JPS6258481B2 - - Google Patents
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- JPS6258481B2 JPS6258481B2 JP56133334A JP13333481A JPS6258481B2 JP S6258481 B2 JPS6258481 B2 JP S6258481B2 JP 56133334 A JP56133334 A JP 56133334A JP 13333481 A JP13333481 A JP 13333481A JP S6258481 B2 JPS6258481 B2 JP S6258481B2
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- stress
- optical fiber
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- fiber
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-
- G—PHYSICS
- G02—OPTICS
- G02B—OPTICAL ELEMENTS, SYSTEMS OR APPARATUS
- G02B6/00—Light guides; Structural details of arrangements comprising light guides and other optical elements, e.g. couplings
- G02B6/10—Light guides; Structural details of arrangements comprising light guides and other optical elements, e.g. couplings of the optical waveguide type
- G02B6/105—Light guides; Structural details of arrangements comprising light guides and other optical elements, e.g. couplings of the optical waveguide type having optical polarisation effects
-
- G—PHYSICS
- G01—MEASURING; TESTING
- G01L—MEASURING FORCE, STRESS, TORQUE, WORK, MECHANICAL POWER, MECHANICAL EFFICIENCY, OR FLUID PRESSURE
- G01L1/00—Measuring force or stress, in general
- G01L1/24—Measuring force or stress, in general by measuring variations of optical properties of material when it is stressed, e.g. by photoelastic stress analysis using infrared, visible light, ultraviolet
- G01L1/242—Measuring force or stress, in general by measuring variations of optical properties of material when it is stressed, e.g. by photoelastic stress analysis using infrared, visible light, ultraviolet the material being an optical fibre
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- Physics & Mathematics (AREA)
- General Physics & Mathematics (AREA)
- Optics & Photonics (AREA)
- Optical Fibers, Optical Fiber Cores, And Optical Fiber Bundles (AREA)
- Waveguides (AREA)
- Manufacture, Treatment Of Glass Fibers (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は、コヒーレント光伝送方式、光フアイ
バ応用計測、集積形光回路との結合等において用
いられる単一直線偏波光フアイバに関し、特に直
交する二つの偏波モード間の遅延時間差を零にす
るようにしたものである。
バ応用計測、集積形光回路との結合等において用
いられる単一直線偏波光フアイバに関し、特に直
交する二つの偏波モード間の遅延時間差を零にす
るようにしたものである。
光フアイバの直交する二つの主軸方向に偏光し
たHE11モードの光に対する伝搬定数をそれぞれ
βx，βyとすると、モード複屈折率（Modal
Birefringence）Ｂは、 Ｂ＝（βx−βy）／ｋ (1) で与えられる。ここで、ｋは真空中の光の波数と
呼ばれ、ｋ＝２π／λ（λは真空中の光の波長）
である。光フアイバの主軸方向に直線偏光の光を
入射した時、曲げや圧力等の外力によつて直線偏
光状態が擾乱を受けないようにするためには、モ
ード複屈折率Ｂが10-6程度以上でなければならな
いことが知られている（R.Ulrich et.al，
“Bending−induced birefringence in single−
mode fibers”，Optics Lett.，Vol.5，No.６，
pp.273〜275，1980）。そこで、第１図に示すよ
うに、クラツド１の中心部に非円形状構造のコア
２を設け（C.Yeh，“Elliptical dielectric
waveguides”，J.of Appl.Phys.，Vol.33，No.11，
pp.3235〜3243，1962）、または、第２図に示す
ようにコア２の両側にコア２およびクラツド１の
材料と熱膨張係数の違う材料で形成した第２クラ
ツド３を配置し、コア２に非対称応力を付与する
ような構造（宮他「内部応力複屈折性単一モード
光フアイバの製造方法」特願昭56−4587号）によ
り、モード複屈折率を大きくすることが提案され
ている。
たHE11モードの光に対する伝搬定数をそれぞれ
βx，βyとすると、モード複屈折率（Modal
Birefringence）Ｂは、 Ｂ＝（βx−βy）／ｋ (1) で与えられる。ここで、ｋは真空中の光の波数と
呼ばれ、ｋ＝２π／λ（λは真空中の光の波長）
である。光フアイバの主軸方向に直線偏光の光を
入射した時、曲げや圧力等の外力によつて直線偏
光状態が擾乱を受けないようにするためには、モ
ード複屈折率Ｂが10-6程度以上でなければならな
いことが知られている（R.Ulrich et.al，
“Bending−induced birefringence in single−
mode fibers”，Optics Lett.，Vol.5，No.６，
pp.273〜275，1980）。そこで、第１図に示すよ
うに、クラツド１の中心部に非円形状構造のコア
２を設け（C.Yeh，“Elliptical dielectric
waveguides”，J.of Appl.Phys.，Vol.33，No.11，
pp.3235〜3243，1962）、または、第２図に示す
ようにコア２の両側にコア２およびクラツド１の
材料と熱膨張係数の違う材料で形成した第２クラ
ツド３を配置し、コア２に非対称応力を付与する
ような構造（宮他「内部応力複屈折性単一モード
光フアイバの製造方法」特願昭56−4587号）によ
り、モード複屈折率を大きくすることが提案され
ている。
非円形状のコア２を有する光フアイバにおい
て、そのモード複屈折率は次式で与えられる。
て、そのモード複屈折率は次式で与えられる。
Ｂ＝（βx0−βy0）／ｋ＋Ｐ・（σx−σy） (2)
ただし、βx0およびβy0は無応力時の伝搬定数、
σxおよびσyは主軸方向の主応力（単位Kg／mm2）
であり、Ｐは石英ガラスの光弾性係数で、 Ｐ＝3.36×10-5（mm2／Kg） (3) である。式(2)の第１項は導波構造性複屈折率Ｂg
（Geometrical anisotropy）と呼ばれ、第２項は
応力誘起複屈折率Ｂs（Stress−induced
birefringence）と呼ばれている。楕円コア光フ
アイバの導波構造性複屈折率Ｂgおよび応力誘起
複屈折率Ｂsを計算した結果を、第３図および第
４図に示す。ただし、図において楕円率εは ε＝１−ｂ／ａ (4) で定義される。一例として、比屈折率差Δ＝0.6
％，楕円率ε＝0.4のとき、Ｂg＝1.2×10-5，Ｂs
＝3.1×10-5であり、モード複屈折率は、 Ｂ＝Ｂg＋Ｂs＝4.3×10-5 (5) であることがわかる。
σxおよびσyは主軸方向の主応力（単位Kg／mm2）
であり、Ｐは石英ガラスの光弾性係数で、 Ｐ＝3.36×10-5（mm2／Kg） (3) である。式(2)の第１項は導波構造性複屈折率Ｂg
（Geometrical anisotropy）と呼ばれ、第２項は
応力誘起複屈折率Ｂs（Stress−induced
birefringence）と呼ばれている。楕円コア光フ
アイバの導波構造性複屈折率Ｂgおよび応力誘起
複屈折率Ｂsを計算した結果を、第３図および第
４図に示す。ただし、図において楕円率εは ε＝１−ｂ／ａ (4) で定義される。一例として、比屈折率差Δ＝0.6
％，楕円率ε＝0.4のとき、Ｂg＝1.2×10-5，Ｂs
＝3.1×10-5であり、モード複屈折率は、 Ｂ＝Ｂg＋Ｂs＝4.3×10-5 (5) であることがわかる。
次に、単一偏波光フアイバの直交する偏波モー
ドの単位長さ当りの遅延時間は、 τx＝１／ｃ ｄβｘ／ｄｋ (6) τy＝１／ｃ ｄβｙ／ｄｋ (7) で与えられる。このとき、両偏波モード間の単位
長さ当りの遅延時間差（偏波分散）Ｄは、 Ｄ＝τx−τy＝１／ｃ（ｄβｘ／ｄｋ−ｄβｙ／ｄｋ
）(8) （ｃは真空中の光の速度） で表わされる。式(1)，(2)より偏波分散Ｄは、 Ｄ＝（τx0−τy0）＋Ｐ／ｃ（σx−σy） (9) で与えられる。式(9)において右辺第１項は非軸対
称応力が無い場合の遅延時間差、第２項は応力に
起因する遅延時間差を表わし、それぞれＤgおよ
びＤsと定義される。ここで、楕円コア光フアイ
バの場合には、Ｄgは Ｄg＝ｎ１／ｃΔ２εＦ（Ｖ） (10) で与えられる。ただし、n1はコアの屈折率、Ｆ
（Ｖ）は規格化周波数Ｖと楕円率εによつて決ま
る関数であつて、第５図のように変化する。また
応力に起因する偏波分散は、第４図から求められ
る。
ドの単位長さ当りの遅延時間は、 τx＝１／ｃ ｄβｘ／ｄｋ (6) τy＝１／ｃ ｄβｙ／ｄｋ (7) で与えられる。このとき、両偏波モード間の単位
長さ当りの遅延時間差（偏波分散）Ｄは、 Ｄ＝τx−τy＝１／ｃ（ｄβｘ／ｄｋ−ｄβｙ／ｄｋ
）(8) （ｃは真空中の光の速度） で表わされる。式(1)，(2)より偏波分散Ｄは、 Ｄ＝（τx0−τy0）＋Ｐ／ｃ（σx−σy） (9) で与えられる。式(9)において右辺第１項は非軸対
称応力が無い場合の遅延時間差、第２項は応力に
起因する遅延時間差を表わし、それぞれＤgおよ
びＤsと定義される。ここで、楕円コア光フアイ
バの場合には、Ｄgは Ｄg＝ｎ１／ｃΔ２εＦ（Ｖ） (10) で与えられる。ただし、n1はコアの屈折率、Ｆ
（Ｖ）は規格化周波数Ｖと楕円率εによつて決ま
る関数であつて、第５図のように変化する。また
応力に起因する偏波分散は、第４図から求められ
る。
一例としてΔ＝0.6％，ε＝0.4，Ｖ＝0.9Vc
（ただしＶcは楕円コア光フアイバのカツトオフ周
波数である。）のとき、Ｆ（Ｖ）＝0.16であるから Ｄg＝11 （ps／Km） (11) となる。またＤsは第４図よりＢs＝3.1×10-5であ
るから Ｄs＝Ｂｓ／ｃ＝103 （ps／Km） (12) であることがわかる。従つて偏波分散は Ｄ＝Ｄg＋Ｄs＝114 （ps／Km） (13) である。
（ただしＶcは楕円コア光フアイバのカツトオフ周
波数である。）のとき、Ｆ（Ｖ）＝0.16であるから Ｄg＝11 （ps／Km） (11) となる。またＤsは第４図よりＢs＝3.1×10-5であ
るから Ｄs＝Ｂｓ／ｃ＝103 （ps／Km） (12) であることがわかる。従つて偏波分散は Ｄ＝Ｄg＋Ｄs＝114 （ps／Km） (13) である。
次に第６図に示すようにｘ軸方向に非軸対称応
力を付与した単一直線偏波光フアイバ（保坂他、
「非対称屈折率溝を有する単一偏波光フアイバ」
光量エレ研資料、OQE81−22，P.43，1981）の
偏波分散の測定について述べる。なお第６図の単
一偏波光フアイバのコア２はGeO2−SiO2から成
り、応力付与層３はB2O3−SiO2から成り、クラ
ツド１はSiO2から成つている。またコア２の比
屈折率差はΔ＝0.61％、コアの楕円率はε＝
0.07、応力付与層の比屈折率差はΔs＝−0.44％、
外径2d＝160μｍである。偏波分散の測定系を第
７図に示す。第７図において、４は半導体レーザ
（λ＝1.29μｍ）、５はレンズ、６はλ／２板、７
は単一偏波フアイバ、８はウオラストンプリズ
ム、９はフイルタ、１０はハーフミラー、１１は
PbS検出器、１２はモニタ、１３は固定ミラー、
１４は可動ミラーである。以下、測定原理を述べ
る。検出器の面上におけるHEｘ １１モードおよび
HEｙ １１モードの光の強度をI1，I2とし、これら二つ
のモード間の遅延時間差をΔτ（＝DL、Ｌはフ
アイバの長さ）とすると、全強度Ｉは Ｉ＝I1＋I2＋２√1 2｜τ（Δγ）｜ cosφ（Δτ）・cosΩ (14) と表わされる。ただしγ，φ，Ωはそれぞれ複素
コヒーレンス度、その位相および二つの偏波光の
検出器面上でなす角度である。出射側のλ/2板６
を調整することによりΩ＝０、すなわちcosΩ＝
１とすることができる。一方、干渉稿の鮮明度Ｖ
は次式で定義される。
力を付与した単一直線偏波光フアイバ（保坂他、
「非対称屈折率溝を有する単一偏波光フアイバ」
光量エレ研資料、OQE81−22，P.43，1981）の
偏波分散の測定について述べる。なお第６図の単
一偏波光フアイバのコア２はGeO2−SiO2から成
り、応力付与層３はB2O3−SiO2から成り、クラ
ツド１はSiO2から成つている。またコア２の比
屈折率差はΔ＝0.61％、コアの楕円率はε＝
0.07、応力付与層の比屈折率差はΔs＝−0.44％、
外径2d＝160μｍである。偏波分散の測定系を第
７図に示す。第７図において、４は半導体レーザ
（λ＝1.29μｍ）、５はレンズ、６はλ／２板、７
は単一偏波フアイバ、８はウオラストンプリズ
ム、９はフイルタ、１０はハーフミラー、１１は
PbS検出器、１２はモニタ、１３は固定ミラー、
１４は可動ミラーである。以下、測定原理を述べ
る。検出器の面上におけるHEｘ １１モードおよび
HEｙ １１モードの光の強度をI1，I2とし、これら二つ
のモード間の遅延時間差をΔτ（＝DL、Ｌはフ
アイバの長さ）とすると、全強度Ｉは Ｉ＝I1＋I2＋２√1 2｜τ（Δγ）｜ cosφ（Δτ）・cosΩ (14) と表わされる。ただしγ，φ，Ωはそれぞれ複素
コヒーレンス度、その位相および二つの偏波光の
検出器面上でなす角度である。出射側のλ/2板６
を調整することによりΩ＝０、すなわちcosΩ＝
１とすることができる。一方、干渉稿の鮮明度Ｖ
は次式で定義される。
フイルタ９で光強度を調整することによりI1＝
I2とすると Ｖ＝｜γ（Δτ）｜ (16) となる。複素コヒーレンス度は、遅延時間差Δτ
＝０のとき｜γ（０）｜＝１となることが知られ
ている。したがつてΔτ＝０のときＶ＝１とな
り、干渉稿の鮮明度も最大となる。第７図におい
て、可動ミラーM2はフアイバの長さがＬのとき
の鮮明度最大となる位置であり、M′2はフアイバ
の長さが１ｍのときの鮮明度最大の位置である。
フアイバの長さが１ｍのときには偏波分散は零と
みなせるから、M2′は干渉計の両アームの長さが
等しい位置である。フアイバの長さがＬのとき、
HEｙ １１モードはHEｘ １１モードに対してΔτ＝（τx
−
τy）Ｌだけ早くフアイバ出射端に到着する。し
たがつて手前のアームの長さをｃΔτだけ短くす
れば鮮明度は最大となる。このときのミラーの移
動量をｌとすると、ｃΔτ＝2lの関係が成立す
る。したがつて偏波分散は Ｄ＝τx−τy＝Δτ／Ｌ＝２ｌ／ｃＬ (17) で与えられる。第６図の単一偏波フアイバの鮮明
度の測定結果を第８図に示す。ミラーの移動量は ｌ＝16.47（mm） （Ｌ＝400ｍ） (18) である。したがつて偏波分散は式(17)より Ｄ＝275 （ps／Km） (19) である。
I2とすると Ｖ＝｜γ（Δτ）｜ (16) となる。複素コヒーレンス度は、遅延時間差Δτ
＝０のとき｜γ（０）｜＝１となることが知られ
ている。したがつてΔτ＝０のときＶ＝１とな
り、干渉稿の鮮明度も最大となる。第７図におい
て、可動ミラーM2はフアイバの長さがＬのとき
の鮮明度最大となる位置であり、M′2はフアイバ
の長さが１ｍのときの鮮明度最大の位置である。
フアイバの長さが１ｍのときには偏波分散は零と
みなせるから、M2′は干渉計の両アームの長さが
等しい位置である。フアイバの長さがＬのとき、
HEｙ １１モードはHEｘ １１モードに対してΔτ＝（τx
−
τy）Ｌだけ早くフアイバ出射端に到着する。し
たがつて手前のアームの長さをｃΔτだけ短くす
れば鮮明度は最大となる。このときのミラーの移
動量をｌとすると、ｃΔτ＝2lの関係が成立す
る。したがつて偏波分散は Ｄ＝τx−τy＝Δτ／Ｌ＝２ｌ／ｃＬ (17) で与えられる。第６図の単一偏波フアイバの鮮明
度の測定結果を第８図に示す。ミラーの移動量は ｌ＝16.47（mm） （Ｌ＝400ｍ） (18) である。したがつて偏波分散は式(17)より Ｄ＝275 （ps／Km） (19) である。
以上の説明から明らかなように、偏波特性を外
乱に対して安定にする目的で作製されたモード複
屈折率Ｂの大きい単一直線偏波光フアイバは、大
きな偏波分散を有することがわかる。
乱に対して安定にする目的で作製されたモード複
屈折率Ｂの大きい単一直線偏波光フアイバは、大
きな偏波分散を有することがわかる。
このような光フアイバにおいては、二つの偏波
モードの間に僅かでもモード結合が有ると、大き
な偏波分散が生じ、コヒーレント光伝送方式等に
おける伝送特性を大幅に劣化させることになる。
モードの間に僅かでもモード結合が有ると、大き
な偏波分散が生じ、コヒーレント光伝送方式等に
おける伝送特性を大幅に劣化させることになる。
本発明の目的は、従来の前述の欠点を除去する
ため、コアとクラツドの比屈折率差、楕円コアの
楕円率応力付与層のB2O3のモル濃度、応力付与
層とコアの比、およびHEｘ １１モードとHEｙ １１モード
の伝搬定数（βx−βy）と真空中の光の波数ｋの
比で定義されるモード複屈折率を所定の値に設定
することにより、偏波分散が零である単一直線偏
波光フアイバを提供することにある。以下図面に
より本発明を詳細に説明する。
ため、コアとクラツドの比屈折率差、楕円コアの
楕円率応力付与層のB2O3のモル濃度、応力付与
層とコアの比、およびHEｘ １１モードとHEｙ １１モード
の伝搬定数（βx−βy）と真空中の光の波数ｋの
比で定義されるモード複屈折率を所定の値に設定
することにより、偏波分散が零である単一直線偏
波光フアイバを提供することにある。以下図面に
より本発明を詳細に説明する。
まず零偏波分散単一直線偏波光フアイバの基本
的構造としては、楕円コアおよび応力付与層を有
する単一モード光フアイバを考える。応力付与楕
円コア光フアイバの偏波分散は、式(9)，(10)より Ｄ＝１／ｃn1Δ２εＦ（Ｖ）＋Ｐ／ｃ・（σx−σy）
(20) と表わせる。したがつて偏波分散を零にするため
には n1Δ２εＦ（Ｖ）＋Ｐ・（σx−σy）＝０(21) でなければならない。このときモード複屈折率Ｂ
は式(2)，(21)より Ｂ＝n1Δ２εＧ（Ｖ）＋Ｐ・（σx−σy） ＝n1Δ２ε〔Ｇ（Ｖ）−Ｆ（Ｖ）〕 ＝n1Δ２εＨ（Ｖ） (22) と表わせる。ただし楕円コアの場合には Ｂg＝（βx0−βy0）／Ｋ ＝n1Δ２εＧ（Ｖ） (23) であり、Ｇ（Ｖ）は第９図に示すようになる。ま
たＨ（Ｖ）の規格化周波数Ｖに対する依存性を第
１０図に示す。
的構造としては、楕円コアおよび応力付与層を有
する単一モード光フアイバを考える。応力付与楕
円コア光フアイバの偏波分散は、式(9)，(10)より Ｄ＝１／ｃn1Δ２εＦ（Ｖ）＋Ｐ／ｃ・（σx−σy）
(20) と表わせる。したがつて偏波分散を零にするため
には n1Δ２εＦ（Ｖ）＋Ｐ・（σx−σy）＝０(21) でなければならない。このときモード複屈折率Ｂ
は式(2)，(21)より Ｂ＝n1Δ２εＧ（Ｖ）＋Ｐ・（σx−σy） ＝n1Δ２ε〔Ｇ（Ｖ）−Ｆ（Ｖ）〕 ＝n1Δ２εＨ（Ｖ） (22) と表わせる。ただし楕円コアの場合には Ｂg＝（βx0−βy0）／Ｋ ＝n1Δ２εＧ（Ｖ） (23) であり、Ｇ（Ｖ）は第９図に示すようになる。ま
たＨ（Ｖ）の規格化周波数Ｖに対する依存性を第
１０図に示す。
単一直線偏波フアイバの偏光特性を外力に対し
て安定にするためには、モード複屈折率Ｂは１×
10-6程度以上でなければならない。
て安定にするためには、モード複屈折率Ｂは１×
10-6程度以上でなければならない。
以下の構造設計では、Ｂ＝１×10-5とＢ＝５×
10-5の二つの場合について計算を行う。
10-5の二つの場合について計算を行う。
以上まとめると、零偏波分散フアイバの構造設
計の手順は次のようになる。
計の手順は次のようになる。
() Ｂ＝n1Δ２εＨ（Ｖ）＝１×10-5または５×
10-5となるような比屈折率差Δ、楕円率ε、規
格化周波数Ｖの組み合わせを決める。このと
き、n1Δ２εＦ（Ｖ）の値も決まる。
10-5となるような比屈折率差Δ、楕円率ε、規
格化周波数Ｖの組み合わせを決める。このと
き、n1Δ２εＦ（Ｖ）の値も決まる。
() （σx−σy）＝−n1Δ２εＦ（Ｖ）／Ｐとな
るような応力付与構造を決める。
るような応力付与構造を決める。
具体的設計を行う前に、楕円コア光フアイバの
カツトオフ周波数Ｖcを知らなければならない。
第１１図に楕円率εとＶcの関係を示す。カツト
オフ波長は λc＝２π／Ｖｃn1a√２ (24) で与えられる。式(21)およびＶ＝（２π／λ）n1a
√２より λｃ／λ＝Ｖ／Ｖｃ (25) なる関係があることが示される。したがつて、単
一モード光フアイバの特性を議論する上では、
Ｖ／Ｖcをパラメータとして用いると便利である
ことがわかる。
カツトオフ周波数Ｖcを知らなければならない。
第１１図に楕円率εとＶcの関係を示す。カツト
オフ波長は λc＝２π／Ｖｃn1a√２ (24) で与えられる。式(21)およびＶ＝（２π／λ）n1a
√２より λｃ／λ＝Ｖ／Ｖｃ (25) なる関係があることが示される。したがつて、単
一モード光フアイバの特性を議論する上では、
Ｖ／Ｖcをパラメータとして用いると便利である
ことがわかる。
第１２図、第１３図、第１４図は楕円率εとＧ
（Ｖ），Ｆ（Ｖ），Ｈ（Ｖ）の関係をＶ／Ｖcをパラ
メータとしてプロツトしたものである。
（Ｖ），Ｆ（Ｖ），Ｈ（Ｖ）の関係をＶ／Ｖcをパラ
メータとしてプロツトしたものである。
以下、Ｂ＝n1Δ２εＨ（Ｖ）＝１×10-5の場合
をcase1，Ｂ＝n1Δ２εＨ（Ｖ）＝５×10-5の場合
をcase2と呼ぶことにする。したがつてcase1では Ｈ（Ｖ）＝１×１０−５／ｎ１Δ２ε≡Q1(26) case2では Ｈ（Ｖ）＝５×１０−５／ｎ１Δ２ε≡Q2(27) を満足するようなΔ，ε，Ｖの組み合わせを求め
ることになる。Q1およびQ2は比屈折率差Δと楕
円率εのみの関数であり、Δをパラメータとして
プロツトすると第１５図、第１６図のようにな
る。したがつて、式(26)または式(27)を満足する
Δ，ε，Ｖの組み合わせは第１４図、第１５図を
重ね合わせて第１４図のＨ（Ｖ）と第１５図の
Q1との交点case１または第１４図と第１６図を
重ね合わせて第１４図のＨ（Ｖ）と第１６図の
Q2との交点case２として求められる。
をcase1，Ｂ＝n1Δ２εＨ（Ｖ）＝５×10-5の場合
をcase2と呼ぶことにする。したがつてcase1では Ｈ（Ｖ）＝１×１０−５／ｎ１Δ２ε≡Q1(26) case2では Ｈ（Ｖ）＝５×１０−５／ｎ１Δ２ε≡Q2(27) を満足するようなΔ，ε，Ｖの組み合わせを求め
ることになる。Q1およびQ2は比屈折率差Δと楕
円率εのみの関数であり、Δをパラメータとして
プロツトすると第１５図、第１６図のようにな
る。したがつて、式(26)または式(27)を満足する
Δ，ε，Ｖの組み合わせは第１４図、第１５図を
重ね合わせて第１４図のＨ（Ｖ）と第１５図の
Q1との交点case１または第１４図と第１６図を
重ね合わせて第１４図のＨ（Ｖ）と第１６図の
Q2との交点case２として求められる。
このようにして求めたΔ，ε，Ｖの関係をＶ／
Ｖcをパラメータとして第１７図case１、第１８
図case２に示す。第１７図、第１８図よりＢ＝１
×10-5case２の場合には、Δは0.3％以上、Ｂ＝
５×10-5case２の場合には、Δは１％以上でなけ
ればならないことがわかる。
Ｖcをパラメータとして第１７図case１、第１８
図case２に示す。第１７図、第１８図よりＢ＝１
×10-5case２の場合には、Δは0.3％以上、Ｂ＝
５×10-5case２の場合には、Δは１％以上でなけ
ればならないことがわかる。
また、比屈折率差Δが大きくなるに従つて、楕
円率εは小さくなることがわかる。
円率εは小さくなることがわかる。
つぎに第１７図、第１８図を用いて導波構造パ
ラメータの具体的設計を行う。以下の設計では、
Ｖ／Ｖc＝0.95、使用波長λ＝1.3μｍとする。し
たがつて式(25)よりカツトオフ波長λc＝1.235μ
ｍとなる。第１７図および第１８図のＶ／Ｖc＝
0.95の曲線より、比屈折率差Δに対するコア長径
ａおよび楕円率εの関係を求めると、第１９図
case１、第２０図case２のようになる。
ラメータの具体的設計を行う。以下の設計では、
Ｖ／Ｖc＝0.95、使用波長λ＝1.3μｍとする。し
たがつて式(25)よりカツトオフ波長λc＝1.235μ
ｍとなる。第１７図および第１８図のＶ／Ｖc＝
0.95の曲線より、比屈折率差Δに対するコア長径
ａおよび楕円率εの関係を求めると、第１９図
case１、第２０図case２のようになる。
以上の導波構造パラメータの設計により零偏波
分散フアイバを実現するための比屈折率差Δ、コ
ア径ａ、楕円率ε等の導波構造パラメータが決め
られた。このとき第１３図よりＦ（Ｖ）も与えら
れる。
分散フアイバを実現するための比屈折率差Δ、コ
ア径ａ、楕円率ε等の導波構造パラメータが決め
られた。このとき第１３図よりＦ（Ｖ）も与えら
れる。
ここでつぎに
σx−σy＝−１／Ｐn1Δ２εＦ（Ｖ） (28)
を満足するように応力付与構造を決定しなければ
ならない。
ならない。
第１３図より、Ｆ（Ｖ）はＶ／Ｖc＝1.0の場合
を除いては正である。したがつて式(28)よりコア
内の応力差は σx−σy＜０ (29) でなければならない。
を除いては正である。したがつて式(28)よりコア
内の応力差は σx−σy＜０ (29) でなければならない。
応力付与層が無い場合には、楕円コアフアイバ
のコア内の応力差は、σx−σy＞０である。した
がつて、応力付与層は第２１図に示すようにｙ軸
方向になければならない。第２１図において、ｎ
sは応力付与層の屈折率、τ１およびτ２はその
内半径および外半径、θsはｙ軸から測つた角度
である。またフアイバの外径は2d＝125μｍであ
る。応力付与構造の設計を行う前に、楕円コアの
コア径、比屈折率差、楕円率は一定で応力付与層
の屈折率（モル分率）を変化させたときの、コア
内の応力差について調べる。
のコア内の応力差は、σx−σy＞０である。した
がつて、応力付与層は第２１図に示すようにｙ軸
方向になければならない。第２１図において、ｎ
sは応力付与層の屈折率、τ１およびτ２はその
内半径および外半径、θsはｙ軸から測つた角度
である。またフアイバの外径は2d＝125μｍであ
る。応力付与構造の設計を行う前に、楕円コアの
コア径、比屈折率差、楕円率は一定で応力付与層
の屈折率（モル分率）を変化させたときの、コア
内の応力差について調べる。
ただし、応力付与層のドーパントとしては
B2O3を考える。
B2O3を考える。
第２２図および第２３図は、Δ＝0.5％、ε＝
0.52、ａ＝5.2μｍおよびΔ＝1.0％、ε＝0.18、
ａ＝2.5μｍの場合の応力付与層の比屈折率差−
Δsと応力差（σx−σy）の関係を示したもので
ある。ここで、Δsは Δs＝ｎｓ ２−ｎ２ ２／２ｎ２ ２ (30) で与えられる。またγ１＝5b，γ２＝10bとし
（ｂはコア短径）、有限要素法を用いて解析した。
第２２図、第２３図からわかるように、応力付与
層が無い場合にはσx−σy＞０であるが、応力付
与層の屈折率差（モル分率）−Δsが大きくなるに
従つてσx−σy＜０となる。またσx−σyはΔsと
比例関係にあることがわかる。
0.52、ａ＝5.2μｍおよびΔ＝1.0％、ε＝0.18、
ａ＝2.5μｍの場合の応力付与層の比屈折率差−
Δsと応力差（σx−σy）の関係を示したもので
ある。ここで、Δsは Δs＝ｎｓ ２−ｎ２ ２／２ｎ２ ２ (30) で与えられる。またγ１＝5b，γ２＝10bとし
（ｂはコア短径）、有限要素法を用いて解析した。
第２２図、第２３図からわかるように、応力付与
層が無い場合にはσx−σy＞０であるが、応力付
与層の屈折率差（モル分率）−Δsが大きくなるに
従つてσx−σy＜０となる。またσx−σyはΔsと
比例関係にあることがわかる。
これらの結果をもとにして式(28)の関係を満足
するような応力付与層の比屈折率差（モル分率）
を計算した結果を第２４図case１、第２５図case
２に示す。
するような応力付与層の比屈折率差（モル分率）
を計算した結果を第２４図case１、第２５図case
２に示す。
以上、まとめると第１９図、第２０図に示され
るような導波構造パラメータと、第２４図、第２
５図に示すような応力付与構造を有する応力付与
楕円コアフアイバによつて、零偏波分散単一直線
偏波光フアイバを実現することができる。
るような導波構造パラメータと、第２４図、第２
５図に示すような応力付与構造を有する応力付与
楕円コアフアイバによつて、零偏波分散単一直線
偏波光フアイバを実現することができる。
以上の説明により明らかなとおり、本発明の零
偏波分散単一直線偏波光フアイバは、単一直線偏
波光フアイバの偏光維持特性を損なうことなく、
偏波分散を零にすることができるので、コヒーレ
ント光伝送方式、光フアイバ応用計測、または集
積形光回路との結合等において大きな利点を有す
る。
偏波分散単一直線偏波光フアイバは、単一直線偏
波光フアイバの偏光維持特性を損なうことなく、
偏波分散を零にすることができるので、コヒーレ
ント光伝送方式、光フアイバ応用計測、または集
積形光回路との結合等において大きな利点を有す
る。
この実施例では、コアの比屈折率差としてΔ
３％の場合を示した。これはコアのドーパント濃
度の増加により、レーリ散乱損失が増大すること
を考慮したためであるが、フアイバの損失を左程
問題にしないフアイバセンサ等への応用において
は、コアの比屈折率差が５％程度のものも考えら
れる。このような場合も、この実施例に示したよ
うな設計手順によつて零偏波分散単一偏波フアイ
バを実現することができる。
３％の場合を示した。これはコアのドーパント濃
度の増加により、レーリ散乱損失が増大すること
を考慮したためであるが、フアイバの損失を左程
問題にしないフアイバセンサ等への応用において
は、コアの比屈折率差が５％程度のものも考えら
れる。このような場合も、この実施例に示したよ
うな設計手順によつて零偏波分散単一偏波フアイ
バを実現することができる。
また応力付与層のドーパントによる吸収損失
（応力付与層であるB2O3−SiO2による赤外吸収に
基づく損失の増加を避けるために、この実施例で
は応力付与層をコア短径の５倍以上離したが、こ
れについても前述のように損失増を左程問題にし
ない場合には、応力付与層はコアに隣接していて
もよい。逆に応力付与層がコア短径の15倍程度ま
で離れている場合でも、応力付与層のドーパント
濃度を増加すれば、零偏波分散を実現できること
は明らかである。
（応力付与層であるB2O3−SiO2による赤外吸収に
基づく損失の増加を避けるために、この実施例で
は応力付与層をコア短径の５倍以上離したが、こ
れについても前述のように損失増を左程問題にし
ない場合には、応力付与層はコアに隣接していて
もよい。逆に応力付与層がコア短径の15倍程度ま
で離れている場合でも、応力付与層のドーパント
濃度を増加すれば、零偏波分散を実現できること
は明らかである。
さらに応力付与層のドーパントとして熱膨張係
数が減少するようなTiO2を用いる場合には、こ
の実施例で示したように、応力付与層がｙ方向に
配置された構造ではなく、ｘ方向に配置された構
造になる。
数が減少するようなTiO2を用いる場合には、こ
の実施例で示したように、応力付与層がｙ方向に
配置された構造ではなく、ｘ方向に配置された構
造になる。
この実施例では、コアの楕円率として0.1ε
0.6の場合を取り扱つたが、接続損失の増加を
問題にしない場合にはε＝0.9程度のフアイバま
で零偏波分散単一偏波フアイバとして用いられ
る。
0.6の場合を取り扱つたが、接続損失の増加を
問題にしない場合にはε＝0.9程度のフアイバま
で零偏波分散単一偏波フアイバとして用いられ
る。
第１図は楕円コア光フアイバの構成例を示す横
断面図、第２図は非軸対称応力付与形光フアイバ
の構成例を示す横断面図、第３図は楕円コア光フ
アイバの導波構造性複屈折率Ｂgを表わすグラ
フ、第４図は楕円コア光フアイバの応力誘起複屈
折率Ｂsを表わすグラフ、第５図は楕円コア光フ
アイバの偏波分散特性を決めるＦ（Ｖ）を表わす
グラフ、第６図は非軸対称応力付与形単一直線偏
波フアイバの横断面図、第７図は偏波分散の測定
系を表わす図、第８図はフアイバの長さ１ｍと
400ｍのときの干渉稿の鮮明度を表わすグラフ、
第９図は楕円コア光フアイバの導波構造性複屈折
率を決めるＧ（Ｖ）を表わすグラフ、第１０図は
楕円コア光フアイバのＨ（Ｖ）＝Ｇ（Ｖ）−Ｆ
（Ｖ）を表わすグラフ、第１１図は楕円コア光フ
アイバのカツトオフ規格化周波数Ｖcを表わすグ
ラフ、第１２図は第９図のＧ（Ｖ）を楕円率εに
対して表わしたグラフ、第１３図は第５図のＦ
（Ｖ）を楕円率εに対して表わしたグラフ、第１
４図は第１０図のＨ（Ｖ）を楕円率εに対して表
わしたグラフ、第１５図はQ1＝10-5／n1Δ２εを
楕円率εに対して表わしたグラフ、第１６図は
Q2＝５×10-5／n1Δ２εを楕円率εに対して表わ
したグラフ、第１７図はＨ（Ｖ）＝１×10-5／n1
Δ２εを満足する導波構造パラメータを表すグラ
フ、第１８図はＨ（Ｖ）＝５×10-5／n1Δ２εを
満足する導波構造パラメータを表わすグラフ、第
１９図は零偏波分散単一直線偏波フアイバを実現
するための導波構造パラメータを表わすグラフ
（モード複屈折率Ｂ＝１×10-5の場合）、第２０図
は零偏波分散単一直線偏波フアイバを実現するた
めの導波構造パラメータを表わすグラフ（モード
複屈折率Ｂ＝５×10-5の場合）、第２１図は零偏
波分散単一直線偏波光フアイバの一実施例を表わ
す図、第２２図は応力付与層の比屈折率差Δs
（モル分率）とコアの応力差（σx−σy）の関係
を表わすグラフ、第２３図は応力付与層の比屈折
率差Δs（モル分率）とコアの応力差（σx−σ
y）の関係を表わすグラフ、第２４図は零偏波分
散単一直線偏波フアイバを実現するための応力付
与構造を表わすグラフ（モード複屈折率Ｂ＝１×
10-5の場合）、第２５図は零偏波分散単一直線偏
波フアイバを実現するための応力付与構造を表わ
すグラフ（モード複屈折率Ｂ＝５×10-5の場合）
である。 １……クラツド、２……コア、３……応力付与
層、４……半導体レーザ（λ＝1.29μｍ）、５…
…レンズ、６……λ／２板、７……単一偏波フア
イバ、８……ウオラストンプリズム、９……フイ
ルタ、１０……ハーフミラー、１１……PbS検出
器、１２……モニタ、１３……固定ミラー、１４
……可動ミラー。
断面図、第２図は非軸対称応力付与形光フアイバ
の構成例を示す横断面図、第３図は楕円コア光フ
アイバの導波構造性複屈折率Ｂgを表わすグラ
フ、第４図は楕円コア光フアイバの応力誘起複屈
折率Ｂsを表わすグラフ、第５図は楕円コア光フ
アイバの偏波分散特性を決めるＦ（Ｖ）を表わす
グラフ、第６図は非軸対称応力付与形単一直線偏
波フアイバの横断面図、第７図は偏波分散の測定
系を表わす図、第８図はフアイバの長さ１ｍと
400ｍのときの干渉稿の鮮明度を表わすグラフ、
第９図は楕円コア光フアイバの導波構造性複屈折
率を決めるＧ（Ｖ）を表わすグラフ、第１０図は
楕円コア光フアイバのＨ（Ｖ）＝Ｇ（Ｖ）−Ｆ
（Ｖ）を表わすグラフ、第１１図は楕円コア光フ
アイバのカツトオフ規格化周波数Ｖcを表わすグ
ラフ、第１２図は第９図のＧ（Ｖ）を楕円率εに
対して表わしたグラフ、第１３図は第５図のＦ
（Ｖ）を楕円率εに対して表わしたグラフ、第１
４図は第１０図のＨ（Ｖ）を楕円率εに対して表
わしたグラフ、第１５図はQ1＝10-5／n1Δ２εを
楕円率εに対して表わしたグラフ、第１６図は
Q2＝５×10-5／n1Δ２εを楕円率εに対して表わ
したグラフ、第１７図はＨ（Ｖ）＝１×10-5／n1
Δ２εを満足する導波構造パラメータを表すグラ
フ、第１８図はＨ（Ｖ）＝５×10-5／n1Δ２εを
満足する導波構造パラメータを表わすグラフ、第
１９図は零偏波分散単一直線偏波フアイバを実現
するための導波構造パラメータを表わすグラフ
（モード複屈折率Ｂ＝１×10-5の場合）、第２０図
は零偏波分散単一直線偏波フアイバを実現するた
めの導波構造パラメータを表わすグラフ（モード
複屈折率Ｂ＝５×10-5の場合）、第２１図は零偏
波分散単一直線偏波光フアイバの一実施例を表わ
す図、第２２図は応力付与層の比屈折率差Δs
（モル分率）とコアの応力差（σx−σy）の関係
を表わすグラフ、第２３図は応力付与層の比屈折
率差Δs（モル分率）とコアの応力差（σx−σ
y）の関係を表わすグラフ、第２４図は零偏波分
散単一直線偏波フアイバを実現するための応力付
与構造を表わすグラフ（モード複屈折率Ｂ＝１×
10-5の場合）、第２５図は零偏波分散単一直線偏
波フアイバを実現するための応力付与構造を表わ
すグラフ（モード複屈折率Ｂ＝５×10-5の場合）
である。 １……クラツド、２……コア、３……応力付与
層、４……半導体レーザ（λ＝1.29μｍ）、５…
…レンズ、６……λ／２板、７……単一偏波フア
イバ、８……ウオラストンプリズム、９……フイ
ルタ、１０……ハーフミラー、１１……PbS検出
器、１２……モニタ、１３……固定ミラー、１４
……可動ミラー。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 楕円コアと、このコアに非軸対称応力を付与
するために、楕円コアの短径の両側にB2O3を含
む応力付与層を配置した非軸対称応力付与構造の
単一直線偏波光フアイバにおいて、コアとクラツ
ドの比屈折率差Δが、0.004≦Δ≦0.05であり、
楕円コアの長半径ａ、短半径ｂよりε＝１−ｂ／ａで 定義される楕円率εが0.01≦ε≦0.9であり、応
力付与層のB2O3のモル濃度が１〜25モル％であ
り、応力付与層をコア短径の５〜15倍コアから離
してあり、かつHEｘ １１モードとHEｙ １１モードの伝搬
定数差（βx−βy）と真空中の光の波数ｋの比で
定義されるモード複屈折率Ｂ＝（βx−βy）／ｋ
がＢ≧１×10-6であり、偏波分散すなわち直交す
るHEｘ １１モードとHEｙ １１モードの間の遅延時間差を
零にしたことを特徴とする零偏波分散単一直線偏
波光フアイバ。
Priority Applications (7)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56133334A JPS5835503A (ja) | 1981-08-27 | 1981-08-27 | 零偏波分散単一直線偏波光フアイバ |
| US06/388,543 US4480897A (en) | 1981-08-27 | 1982-06-15 | Single-polarization single-mode optical fiber |
| CA000407783A CA1181274A (en) | 1981-08-27 | 1982-07-21 | Single-polarization single-mode optical fiber |
| GB08221897A GB2104680B (en) | 1981-08-27 | 1982-07-29 | Single-polarization single-mode optical fiber |
| NLAANVRAGE8203146,A NL187873C (nl) | 1981-08-27 | 1982-08-10 | Optische vezel met enkelvoudige polarisatie en enkelvoudige modus. |
| FR8214175A FR2512214B1 (fr) | 1981-08-27 | 1982-08-16 | Perfectionnements a des fibres optiques monomodes |
| DE3231832A DE3231832C2 (de) | 1981-08-27 | 1982-08-26 | Optische Faser |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56133334A JPS5835503A (ja) | 1981-08-27 | 1981-08-27 | 零偏波分散単一直線偏波光フアイバ |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5835503A JPS5835503A (ja) | 1983-03-02 |
| JPS6258481B2 true JPS6258481B2 (ja) | 1987-12-07 |
Family
ID=15102284
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP56133334A Granted JPS5835503A (ja) | 1981-08-27 | 1981-08-27 | 零偏波分散単一直線偏波光フアイバ |
Country Status (7)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4480897A (ja) |
| JP (1) | JPS5835503A (ja) |
| CA (1) | CA1181274A (ja) |
| DE (1) | DE3231832C2 (ja) |
| FR (1) | FR2512214B1 (ja) |
| GB (1) | GB2104680B (ja) |
| NL (1) | NL187873C (ja) |
Families Citing this family (22)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| DE3213704A1 (de) * | 1982-04-14 | 1984-02-02 | ANT Nachrichtentechnik GmbH, 7150 Backnang | Monomode lichtleitfaser |
| US4515436A (en) * | 1983-02-04 | 1985-05-07 | At&T Bell Laboratories | Single-mode single-polarization optical fiber |
| JPS6019110A (ja) * | 1983-07-13 | 1985-01-31 | Nippon Telegr & Teleph Corp <Ntt> | 絶対単一偏波光フアイバ |
| US4664473A (en) * | 1985-04-01 | 1987-05-12 | Corning Glass Works | Optical fiber formed of MgO--Al2 O3 --SiO2 glass |
| GB2209846B (en) * | 1987-09-17 | 1992-03-04 | Pirelli General Plc | Optical fibre wavelength filter having two cores |
| JPH01237507A (ja) * | 1987-12-04 | 1989-09-22 | Nippon Telegr & Teleph Corp <Ntt> | 絶対単一偏波光ファイバ |
| US5056888A (en) * | 1989-07-17 | 1991-10-15 | Minnesota Mining And Manufacturing Company | Single-mode, single-polarization optical fiber |
| FR2672755B1 (fr) * | 1991-02-12 | 1993-05-07 | Thomson Csf | Procede de codage en binaire des points d'une constellation utilisee dans une modulation multiporteuse de type ofdm. |
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| DE19810812A1 (de) * | 1998-03-12 | 1999-09-16 | Siemens Ag | Optisches Übertragungselement sowie Verfahren zur Reduzierung dessen Polarisationsmoden-Dispersion |
| US6208776B1 (en) * | 1998-04-08 | 2001-03-27 | Physical Optics Corporation | Birefringent fiber grating sensor and detection system |
| US6778747B1 (en) | 1998-09-09 | 2004-08-17 | Corning Incorporated | Radially varying and azimuthally asymmetric optical waveguide fiber |
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| WO2002103411A2 (en) * | 2001-06-19 | 2002-12-27 | Stockeryale, Inc. | Fiber optic possessing shear stress in core |
| KR100454232B1 (ko) * | 2002-07-04 | 2004-10-26 | 광주과학기술원 | 편광유지형 광섬유 및 그 제조방법 |
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| US20060133753A1 (en) * | 2004-12-22 | 2006-06-22 | Nelson Brian K | Hole assisted fiber device and fiber preform |
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| CN103030270A (zh) * | 2013-01-06 | 2013-04-10 | 北京一轻研究院 | 一种y波导用领结型保偏光纤的制造方法 |
| CN106886071B (zh) * | 2017-03-23 | 2019-05-21 | 华中科技大学 | 一种本征模完全分离的退简并多模光纤 |
| US11916348B2 (en) * | 2019-07-31 | 2024-02-27 | Huawei Technologies Canada Co., Ltd. | Polarization-maintaining highly elliptical core fiber with stress-induced birefringence |
Family Cites Families (9)
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|---|---|---|---|---|
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-
1981
- 1981-08-27 JP JP56133334A patent/JPS5835503A/ja active Granted
-
1982
- 1982-06-15 US US06/388,543 patent/US4480897A/en not_active Expired - Lifetime
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