。
In the above discussion, as a separate substrate, a SAW
また、別体の基板、つまりSAWグレードLN基板50としてz−カットLN基板を用いる場合には、LN光変調器チップであるz−カットLN基板80とSAWグレードLN基板50において−z面と+z面の方向を同じとすることが望ましいが、逆にすることにより焦電効果による電荷を中和することも可能である。
When a z-cut LN substrate is used as a separate substrate, that is, the SAW
さて、本発明における考え方のもう一つの重要な柱であるインピーダンス変換について考察する。先に述べたように、図1はオプティカルグレードのz−カットLN基板80とSAWグレードのLN基板50についてのみ示した。実際のLN光変調器にはこれらの表面にバッファ層や進行波電極を形成する。図3には進行波電極を形成した実際の上面図を示す。但し、説明を簡単にするためにバッファ層は省略している。また、以下の議論においてもバッファ層を省略する。
Now, consider impedance conversion, which is another important pillar of the concept of the present invention. As described above, FIG. 1 shows only the optical grade z-cut
ここで、60a、60b、60c、60d及び60eはSAWグレードのLN基板50上に形成したCPW電極であり、本発明のキーとなるインピーダンス変換の機能を有している。60aと60dは中心導体、60b、60c、及び60eは接地導体である。
Here,
ここで、VIIIは不図示の外部信号源からの高周波電気信号をSAWグレードのLN基板50上に形成した60a、60b、及び60cからなる電極に印加するための不図示のコネクタの芯線を接続するSAWグレードのLN基板50上の入力用フィードスルー部である。ここで、コネクタの芯線の代わりに金リボンや金ワイヤーを使用することもあるが、ここではこれらを総称してコネクタの芯線と呼ぶ。IXはSAWグレードのLN基板50上のインピーダンス変換部、IとVIIは各々オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部とインピーダンス変換部である。また、XはオプティカルグレードのLN基板80上の出力用フィードスルー部Vと相互作用部IIIとの接続部(あるいは出力側接続部)、XIはオプティカルグレードのLN基板80上の出力用フィードスルー部である。インピーダンス変換の機能をSAWグレードのLN基板50上の電極に全て持たせことも可能ではあるが、オプティカルグレードのLN基板80上の入力用フィードスルー部Iにさえもインピーダンス変換の機能を付与できるので、オプティカルグレードのLN基板80上の電極も活用した方が得策である。また、XIIは終端抵抗に接続される出力用フィードスルー部である。入力用フィードスルー部VIIIの中心導体において、コネクタの芯線を接続する部位を給電部と呼び、また出力用フィードスルー部XIIの中心導体において高周波電気信号を取り出す部位を出力部と呼ぶ。
Here, VIII connects a core wire of a connector (not shown) for applying a high-frequency electric signal from an external signal source (not shown) to an electrode composed of 60a, 60b, and 60c formed on the SAW
また、高周波電気信号の入力側は電気的反射を抑える意味で重要であるので、ここでは金ワイヤーよりも幅が広い金リボン70a、70b、70cを使用した。この金リボンは金ワイヤーよりも特性インピーダンスを変化させやすいので、本発明ではより好都合である。なお、80a、80b、80c、及び80dはいわば高周波電気信号の出力側に対応するので、入力側ほど重要ではないので金ワイヤーとした。
Further, since the input side of the high-frequency electrical signal is important in terms of suppressing electrical reflection,
図4に図3に示した本発明における第1の実施形態の等価回路図を示す。なお、SAWグレードのLN基板50上における入力用フィードスルー部VIII(線路90)の特性インピーダンスはZ90、インピーダンス変換部IX(線路91)の特性インピーダンスはZ91、オプティカルグレードのLN基板80上における入力用フィードスルー部I(線路92)の特性インピーダンスはZ92、インピーダンス変換部VII(線路93)の特性インピーダンスはZ93、相互作用部III(線路39)の特性インピーダンスはZ39、出力側接続部X(線路94)の特性インピーダンスはZ94、出力用フィードスルー部XI(線路95)の特性インピーダンスはZ95、SAWグレードのLN基板50上における出力用フィードスルー部XII(線路96)の特性インピーダンスはZ96である。また、図4においてZin’’は外部信号源5と外部信号源5の負荷抵抗6から本実施形態のz−カットLN光変調器を見た入力インピーダンスである。
FIG. 4 shows an equivalent circuit diagram of the first embodiment of the present invention shown in FIG. The characteristic impedance of the input feedthrough section VIII (line 90) on the SAW
図3からわかるように、本実施形態では、オプティカルグレードのLN基板80上の出力用フィードスルー部XIにおける中心導体と接地導体のエッジは、出力用フィードスルー部XIの特性インピーダンスを相互作用部IIIの特性インピーダンスとかなり正確に一致させるために非線形形状としているが、このことは本発明の全ての実施形態に適用できる。但し、非線形形状が好適であるという意味であり、本発明の効果を発揮できる最重要事項というわけではない。また、ここでは電気的終端42の電気的抵抗ZLも相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39に等しいとして議論しているが、本発明はこの限りではないことは言うまでもない。
As can be seen from FIG. 3, in this embodiment, the edges of the center conductor and the ground conductor in the output feedthrough portion XI on the optical
そして、図4の等価回路は図5のように書くことができる。ここで、III’’は相互作用部IIIとそれ以降を合成した線路(あるいは合成部)98であり、その特性インピーダンスZ98は前述のように高周波電気信号の出力側を非線形形状としているので、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39とほぼ同じとなる。 The equivalent circuit of FIG. 4 can be written as shown in FIG. Here, III ″ is a line (or combined portion) 98 obtained by combining the interaction portion III and the subsequent portion, and the characteristic impedance Z 98 has a nonlinear shape on the output side of the high-frequency electric signal as described above. substantially the same as the characteristic impedance Z 39 of the interaction portion III.
本実施形態においても駆動電圧を低減するために、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39(あるいは、非線形形状を用いることにより、第2の従来技術よりも正確に、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39とそれ以降の線路の特性インピーダンスを一致させており、それらの金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98)を低くしている。ここでも例として30Ω程度とする。そして、本発明の目的はSAWグレードのLN基板50も活用して、インピーダンス変換を行うことにより、LN光変調器としての低駆動電圧性を保持しつつ、電気的反射特性の改善、即ち外部信号源へ戻る電気的反射波を抑圧することによる光パルスのジッタの改善に重きを置いている。
Also in the present embodiment, in order to reduce the drive voltage, the characteristic impedance Z 39 of the interaction part III (or the characteristic impedance Z of the interaction part III can be more accurately used than the second conventional technique by using a non-linear shape. The characteristic impedances of 39 and the subsequent lines are made to coincide with each other, and the characteristic impedance Z 98 ) of those gold ribbons III ″ is lowered. Again, it is about 30Ω as an example. The object of the present invention is to improve the electrical reflection characteristics, that is, to provide an external signal while maintaining the low driving voltage as an LN optical modulator by utilizing the SAW
この本発明の第1の実施形態はオプティカルグレードのLN基板80上のインピーダンス変換部VIIを有しているが、さらに、SAWグレードのLN基板からなる別体の基板50にもインピーダンス変換部IXが形成されている。そして、本実施形態ではインピーダンス変換部IXとVIIの特性インピーダンスZ91とZ93は入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90と相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39(あるいは、入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90と金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98)との相乗平均である必要はない。またインピーダンス変換部IXとVIIの長さの和が高周波電気信号のビットレートの管内波長をλとしてλ/4である必要はない。
The first embodiment of the present invention has the impedance conversion unit VII on the optical
別体基板50上の入力用フィードスルー部VIIIとインピーダンス変換部IX、オプティカルグレードのLN基板80上における入力用フィードスルー部I、及びインピーダンス変換部VIIをまとめてインピーダンス変換部と考えた場合の特性インピーダンスは、コネクタの特性インピーダンス(あるいは外部信号源5の特性インピーダンスRg)と相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39との相乗平均でもないし、コネクタの特性インピーダンス(あるいは外部信号源5の特性インピーダンスRg)と金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98との相乗平均でもない。
Characteristics when the feed-through portion VIII and the impedance conversion portion IX for input on the
勿論、この場合でも別体基板50上の入力用フィードスルー部VIIIとインピーダンス変換部IX、オプティカルグレードのLN基板80上の入力用フィードスルー部I、及びインピーダンス変換部VIIをまとめてインピーダンス変換部と考えた場合の全体の長さは高周波電気信号のビットレートの周波数(例えば、高周波電気信号のビットレートが10Gbit/sの場合には10GHz)における管内波長をλとしてλ/4である必要はない。
Of course, even in this case, the input feedthrough portion VIII and the impedance conversion portion IX on the
ここで、さらに詳しく考察する。この本発明の第1の実施形態はオプティカルグレードのLN基板80上にインピーダンス変換部VIIを有しているが、さらに、SAWグレードのLN基板からなる別体の基板50にもインピーダンス変換部IXが形成されている。但し、本実施形態ではインピーダンス変換部IXとVIIの特性インピーダンスZ91とZ93は入力用フィードスルー部VIII(線路90)の特性インピーダンスZ90と相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39(あるいは、金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98)との相乗平均である必要はない。
Now consider in more detail. In the first embodiment of the present invention, the impedance converter VII is provided on the optical
それどころか、上において述べたように、本発明では入力用フィードスルー部もインピーダンス変換部の一部として機能させることもできるので、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90とインピーダンス変換部IXの特性インピーダンスZ91、オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ92とインピーダンス変換部VIIの特性インピーダンスZ93の全てを等しく(例え、不図示のコネクタの特性インピーダンスや外部信号源5の負荷抵抗6(Rg)と、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39や金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98との相乗平均と等しく)しても良い(勿論、全てを相乗平均と異ならしめても良いし、どれか一つ、もしくは複数を相乗平均としても良い)。
On the contrary, as described above, in the present invention, since the input feedthrough portion can also function as a part of the impedance conversion portion, the characteristic impedance of the input feedthrough portion VIII formed on the
なぜならば、実際には入力用フィードスルー部VIIIには不図示のコネクタの芯線(以下、省略するが、金リボンや金ワイヤーなどが接続されることもあるが、ここでは総称してコネクタの芯線と呼ぶ)が接続されており、この不図示のコネクタの芯線はその直径が100〜300μmと大きな(あるいは厚い)導体であるので、これを接続することにより入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンス特性インピーダンスZ90を大きく低下させる効果がある。また、オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部Iには別体の基板50上に形成したインピーダンス変換部IXからの金リボン70a、70b、70cが接続されており、これらの金リボンは接続部の特性インピーダンス(例えば、入力用フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ92)を大幅に変化(部分的に低下)させる。
This is because a connector core wire (not shown) may actually be connected to the input feed-through portion VIII (hereinafter, although not shown, a gold ribbon, a gold wire, etc. may be connected. The core wire of this connector (not shown) is a large (or thick) conductor with a diameter of 100 to 300 μm, so that the characteristic impedance characteristic of the input feed-through portion VIII can be obtained by connecting it. the effect of lowering significantly the impedance Z 90. The input feedthrough I formed on the optical
従って、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90、インピーダンス変換部IXの特性インピーダンスZ91、オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ92、インピーダンス変換部VIIの特性インピーダンスZ93の全てを合成した合成インピーダンスは、不図示のコネクタの特性インピーダンスや外部信号源5の負荷抵抗6(Rg)と、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39や金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98との相乗平均とは異なってくる(低くなる)。
Therefore, the characteristic impedance Z 90 of the input feedthrough section VIII formed on the
つまり、インピーダンス変換の機能を有する部位全体(つまり、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIII、インピーダンス変換部IX、オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部I、及びインピーダンス変換部VII)について考えると、これらの合成部の特性インピーダンスは上記の相乗平均の値にはなっておらず、より低い値となっている。
That is, the entire portion having the function of impedance conversion (that is, the input feedthrough portion VIII formed on the
換言すると、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIIIとオプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部Iにより、第4の従来技術のような特定の周波数のみにおける共振的なインピーダンス変換は生じず(換言すると、共振条件を壊すことにより)、インピーダンス変換の機能を有する部位全体の特性インピーダンスを前述の相乗平均からずらす効果を持ち、残留反射を生じつつ広い周波数帯域におけるインピーダンス変換を実現するインピーダンス変換を実現する。
In other words, the input feedthrough portion VIII formed on the
このように、本実施形態では不図示のコネクタの芯線を接続することにより、あるいは金リボン70a、70b、70cを接続することにより、故意に入力用フィードスルー部VIIIとIの特性インピーダンスを小さくし、インピーダンス変換の機能を有する部位全体(つまり、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIII、インピーダンス変換部IX、オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部I、及びインピーダンス変換部VII)の特性インピーダンスが上述の相乗平均にならないようにすることにより、残留反射を生じさせ、結果的にインピーダンス変換の機能を実現できる周波数を広帯域化している。
As described above, in this embodiment, the characteristic impedance of the input feedthrough portions VIII and I is intentionally reduced by connecting the core wire of a connector (not shown) or by connecting the
さらに、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90をコネクタ(あるいは、外部信号源の特性インピーダンスRg)と同じほぼ50Ωとし、インピーダンス変換部IXの特性インピーダンスZ91、オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ92、及びインピーダンス変換部VIIの特性インピーダンスZ93を、入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90と相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39(もしくは相互作用部IIIと出力用フィードスルー部XIなどとの金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98)との相乗平均とした場合について考える。
Further, the characteristic impedance Z 90 of the input feedthrough section VIII formed on the
これまで説明したように、不図示のコネクタの芯線を接続した入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90は大きな(厚い)導体であるコネクタ芯線のために実際には著しく低下する。従って、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90、インピーダンス変換部IXの特性インピーダンスZ91、オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ92、及びインピーダンス変換部VIIの特性インピーダンスZ93を合成した特性インピーダンスは、接続されたコネクタの芯線のために実際にはかなり低くなった別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90と相互作用部III(あるいは、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39もしくは相互作用部IIIと出力用フィードスルー部XIなどとの金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98)との相乗平均と等しくはならず、この相乗平均より高くなる。
As described so far, the characteristic impedance Z 90 of the input feedthrough portion VIII to which the connector core wire (not shown) is connected is actually lowered significantly due to the connector core wire which is a large (thick) conductor. Therefore, the characteristic impedance Z 90 of the input feedthrough section VIII formed on the
このようにして、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90、インピーダンス変換部IX、オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部I、及びインピーダンス変換部VIIについて最終的に合成した特性インピーダンスを、コネクタの芯線を接続した入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90と相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39(もしくは相互作用部IIIと出力用フィードスルー部Vなどとの金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98)との相乗平均からずらした結果、残留反射が生じ、結果的にインピーダンス変換機能の周波数を広帯域化することができる。つまり、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIIIはインピーダンス変換の周波数を広帯域化するためのインピーダンス変換部の一部として動作する。
In this way, the characteristic impedance Z 90 of the input feedthrough section VIII formed on the
本発明では入力用フィードスルー部VIIIやIと、インピーダンス変換部IXやVIIとを一応区別して呼んではいるが、これまで説明したように入力用フィードスルー部VIIIやIもインピーダンス変換機能を有しており、入力用フィードスルー部VIIIやIとインピーダンス変換部IXやVIIの部位全体として、インピーダンス変換部を構成している。 In the present invention, the input feedthrough portions VIII and VIII and the impedance conversion portions IX and VII are referred to as being distinguished from each other. However, as described above, the input feedthrough portions VIII and I also have an impedance conversion function. As a whole, the input converters VIII and I and the impedance converters IX and VII constitute an impedance converter.
そして、特定の周波数においてのみ電気的反射特性が改善される共振条件を壊し、広い周波数において残留反射を残しつつ、必要な程度にまで電気的反射特性を改善するために、この部位全体として前述の(2)式による相乗平均が成り立たないように設定している。 In order to improve the electrical reflection characteristics as much as necessary while breaking the resonance condition in which the electrical reflection characteristics are improved only at a specific frequency and leaving the residual reflection at a wide frequency, the entire portion described above is used. It is set so that the geometric mean according to equation (2) does not hold.
つまり、コネクタの芯線や金リボンを接続していない状態での入力用フィードスルー部VIIIやIの特性インピーダンスZ90、Z92が、インピーダンス変換部IXやVIIの特性インピーダンスZ91、Z93に等しい場合でも、あるいは等しくない場合でも、インピーダンス変換部IXやVIIの特性インピーダンスZ91、Z93を最初から上記の相乗平均からずらしても良いし、コネクタの芯線や金リボンを接続することにより入力用フィードスルー部VIIIやIの特性インピーダンスZ90、Z92を低くした結果、インピーダンス変換の機能を有する部位全体としての特性インピーダンスを上記の相乗平均からずらしても良いことは言うまでもない。 That is, the characteristic impedances Z 90 and Z 92 of the input feedthrough portions VIII and I without the connector core wire and gold ribbon being connected are equal to the characteristic impedances Z 91 and Z 93 of the impedance conversion portions IX and VII. Even in the case of equality or not equality, the characteristic impedances Z 91 and Z 93 of the impedance converters IX and VII may be shifted from the above geometric mean from the beginning, or for input by connecting a connector core wire or a gold ribbon. Needless to say, as a result of lowering the characteristic impedances Z 90 and Z 92 of the feedthrough portions VIII and I, the characteristic impedance of the entire part having the function of impedance conversion may be shifted from the above geometric mean.
本発明ではこのようにして、インピーダンス変換の機能を有する部位の特性インピーダンスを上記の相乗平均からずらすことにより、残留反射を生じつつ、インピーダンス変換機能を実現できる周波数を広帯域化している。そして、これらの考え方は本発明の全ての実施形態に当てはまる。 In the present invention, in this way, by shifting the characteristic impedance of the portion having the function of impedance conversion from the geometric mean, the frequency capable of realizing the impedance conversion function is widened while causing residual reflection. These ideas apply to all embodiments of the present invention.
また、本発明においてはインピーダンス変換部IXとVIIの長さの和は高周波電気信号のビットレートにおける管内波長(例えば、高周波電気信号のビットレートが10Gbit/sであれば10GHzにおける管内波長)をλとして第4の従来技術のようにλ/4とする必要はない。つまり、本発明では入力用フィードスルー部VIIIとIもインピーダンス変換部の一部であるから、あえてインピーダンス変換部としての長さをあげるとすると、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIII、インピーダンス変換部IX、オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部I、及びインピーダンス変換部VIIの電気的な長さの和となる。
Further, in the present invention, the sum of the lengths of the impedance converters IX and VII represents the in-tube wavelength at the bit rate of the high-frequency electric signal (for example, the in-tube wavelength at 10 GHz if the bit rate of the high-frequency electric signal is 10 Gbit / s). As in the fourth prior art, it is not necessary to set λ / 4. In other words, in the present invention, the input feedthrough portions VIII and I are also part of the impedance conversion portion. Therefore, if the length of the impedance conversion portion is increased, the input feedthrough portion formed on the
但し、そもそも前述の相乗平均の考え方を用いていないので、これらの全体としての電気的な長さの和を高周波電気信号のビットレートの管内波長をλとしてλ/4とする必要もない。なお、この電気的な長さの和はこのλ/4よりも長い方が好ましいようである。 However, since the above-described geometric mean concept is not used in the first place, it is not necessary to set the sum of the electrical lengths as a whole to λ / 4, where λ is the in-tube wavelength of the bit rate of the high-frequency electrical signal. It seems that the sum of the electrical lengths is preferably longer than λ / 4.
このように、別体の基板50があり、それにインピーダンス変換の機能を持つ部位を形成するので、オプティカルグレードのLN基板80の横幅を小さくできる。その結果、1枚のオプティカルグレードのLN基板のウェーハからとることのできるLN光変調器の数を極めて多くすることが可能となり、大幅なコスト削減の効果がある。
As described above, since the
さて、本実施形態においては駆動電圧を低減するために、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39(あるいは、相互作用部III以降の線路94、95、96は相互作用部IIIとほぼ同じ特性インピーダンスを有するので、これらと相互作用部IIIとの金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98は相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39と同じとなる)を30Ω程度に低減している。
In this embodiment, in order to reduce the drive voltage, the characteristic impedance Z 39 of the interaction unit III (or the
この場合のパワー反射率S11(厳密にはパワー反射率S11の包絡線)を図6に示す。図からわかるように、11.3Gbit/sのビットレートの20%から30%の周波数帯内の約3GHz付近において−12dB程度の残留反射を持つパワー反射率S11の特性となっている。このように、本発明の光変調器では、ビットレートの20%から30%にあたる周波数帯内の少なくとも1点において、パワー反射率S11は−10dBから−15dBの間にある。そして、ビットレートの周波数の40%から70%にあたる周波数帯域内の周波数FCにパワー反射率S11が−15dB以下となる極小値がある。 The power reflectivity S 11 in this case (strictly speaking, the envelope of the power reflectivity S 11 ) is shown in FIG. As can be seen from the figure, the power reflectivity S 11 has a residual reflection of about −12 dB in the vicinity of about 3 GHz in the frequency band of 20% to 30% of the bit rate of 11.3 Gbit / s. Thus, in the optical modulator of the present invention, at least one point within the frequency band from 20% corresponding to 30% of the bit rate, the power reflectivity S 11 is between -10dB of -15 dB. Then, the power reflectivity S 11 to the frequency F C of the frequency band corresponding to from 40% to 70% of the frequency of the bit rate is the minimum value equal to or less than -15 dB.
なお、相互作用部III以降の線路94、95と相互作用部IIIとをほぼ同じ特性インピーダンスとするために、図1からわかるように出力用フィードスルー部XIにおける中心導体を非線形テーパ形状とし、また中心導体と接地導体のエッジの形状も非線形とした。そして、このような出力用フィードスルー部XIの非線形形状は本発明の全ての実施形態について適用可能である。
In order to make the
本実施形態では、(2)式や(3)式が成り立っていないので、図43に示した第4の従来技術のような特定の周波数において電気的なパワー反射率S11が極めて良くなることはない。しかしながら、11.3Gbit/sの伝送速度について図6に示すように、11.3Gbit/sのパルスの基本周波数である5.6GHzの領域において電気的パワー反射率S11が−15dB以下であり、かつある程度の幅の周波数帯域において充分なパワー反射率特性S11となっている(なお、厳密には、図6のS11はパワー反射率の包絡線であり、ここではそれをパワー反射率と呼んでいる)。この時、パワー反射率S11の包絡線が谷となる(つまり、パワー反射率S11の包絡線の一次微分がゼロで、二次微分が正となる極小値を与える)周波数Fcが重要となる。 In this embodiment, (2) since the type or (3) does not consist, the electrical power reflectance S 11 at a particular frequency, such as the fourth prior art shown in FIG. 43 is very well There is no. However, as shown in FIG. 6 for the transmission speed of 11.3 Gbit / s, the electrical power reflectance S 11 is −15 dB or less in the region of 5.6 GHz which is the fundamental frequency of the pulse of 11.3 Gbit / s, In addition, the power reflectivity characteristic S 11 is sufficient in the frequency band of a certain width (strictly speaking, S 11 in FIG. 6 is an envelope of the power reflectivity, and here it is referred to as the power reflectivity. Calling). In this case, the envelope of the power reflectance S 11 becomes a valley (i.e., first derivative of the envelope of the power reflectance S 11 is zero, giving the minimum value second derivative is positive) frequency Fc is important Become.
図7には11.3Gbit/sの伝送速度の場合について、図6におけるパワー反射率S11の極小点(あるいはパワー反射率S11の包絡線の谷)Fcを変数にした場合の光パルスが有するジッタを示している。図からわかるように、そのパワー反射率S11の絶対値が−15dB以下となり、極小点Fcが伝送速度(11.3Gbit/s)の40%から70%の間の周波数帯にあれば、ジッタは伝送時のエラーがほとんど増加しない2ps以下の値となっている。また、図8には光変調指数の周波数依存性を示している。図からわかるように、本発明を適用することにより、光変調帯域も改善できる。 FIG. 7 shows an optical pulse when the minimum point of the power reflectivity S 11 in FIG. 6 (or the valley of the envelope of the power reflectivity S 11 ) Fc is used as a variable for a transmission speed of 11.3 Gbit / s. It shows jitter having. As can be seen from the figure, if the absolute value of the power reflectivity S 11 is −15 dB or less and the minimum point Fc is in the frequency band between 40% and 70% of the transmission rate (11.3 Gbit / s), jitter Is a value of 2 ps or less with little increase in errors during transmission. FIG. 8 shows the frequency dependence of the light modulation index. As can be seen from the figure, the optical modulation band can be improved by applying the present invention.
このように、駆動電圧を低く保ったまま(この結果、約2GHzから約3GHzの周波数の領域において、パワー反射率S11が−10dBから−15dBの間と悪くなってしまうが、NRZ型の変調形式の場合にはこの領域における周波数スペクトルは小さい)、光パルスのジッタを低減できる、あるいは光変調帯域を広くできるなど、光変調器としての高性能化を図ることが可能となる。 In this way, the drive voltage is kept low (as a result, the power reflectivity S 11 becomes worse between −10 dB and −15 dB in the frequency range of about 2 GHz to about 3 GHz. In the case of the format, the frequency spectrum in this region is small), the jitter of the optical pulse can be reduced, or the optical modulation band can be widened, so that high performance as an optical modulator can be achieved.
なお、このビットレートの20%から30%、あるいはビットレートの40%から70%という値は10Gbit/sや11.3Gbit/s以外のその他の各種ビットレート、例えば12.5Gbit/s、25Gbit/s、43Gbit/s、50Gbit/s、100Gbit/sでも成り立つ。 The values of 20% to 30% of the bit rate, or 40% to 70% of the bit rate are other bit rates other than 10 Gbit / s and 11.3 Gbit / s, for example, 12.5 Gbit / s, 25 Gbit / s. Even s, 43 Gbit / s, 50 Gbit / s, and 100 Gbit / s are established.
なお、20%から30%という値は、ビットレートが10Gbit/sから12.5Gbit/sの場合は約2GHzから4GHzに、ビットレートが25Gbit/sの場合は約5GHzから8GHzに、ビットレートが43Gbit/sの場合は約9GHzから13GHzに、ビットレートが54Gbit/sの場合は約11GHzから16GHzに、ビットレートが110Gbit/sの場合は約22GHzから33GHzに対応する。 The value of 20% to 30% is about 2 GHz to 4 GHz when the bit rate is 10 Gbit / s to 12.5 Gbit / s, and about 5 GHz to 8 GHz when the bit rate is 25 Gbit / s. In the case of 43 Gbit / s, it corresponds from about 9 GHz to 13 GHz, in the case where the bit rate is 54 Gbit / s, it corresponds from about 11 GHz to 16 GHz, and in the case where the bit rate is 110 Gbit / s, it corresponds from about 22 GHz to 33 GHz.
そして、40%から70%という値は、ビットレートが10Gbit/sから12.5Gbit/sの場合は約4GHzから9GHzに、ビットレートが25Gbit/sの場合は約10GHzから18GHzに、ビットレートが43Gbit/sの場合は約17GHzから30GHzに、ビットレートが54Gbit/sの場合は約22GHzから38GHzに、ビットレートが110Gbit/sの場合は約44GHzから77GHzに対応する。 The value of 40% to 70% is about 4 GHz to 9 GHz when the bit rate is 10 Gbit / s to 12.5 Gbit / s, and about 10 GHz to 18 GHz when the bit rate is 25 Gbit / s. In the case of 43 Gbit / s, it corresponds from about 17 GHz to 30 GHz, in the case of a bit rate of 54 Gbit / s, from about 22 GHz to 38 GHz, and in the case of a bit rate of 110 Gbit / s, it corresponds from about 44 GHz to 77 GHz.
なお、本発明ではパワー反射率S11の極小点Fcが伝送速度(例えば10Gbit/sや11.3Gbit/sなど)の40%から70%の間に存在することが重要であるが、これは第1の従来技術はおろか第2の従来技術の考え方でも実現できない。 Note that in the present invention it is important that the minimum point Fc of the power reflectance S 11 is present between 70% to 40% of the transmission rate (for example, 10Gbit / s and 11.3 Gbit / s, etc.), which The first prior art as well as the second prior art cannot be realized.
つまり、これを実現するには、コネクタの芯線や金リボンを接続することによる別体の基板50上に形成した入力フィードスルー部VIIIやオプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ90、Z92の変化(一般に、低くなるが逆に高くしても良い)を利用することが好適である。
That is, in order to realize this, the input feedthrough portion VIII formed on the
インピーダンス変換部IX、VIIのみならず、入力用フィードスルー部VIII、Iもインピーダンス変換部と考えて、入力用フィードスルー部VIII、Iとインピーダンス変換部IX、VIIとの合成部の特性インピーダンスを、外部信号源5の負荷抵抗Rg(あるいは、特性インピーダンス、出力インピーダンス、インピーダンスと呼ばれ、一般に、不図示のコネクタの特性インピーダンスと等しいことが望ましい)と、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39や、相互作用部IIIと出力フィードスルー部などとの金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98との相乗平均と異ならしめることが効果的である。 Considering not only the impedance conversion units IX and VII but also the input feedthrough units VIII and VIII as impedance conversion units, the characteristic impedance of the combined portion of the input feedthrough units VIII and I and the impedance conversion units IX and VII A load resistance Rg of the external signal source 5 (also called a characteristic impedance, an output impedance, an impedance, which is generally desirable to be equal to a characteristic impedance of a connector not shown), a characteristic impedance Z 39 of the interaction unit III, It is effective to make it different from the geometric mean of the characteristic impedance Z 98 of the gold ribbon III ″ of the interaction part III and the output feedthrough part.
また、本発明ではインピーダンス変換部IX、VII(ここで、入力用フィードスルー部VIII、Iもインピーダンス変換部としても良い)は一段構成としたが、本発明ではパワー反射率S11の極小点Fcが伝送速度(例えば10Gbit/sや11.3Gbit/sなど)の40%から70%の間に存在し、その極小値FCにおけるパワー反射率S11が−15dB以下となるように設定することが好適であり、これにより変調帯域と特に光パルスのジッタを低減することが特徴であるので、一段構成でなくても2段、あるいは3段以上の多段構成でも良いことは言うまでもない。そして、この複数段の構成はオプティカルグレードのLN基板に構成しても、SAWグレードの別体の基板に構成しても、さらには両方に分けて構成しても良いことは言うまでもない。 The impedance converting section IX in the present invention, VII (wherein input feed-through section VIII, also good as the impedance conversion section I) was the one-stage configuration, minimum point Fc of the power reflectance S 11 in the present invention Is set between 40% and 70% of the transmission speed (for example, 10 Gbit / s or 11.3 Gbit / s), and the power reflectivity S 11 at the minimum value F C is set to be −15 dB or less. Therefore, it is a feature that the modulation band and especially the jitter of the optical pulse are reduced. Therefore, it is needless to say that a multi-stage configuration of two stages or three stages or more may be used instead of the one-stage configuration. It goes without saying that this multi-stage configuration may be configured on an optical grade LN substrate, a separate SAW grade substrate, or may be configured separately on both.
また、ビットレートの周波数の20%から30%の少なくとも1点の周波数で−10dBから−15dB、あるいは40%から70%の周波数内に−15dB以下となる極小点Fcを持つという条件は、本発明の実施形態として好適ではあるが、本発明としての必須の要件ではないことは言うまでもない。 In addition, the condition of having a minimum point Fc that is −10 dB to −15 dB at a frequency of at least one point of 20% to 30% of the bit rate frequency, or −15 dB or less within a frequency of 40% to 70% is as follows: Needless to say, this is preferable as an embodiment of the invention, but is not an essential requirement of the present invention.
なお、コネクタの特性インピーダンスは一般に50Ωであり、相互作用部IIIの特性インピーダンスZ3や金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98は30Ωであるので、これらの相乗平均は38.7Ωとなる。残留反射を生じつつ、インピーダンス変換機能を発揮できる周波数を広帯域化するという本発明の効果を発揮するためには、インピーダンス変換部IX、VIIの特性インピーダンスZ91、Z93の値をこの相乗平均の値と異ならしめると効果的である。そこで、入力用フィードスルー部Iとインピーダンス変換部IX、VIIは、相乗平均と異ならしめるという意味で、例えば約5Ω高い44Ω(あるいは、逆に約5Ω低い33Ωなどでも良い)とした。 The characteristic impedance of the connector is generally 50 [Omega, because the characteristic impedance Z 98 of the characteristic impedance of the interaction portion III Z 3 gold ribbons III '' is a 30 [Omega, these geometric mean becomes 38.7Omu. In order to exhibit the effect of the present invention that the frequency capable of exhibiting the impedance conversion function is widened while causing residual reflection, the values of the characteristic impedances Z 91 and Z 93 of the impedance conversion units IX and VII are set to the geometric average. It is effective to make it different from the value. Therefore, the input feedthrough part I and the impedance conversion parts IX and VII are, for example, 44Ω higher by about 5Ω (or 33Ω lower by about 5Ω may be used) in the sense that it is different from the geometric mean.
但し、前述のように、別体基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIIIには不図示のコネクタの芯線が固定されており、この不図示のコネクタの芯線は直径が100〜300μm程度の大きな(あるいは厚い)導体で構成されている。そのため、不図示のコネクタの芯線を考慮した入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスは29Ω(なお、インピーダンス変換部VIIが33Ωの時は、不図示のコネクタの芯線を考慮した入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスは25Ωに設定した)とますます前述の相乗平均の値と大きく異なっている。なお、このことは金リボン70a、70b、70cを接続するオプティカルグレードのz−カットLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部Iについても言える。
However, as described above, a core wire of a connector (not shown) is fixed to the input feedthrough portion VIII formed on the
ここで、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90、インピーダンス変換部IXの特性インピーダンスZ91、オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ92、インピーダンス変換部VIIの特性インピーダンスZ93を前述の相乗平均である38.7Ωとした場合について考察する。入力用フィードスルー部VIIIには不図示のコネクタの芯線が接続されているために、その実効的な特性インピーダンスZ90はインピーダンス変換部IX、VIIの特性インピーダンスZ90、Z93(38.7Ω)よりも実際には大幅に(10Ω前後も)低くなる。
Here, the characteristic impedance Z 90 of the input feedthrough section VIII formed on the
その結果、入力用フィードスルー部VIIIの特性インピーダンスZ90(正確には、入力用フィードスルー部Iのコネクタの芯線のために低くなった実効的な特性インピーダンスZ90とも言える)、インピーダンス変換部IXの特性インピーダンスZ91、金リボン70a、70b、70cのために低くなった入力用フィードスルー部Iの特性インピーダンスZ92、及びインピーダンス変換部VIIの特性インピーダンスZ93からなるインピーダンス変換の部位全体特性インピーダンスは先の相乗平均(38.7Ω)よりも低い値となる。そして、さらにはこの低くなった実効的な特性インピーダンスは相互作用部IIIの特性インピーダンスZ39(あるいは、合成部の特性インピーダンスZ98で、ここでは約30Ω)よりも低い場合がある。
As a result, the characteristic impedance Z 90 of the input feedthrough portion VIII (to be exact, it can be said that the effective characteristic impedance Z 90 is lowered due to the core wire of the connector of the input feedthrough portion I), the impedance conversion portion IX Characteristic impedance Z 91 , the characteristic impedance Z 92 of the input feed-through part I lowered due to the
このように、別体の基板50上に形成した入力用フィードスルー部VIII、インピーダンス変換部IX、オプティカルグレードのLN基板80上に形成した入力用フィードスルー部I、及びインピーダンス変換部VIIからなるインピーダンス変換の部位全体としての特性インピーダンスを前述の相乗平均からずらすことにより、残留反射を生じつつ、インピーダンス変換機能を発揮できる周波数を広帯域化するという本発明の効果を発揮することが可能となる。
As described above, the impedance composed of the input feedthrough section VIII, the impedance conversion section IX, the input feedthrough section I formed on the optical
そして、不図示のコネクタと相互作用部IIIの間に部分的に相互作用部IIIの特性インピーダンス(あるいは、相互作用部IIIを含む金リボンIII’’の特性インピーダンスZ98)の値よりも低い部分があっても良いし、逆に好都合であると言える。なぜなら、本発明における重要な点はパワー反射率S11の包絡線の極小点Fcが高周波電気信号のビットレート(例えば10Gbit/sや11.3Gbit/s、25Gbit/s、50Gbit/s、100Gbit/sなど)の周波数(例えば10GHzや11.3GHz、25GHz、50GHz、100GHzなど)の40%から70%の間に存在し、かつその極小点Fcにおけるパワー反射率S11が−15dB以下となるように、設定することであり、この考え方は第4の従来技術には開示されておらず、また第4の従来技術の考え方では決して実現できない。つまり、(2)式や(3)式が成り立たない条件でしか実現できないからである。 And a part lower than the value of the characteristic impedance of the interaction part III (or the characteristic impedance Z 98 of the gold ribbon III ″ including the interaction part III) between the connector (not shown) and the interaction part III. There may be, and conversely, it is convenient. This is because an important point in the present invention is that the minimum point Fc of the envelope of the power reflectivity S 11 is the bit rate of the high-frequency electric signal (for example, 10 Gbit / s, 11.3 Gbit / s, 25 Gbit / s, 50 Gbit / s, 100 Gbit / s). s etc.) (for example, 10 GHz, 11.3 GHz, 25 GHz, 50 GHz, 100 GHz, etc.) between 40% and 70%, and the power reflectance S 11 at the minimum point Fc is −15 dB or less. This concept is not disclosed in the fourth prior art and cannot be realized by the fourth prior art. In other words, this is because it can be realized only under a condition where Expressions (2) and (3) do not hold.
さらに、本発明では別体の基板とオプティカルグレードのLN基板上に形成した入力用フィードスルー部とインピーダンス変換部からなる全体の特性インピーダンスに前述の相乗平均の値を用いないので、残留反射を完全に抑圧しようとする第4の従来技術の考え方と全く異なり、特定の周波数においては、第4の従来技術ほどには改善されないが、意図的に広い周波数領域において残留反射を生じさせつつ、かつ必要なレベルにまでその残留反射の値を抑圧するとも言える。 Furthermore, in the present invention, since the above-described geometric mean value is not used for the overall characteristic impedance composed of the input feedthrough portion and the impedance conversion portion formed on the separate substrate and the optical grade LN substrate, the residual reflection is completely eliminated. This is completely different from the idea of the fourth prior art that attempts to suppress the noise at a specific frequency, but at a specific frequency, it is not improved as much as the fourth prior art, but it is intentionally necessary to cause residual reflection in a wide frequency range and is necessary. It can be said that the residual reflection value is suppressed to a certain level.
[第2の実施形態と第3の実施形態]
図9に本発明における第2の実施形態の斜視図を示す。この図では説明を簡単にするために、進行波電極を省略している。図9のD−D´における断面図を図10に示す。50はSAWグレードLN基板からなる別体の基板、52は厚みGの紫外線硬化樹脂などの接着剤層である。なお、通常、z−カットLN基板80と別体の基板50をほぼ完全には密着させないときにも接着剤層52の厚みは約5〜10μm程度と薄いが、この第2の実施形態は接着剤層52の厚みをより拡大した30〜50μm程度さらには100μmと厚い場合についても含んでいる。
[Second Embodiment and Third Embodiment]
FIG. 9 shows a perspective view of the second embodiment of the present invention. In this figure, traveling wave electrodes are omitted for the sake of simplicity. FIG. 10 is a cross-sectional view taken along the line DD ′ of FIG. 50 is a separate substrate made of a SAW grade LN substrate, and 52 is an adhesive layer such as an ultraviolet curable resin having a thickness G. Normally, even when the z-cut
さて、本実施形態ではz−カットLN基板80と別体の基板50の隙間全体にわたって接着剤層52が入っているとしたが、基板の共振は不図示のコネクタの芯線から不図示の進行波電極に乗り移る際に漏れて放射された高周波電気信号により引き起こされるので、不図示のコネクタの芯線と不図示の進行波電極とを結ぶ入力用フィードスルー部で主に生じる。従ってD−D´は不図示の入力用フィードスルー部の付近を横断しているとし、図10はこの付近での断面図と考えて良い。但し、光導波路3は省略した。
In the present embodiment, the
また、図11に本発明における第3の実施形態の斜視図を示す。この斜視図のE−E´における断面図を図12に示す。但し、光導波路3は省略した。ここで、z−カットLN基板80とSAWグレードLN基板からなる別体の基板50は接着剤層30により部分的に固定されている。D−D´は第6の実施形態での不図示の入力用フィードスルー部の付近を横断しているとし、図12はこの付近での断面図と考えて良い。つまり、E−E´の断面においてz−カットLN基板80と別体の基板50の間には空気層53が入っている。
FIG. 11 shows a perspective view of the third embodiment of the present invention. A cross-sectional view taken along line EE ′ of this perspective view is shown in FIG. However, the
この第3の実施形態の場合にも接着剤層52により互いに部分的に固定されたz−カットLN基板80と別体の基板50はさらに不図示の筐体内部の台座に固定されているので、接着面積を広くすることができる。従って、不図示の筐体内部の台座にz−カットLN基板80のみを固定する場合と比較してz−カットLN基板80を強固に不図示の筐体内部の台座に固定することが可能となる。
Also in the case of the third embodiment, the z-cut
図13は図9と図10に示した本発明における第2の実施形態において接着剤層52の厚みGを変数とした場合について、z−カットLN基板80、接着剤層52、及び別体の基板50からなる構造体の共振周波数を実線で、また図11と図12に示した本発明の第3の実施形態において空気層53の厚みGを変数とした場合について、z−カットLN基板80、空気層53、及び別体の基板50からなる構造体の共振周波数を破線で示す。なお、z−カットLN基板80と別体の基板50は両方とも厚みと幅が1mmとした。なお、ここではビットレートして10Gbit/s、あるいは11.3Gbit/sの光伝送を想定している。
FIG. 13 shows a case where the thickness G of the
図からわかるように、本発明において接着剤層52や空気層53の厚みGはG=0、つまり厚みが1mmで幅が2mmである一体のz−カットLN基板の場合での共振周波数とほぼ変わらず、本発明の構造を採用することにより一体のz−カットLN基板の場合と比較して共振周波数が変化するというデメリットはない。
As can be seen from the figure, the thickness G of the
z−カットLN基板80と別体の基板50が一体のz−カットLN基板からなっている場合には不図示の入力用フィードスルー部から漏れた高周波電気信号を模擬した電磁界は一体のz−カットLN基板の幅方向にも伝搬することは明らかであるし、実際に電磁界解析により確認した。
When the z-cut
そして、不図示の入力用フィードスルーから漏れた高周波電気信号を模擬したこの電磁界を別体の基板50の内部に励振すると、別体の基板50とz−カットLN基板80の隙間Gが10〜30μmの場合は勿論であるが、50μmの場合はおろか100μm、さらには200μmの場合においてでさえも、高周波電気信号は別体の基板50から接着剤層52もしくは空気層53を突き抜けてz−カットLN基板80に伝搬する。
When this electromagnetic field simulating a high-frequency electrical signal leaking from an input feedthrough (not shown) is excited inside the
つまりz−カットLN基板80と別体の基板50の隙間Gが図11に図示した程度である場合には、z−カットLN基板80と別体の基板50の隙間に接着剤層52があっても、あるいは空気層53があっても電磁界は通り抜け、z−カットLN基板80と別体の基板50はあたかも一体のz−カットLN基板(図2(b)の80’)として機能する。
That is, when the gap G between the z-cut
このように、オプティカルグレードのz−カットLN基板80の幅を狭くすることにより1枚のウェーハから多くのLN光変調器チップを得るとともに、全体としての接着面積を大きくできるので幅の狭いLN光変調器チップを不図示の筐体の台座に強固に固定することを可能にするという本発明の効果を発揮しつつ、それに付随して発生する問題はないことがわかる。
Thus, by narrowing the width of the optical grade z-cut
[第4の実施形態]
図14に本発明の第4の実施形態に使用するCPW進行波電極4の上面図を示す。但し、この図ではオプティカルグレードのLN基板上に形成した進行波電極のみに着目して図を示している。勿論、この電極パターンの構成をSAWグレードのLN基板である別体の基板に形成しても良いことはいうまでもない。本実施形態において、XIVは第1インピーダンス変換部、XVは第2インピーダンス変換部、XVIは第3インピーダンス変換部である。ここで、第1インピーダンス変換部XIV、第2インピーダンス変換部XV、第3インピーダンス変換部XVIの特性インピーダンスの全てが前述の相乗平均と異なっていても良いし、例えば第2インピーダンス変換部XVの特性インピーダンスを前述の相乗平均とし、第1インピーダンス変換部XIVの特性インピーダンスをその相乗平均よりも高く、第3インピーダンス変換部XVIの特性インピーダンスをその相乗平均よりも低くしても良い(あるいは逆でも良い)。また、この組み合わせに関わらず、第1インピーダンス変換部XIV、第2インピーダンス変換部XV、第3インピーダンス変換部XVIの特性インピーダンスについて各種組み合わせても良いし、どれか二つが相乗平均となっていても良い。なお、本実施形態と含め、本発明では、不図示の金リボンを入力用フィードスルー部Iに接続することにより、この部分の特性インピーダンスが大幅に変化することを利用するのも前述の相乗平均からずらすという観点から有効である。
[Fourth Embodiment]
FIG. 14 shows a top view of the CPW
[第5の実施形態]
図15に本発明の第5の実施形態に使用するCPW進行波電極4の上面図を示す。但し、この図でもオプティカルグレードのLN基板上に形成した進行波電極のみに着目して図を示している。勿論、この電極パターンの構成をSAWグレードのLN基板である別体の基板に形成しても良いことは言うまでもない。本実施形態において、XVIIIは第1インピーダンス変換部、XIXは第2インピーダンス変換部である。本実施形態の場合には、インピーダンス変換部XVIII、XIXを相互作用部IIIに対して一旦逆方向に折り返して形成することにより、相互作用部IIIの長さを充分長く確保している。なお、この考え方は本発明の第5の実施形態を含め、その他の実施形態にも適用可能である。
[Fifth Embodiment]
FIG. 15 shows a top view of the CPW
[第6の実施形態]
図16に本発明の第6の実施形態に使用する中心導体4a、接地導体4b、4cからなるCPW進行波電極4の上面図を示す。本実施形態において、XXは第1インピーダンス変換部、XXIは第2インピーダンス変換部である。本実施形態では図15に示した第5の実施形態と同様に、第1インピーダンス変換部XXと第2インピーダンス変換部XXIを相互作用部IIIに対して一旦逆方向に折り返して形成しているが、相互作用部の始点から光入射用端面までの基板の長手方向における距離を、高周波電気信号の給電部から光入射用端面までの前記基板の長手方向における距離よりも短くすることにより、図15に示した第5の実施形態よりも相互作用部IIIの長さを長く確保している。さらに、相互作用部IIIの終点から出力用フィードスルー部XVIIも折り返しても良く、このことは本発明の全ての実施形態について言える。この第6の実施形態に記した相互作用長を長くする考え方は、インピーダンス変換部が2段の場合に限らず、1段、3段あるいはそれ以上であっても良く、本発明の全ての実施形態に適用可能である。そして、本実施形態においても不図示のコネクタ芯線を入力用フィードスルー部Iに接続することにより、この部分の特性インピーダンスが大幅に低下することを利用するのが前述の相乗平均からずらすという観点から有効である。
[Sixth Embodiment]
FIG. 16 shows a top view of a CPW
図14から図16に示した考え方、即ち、インピーダンス変換部を複数段にする、あるいは光導波路の長手方向に一端折り返すことにより長さを長くするなどの考え方を別体基板上に形成するインピーダンス変換部に適用しても良いことは言うまでもない。 The concept shown in FIGS. 14 to 16, that is, the impedance conversion in which the impedance conversion unit is formed on a separate substrate, such as having a plurality of stages of impedance conversion, or extending the length by folding back one end in the longitudinal direction of the optical waveguide. Needless to say, it may be applied to the department.
[各実施形態について]
以上においては、進行波電極としてはCPW電極を例にとり説明したが、非対称コプレーナストリップ(ACPS)や対称コプレーナストリップ(CPS)などの各種進行波電極、あるいは集中定数型の電極でも良いことは言うまでもない。また、光導波路としてはマッハツェンダ型光導波路の他に、方向性結合器や直線など、その他の光導波路でも良いことは言うまでもない。LN光変調器としてリッジ構造でも良いことはいうまでもない。また、以上の説明では別体の基板は1つであったが、2つ以上使用しても良い。この場合に、光導波路が形成されたLN光変調器のチップを別体の基板で挟むようにしても良いし、並んだ別体の基板の側面に光導波路が形成されたLN光変調器のチップを配置しても良い。また、インピーダンス変換部は別体の基板上にのみ形成しても良いことは言うまでもない。
[About each embodiment]
In the above description, the CPW electrode has been described as an example of the traveling wave electrode. However, it goes without saying that various traveling wave electrodes such as an asymmetric coplanar strip (ACPS) and a symmetric coplanar strip (CPS), or a lumped constant electrode may be used. . In addition to the Mach-Zehnder type optical waveguide, it goes without saying that other optical waveguides such as directional couplers and straight lines may be used as the optical waveguide. It goes without saying that a ridge structure may be used as the LN optical modulator. In the above description, the number of separate substrates is one, but two or more may be used. In this case, the chip of the LN optical modulator in which the optical waveguide is formed may be sandwiched between separate substrates, or the chip of the LN optical modulator in which the optical waveguide is formed on the side surface of the separate substrate arranged side by side. It may be arranged. Needless to say, the impedance converter may be formed only on a separate substrate.
また、高周波電気信号の出力側にもマイクロ波コネクタの芯線があるとして説明してきたが、このことは本発明においては本質的なことではなく、終端抵抗を用いて筐体パッケージの中で、電気的に終端しても良いことは言うまでもない。また、以上の説明においては電気的に接続するために金ワイヤを用いるとして説明したが、金リボンでも良い。さらに筐体は金属として説明したが、本発明の考えは筐体がプラスティックなどの非金属材料からなる場合にも適用可能である。 Further, although it has been described that there is a core wire of the microwave connector on the output side of the high-frequency electrical signal, this is not essential in the present invention, and the electrical resistance is generated in the housing package using the terminating resistor. Needless to say, it may be terminated. In the above description, a gold wire is used for electrical connection, but a gold ribbon may be used. Furthermore, although the case has been described as a metal, the idea of the present invention can also be applied when the case is made of a non-metallic material such as plastic.
なお、LN光変調器チップの側面と別体の基板の側面とを接着する接着手段としての接着剤は紫外線硬化接着剤や熱硬化接着剤でも良いし、さらには銀ペーストなどの導電性接着剤や半田剤でも良い。 The adhesive as an adhesive means for adhering the side surface of the LN optical modulator chip and the side surface of a separate substrate may be an ultraviolet curable adhesive or a thermosetting adhesive, or a conductive adhesive such as a silver paste. Or soldering agent.
また、以上の実施形態はx−カット、y−カットもしくはz−カットの面方位、即ち、基板表面(カット面)に対して垂直な方向に結晶のx軸、y軸もしくはz軸を持つ基板にも適用可能であるし、以上に述べた各実施形態での面方位を主たる面方位とし、これらに他の面方位が副たる面方位として混在しても良い。 In the above embodiment, the substrate has an x-cut, y-cut or z-cut plane orientation, that is, a crystal x-axis, y-axis or z-axis in a direction perpendicular to the substrate surface (cut plane). In addition, the plane orientation in each of the embodiments described above may be used as the main plane orientation, and other plane orientations may be mixed as the sub-plane orientation.
以上のように、本発明に係る光変調器は、安価で、機械的強度が高く、かつRF変調性能について改善することができるという効果を有し、高速で駆動電圧が低い光変調器として有用である。 As described above, the optical modulator according to the present invention is advantageous in that it is inexpensive, has high mechanical strength, and can improve the RF modulation performance, and is useful as an optical modulator having a high driving speed and a low driving voltage. It is.
1、50、80、80’:z−カットLN基板(基板、LN基板)
2:SiO2バッファ層(バッファ層)
3:光導波路
3a、3b:相互作用光導波路(光導波路、相互作用部)
4:進行波電極(電極)
4a、60a、60d:中心導体
4b、4c、60b、60c、60e:接地導体
5:外部信号源
6:負荷抵抗
8:金属のふた
10:ウェーハ
11:LN光変調器のチップ
15:金属筐体
16a、16b:マイクロ波コネクタの芯線
17a、17b:マイクロ波コネクタの芯線の周囲にある空洞
20:台座(固定部)
50:SAWグレードLN基板(別体の基板)
51:接触面(接着面)
70a、70b、70c:金リボン
80a、80b、80c:金ワイヤー
90:SAWグレードのLN基板上における入力用フィードスルー部VIIIを表す線路
91:SAWグレードのLN基板上におけるインピーダンス変換部IXを表す線路
92:オプティカルグレードのLN基板上におけるインピーダンス変換部VIIを表す線路
93:オプティカルグレードのLN基板上における入力用フィードスルー部Iを表す線路
94:オプティカルグレードのLN基板上における出力側接続部Xを表す線路
95:オプティカルグレードのLN基板上における出力用フィードスルー部XIを表す線路
96:SAWグレードのLN基板上における出力用フィードスルー部XIIを表す線路
1, 50, 80, 80 ': z-cut LN substrate (substrate, LN substrate)
2: SiO 2 buffer layer (buffer layer)
3:
4: Traveling wave electrode (electrode)
4a, 60a, 60d:
50: SAW grade LN substrate (separate substrate)
51: Contact surface (adhesion surface)
70a, 70b, 70c:
Claims (24)
前記基板とともに前記固定部に並置されて固定される少なくとも一つの別体の基板がさらに設けられており、前記基板の厚みと前記別体の基板の厚みとからほぼ決定される誘電体共振の共振周波数が前記高周波電気信号の周波数よりも高くなるように、前記基板の厚みと前記別体の基板の厚みとが設定されており、
前記別体の基板は、中心導体と接地導体からなる第2の入力用フィードスルー部を有し、該第2の入力用フィードスルー部に印加された外部回路からの前記高周波電気信号が前記第1の入力用フィードスルー部に伝搬するように、前記第2の入力用フィードスルー部と前記第1の入力用フィードスルー部とが電気的に接続され、また前記第2の入力用フィードスルー部の特性インピーダンス、前記第2の入力用フィードスルー部に電気的に接続されるべきコネクタの特性インピーダンス、もしくは前記外部回路の特性インピーダンスの少なくとも1つの特性インピーダンスと前記相互作用部とのインピーダンス不整合を低減するための少なくとも1つからなるインピーダンス変換部を具備し、
前記外部回路から前記第2の入力用フィードスルー部に印加された前記高周波電気信号が残留反射を生じつつ、かつ前記別体の基板上の前記インピーダンス変換部が無い場合と比較して電気的反射が小さくなって、前記相互作用部に伝搬することを特徴とする光変調器。 A substrate having an electro-optic effect, an optical waveguide for guiding light formed on the substrate, and a high-frequency electric signal formed on one surface side of the substrate and modulating the phase of the light An electrode composed of a central conductor and a ground conductor, a fixed portion to which the substrate is fixed, an interaction portion that modulates the phase of the light by applying the high-frequency electric signal to the electrode, and the interaction portion An optical modulator comprising a first input feedthrough section for propagating a high-frequency electrical signal;
At least one separate substrate fixed in parallel with the fixed portion together with the substrate is further provided, and resonance of dielectric resonance substantially determined from the thickness of the substrate and the thickness of the separate substrate The thickness of the substrate and the thickness of the separate substrate are set so that the frequency is higher than the frequency of the high-frequency electrical signal,
The separate substrate has a second input feedthrough portion including a center conductor and a ground conductor, and the high-frequency electrical signal from an external circuit applied to the second input feedthrough portion is the first input feedthrough portion. The second input feedthrough portion and the first input feedthrough portion are electrically connected so as to propagate to one input feedthrough portion, and the second input feedthrough portion Characteristic impedance of a connector to be electrically connected to the second input feedthrough section, or impedance mismatch between at least one characteristic impedance of the external circuit and the interaction section Comprising at least one impedance converter for reducing,
The high-frequency electrical signal applied from the external circuit to the second input feedthrough section causes residual reflection, and is electrically reflected as compared with the case where the impedance conversion section on the separate substrate is not provided. And the light modulator propagates to the interaction unit.
The optical modulator according to claim 1, wherein the substrate is a semiconductor.
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Citations (6)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH0593892A (en) * | 1991-10-01 | 1993-04-16 | Nec Corp | Two-layered type optical modulator |
JPH10142567A (en) * | 1996-11-08 | 1998-05-29 | Nec Corp | Waveguide type optical device |
JPH10213783A (en) * | 1997-01-29 | 1998-08-11 | Tdk Corp | Optical modulator |
JP2000249995A (en) * | 1999-03-02 | 2000-09-14 | Sumitomo Osaka Cement Co Ltd | Waveguide type optical device |
JP2004264842A (en) * | 2003-02-14 | 2004-09-24 | Ngk Insulators Ltd | Packaging structure of optical modulator |
WO2006107000A1 (en) * | 2005-03-30 | 2006-10-12 | Ngk Insulators, Ltd. | Traveling waveform optical modulator |
-
2007
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Patent Citations (6)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH0593892A (en) * | 1991-10-01 | 1993-04-16 | Nec Corp | Two-layered type optical modulator |
JPH10142567A (en) * | 1996-11-08 | 1998-05-29 | Nec Corp | Waveguide type optical device |
JPH10213783A (en) * | 1997-01-29 | 1998-08-11 | Tdk Corp | Optical modulator |
JP2000249995A (en) * | 1999-03-02 | 2000-09-14 | Sumitomo Osaka Cement Co Ltd | Waveguide type optical device |
JP2004264842A (en) * | 2003-02-14 | 2004-09-24 | Ngk Insulators Ltd | Packaging structure of optical modulator |
WO2006107000A1 (en) * | 2005-03-30 | 2006-10-12 | Ngk Insulators, Ltd. | Traveling waveform optical modulator |
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