WO2001059495A1 - Interferometre optique a guide d'ondes - Google Patents

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WO2001059495A1
WO2001059495A1 PCT/JP2001/000938 JP0100938W WO0159495A1 WO 2001059495 A1 WO2001059495 A1 WO 2001059495A1 JP 0100938 W JP0100938 W JP 0100938W WO 0159495 A1 WO0159495 A1 WO 0159495A1
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waveguide
waveguides
optical
type optical
optical interferometer
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Yasuyuki Inoue
Yasuaki Hashizume
Yoshinori Hibino
Akio Sugita
Yasuhiro Hida
Hiroshi Takahashi
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Nippon Telegraph And Telephone Corporation
Ntt Electronics Corporation
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    • G02B2006/12159—Interferometer

Definitions

  • the present invention relates to a waveguide-type optical interferometer composed of a planar optical waveguide, and more particularly, to the polarization dependence of an optical interferometer by utilizing the fact that the waveguide birefringence depends on the waveguide core width.
  • the technology relates to technology that compensates for characteristics or conversely emphasizes polarization dependence. Background art
  • an optical wavelength division multiplexing communication system (WDM system) using a plurality of optical wavelengths is being actively pursued in order to expand communication capacity.
  • WDM system optical wavelength division multiplexing communication system
  • the transmitting side multiplexes optical signals of multiple wavelengths
  • the receiving side multiplexes optical signals in one optical fiber into different ports.
  • An arrayed waveguide grating type optical wavelength multiplexer / demultiplexer (hereinafter abbreviated as AWG) is widely used as a demultiplexer.
  • Fig. 18 shows the conventional AWG circuit configuration.
  • the light incident on the input waveguide 1 is diffracted by the first slab waveguide 2 in the horizontal direction with respect to the substrate 3, and is coupled to the plurality of arrayed waveguides 4. Since the adjacent array waveguides 4 each have a constant optical path length difference, when coupled to the second slab waveguide 5, the plurality of light beams have a wavelength-dependent phase difference. As a result, the position of the focal point generated by the interference of the plurality of light beams changes depending on the wavelength.
  • the AWG functions as an optical wavelength multiplexer / demultiplexer that collectively multiplexes / demultiplexes a plurality of optical wavelengths.
  • the core widths of the array waveguides 4 are designed to be equal to each other.
  • AWGs have been fabricated using waveguides of various materials such as glass, polymers and semiconductors, and the results have been reported.
  • MK Smith "New focus ing and dispersive planar component based on an optical phased array, Electronics Letters, vol. 24, no. 7, pp. 385-386, Mar. 1988.
  • Y. Hida et al. "Polymeric arrayed- waveguide grating multiplexer operating around 1.3 mm,” Electronics Letters, vol. 30, pp. 959-960, 1994.
  • M. Zirngibl et al. Polyization compensated waveguide grating router on InP," Electronics Letters, vol. 31, no. 19, pp. 1662-1664, 1995.).
  • the effective refractive index differs between TM light having an electric field component in a direction perpendicular to the substrate and TE light having an electric field component in a direction parallel to the substrate.
  • the difference between these effective refractive indices is called waveguide birefringence and is defined by the following equation (1).
  • beta is a waveguide Michifuku refraction
  • ⁇ ⁇ , ⁇ ⁇ each represents the effective refractive index of the TM light and TE light.
  • the causes of waveguide birefringence include stress-induced birefringence and structural birefringence.
  • the AWG center wavelength of TM light and TE light is expressed by the following equation (2).
  • ⁇ ⁇ and ⁇ ⁇ are the AWG center wavelengths of TM light and TE light
  • AL is the difference between the lengths of adjacent arrayed waveguides
  • m is the diffraction order (integer).
  • a 12-wave plate 7 whose main axis is inclined by 45 ° in the arrayed waveguide 4 at the center of the AWG is inserted through a groove 8 How to buy is expedient.
  • the 1Z2 wavelength plate 7 functions as a polarization mode converter for TM light and TE light, and by exchanging TM light and TE light at the center of the AWG circuit, averages the characteristics as a whole, The polarization dependence is eliminated.
  • the absolute value of the waveguide birefringence is suppressed to 2 X10- 5 below.
  • the negative sign indicates the compressive stress
  • the positive sign indicates the tensile stress.
  • the method of the second example of the prior art does not require additional work associated with the insertion of the 1Z2 wave plate 7 and does not cause excessive loss, as compared with the method of the first example of the prior art.
  • This is a promising method.
  • the compressive stress of the glass is very weak, cracks easily occur in the quartz glass layer during the AWG fabrication process, and the amount of dopant in the quartz glass layer is large.
  • the crystallization of the waveguide occurs and the insertion loss of light in the waveguide increases. This low reliability is a fatal problem for communication optical components.
  • the solution was strongly sought.
  • each of the two polarization-independent methods introduced in the prior art had problems to be solved.
  • the conventional method of the first example using the 12-wavelength plate has a problem that additional work and excessive loss of light occur due to the insertion of the 12-wavelength plate.
  • the second conventional method of increasing the number of punts and eliminating the thermal stress of the glass had a problem in its reliability.
  • An object of the present invention is to solve these problems and to provide a low-cost, highly reliable, polarization-independent waveguide-type optical interferometer. Disclosure of the invention
  • the present invention makes use of this phenomenon to eliminate the polarization dependence of the AWG without using any additional work or members. More specifically, the polarization dependence of the AWG is eliminated by changing the effective core width of the array waveguide one by one.
  • an optical interferometer including an optical waveguide on a substrate, wherein the optical interferometer includes an optical branching section and a plurality of optical waveguides having different lengths. , And an optical coupling section, wherein the plurality of optical waveguides having different lengths have different average core widths in the longitudinal direction.
  • a second aspect of the present invention is directed to an optical interferometer including an optical waveguide on a substrate, wherein the optical interferometer includes an optical branch portion, a plurality of optical waveguides having different lengths, A plurality of optical waveguides having different lengths, wherein the average core width in the longitudinal direction of the plurality of optical waveguides having different lengths is wide for short optical waveguides and narrow for long optical waveguides.
  • the value obtained by integrating the birefringence of the plurality of optical waveguides having different lengths in the longitudinal direction is equal among the plurality of optical waveguides.
  • the waveguide type optical interferometer is an arrayed waveguide grating type optical wavelength multiplexer / demultiplexer comprising two slab waveguides and a plurality of arrayed waveguides having different lengths connecting the two slab waveguides.
  • the array optical waveguide core widths are different from each other according to the length of each array waveguide, and are constant except for a connection portion with the slab waveguide.
  • the waveguide type optical interferometer is an arrayed waveguide grating type optical wavelength multiplexer / demultiplexer comprising two slab waveguides and a plurality of arrayed waveguides having different lengths connecting the two slab waveguides.
  • the array optical waveguide is composed of two types of waveguides with two core widths except for the connection with the slab waveguide, and the ratio of the two types of waveguide lengths differs between the multiple arrayed waveguides. It can be a feature.
  • the waveguide type optical interferometer is connected to a first slab waveguide, a second slab waveguide, a plurality of array waveguides connecting the first and second slab waveguides having different lengths, and the first slab waveguide.
  • An array waveguide grating type optical wavelength multiplexer / demultiplexer comprising one or a plurality of input waveguides and one or a plurality of output waveguides connected to the second slab waveguide.
  • the core width averaged in the longitudinal direction of the waveguide is wide for a short optical waveguide and narrow for a long optical waveguide.
  • the value obtained by integrating the birefringence of the plurality of arrayed waveguides in the longitudinal direction is a plurality of arrays. It can be characterized that they are equal between the waveguides.
  • each of the plurality of arrayed waveguides may have a constant width in a longitudinal direction except for a connection portion with the first and second slab waveguides. Further, each of the plurality of arrayed waveguides is configured with two or more types of core width except for a connection portion with the first and second slab waveguides. The ratio of a plurality of types of waveguide lengths may be different from each other among a plurality of arrayed waveguides.
  • the waveguides having two or more kinds of core widths are connected by a taper whose width continuously changes.
  • the taper for connecting the waveguides having different core widths may be configured by connecting a plurality of waveguides having different widths.
  • the vicinity of the central portion of the plurality of arrayed waveguides having different lengths may be a straight waveguide.
  • the waveguide type optical interferometer is a Mach-Zehng optical interferometer including two optical power bras and two waveguides connecting the optical power bras and having different lengths, and a core width of the two optical waveguides is At least in part, the average core width of a relatively short waveguide is wider than the average core width of a long waveguide.
  • the waveguide type optical interferometer is a Mach-Zehnder optical interferometer comprising two optical power bras and two waveguides of different lengths connecting the optical power bras, and the core width of the two optical waveguides is At least in part, they are different from each other in that values obtained by integrating the birefringence of the two optical waveguides in the longitudinal direction are different from each other by 1 Z 2 of the optical wavelength used.
  • the waveguide type optical interferometer can be characterized in that it is constituted by a silica glass optical waveguide on a silicon substrate.
  • the internal stress of the core film constituting the optical waveguide of the waveguide type optical interferometer is twice or more larger than the internal stress of the upper cladding film.
  • FIG. 1 is a perspective view showing a configuration of a polarization independent AWG (arrayed waveguide grating type optical wavelength multiplexer / demultiplexer) according to the first embodiment of the present invention
  • Fig. 2 is a top view of the polarization-independent AWG of Fig. 1 emphasized to show the core width of the arrayed waveguide section;
  • FIG.3 is a graph showing the core width dependence of the waveguide birefringence in relation to the waveguide birefringence and the waveguide core width;
  • FIG.4A-4E is a process diagram showing a fabrication process of the polarization-independent AWG of the first embodiment of the present invention.
  • FIG. 5 is a graph showing the transmission spectrum characteristic of the polarization-independent AWG according to the first embodiment of the present invention in relation to the transmittance and the wavelength;
  • FI G.6 is a comparative example of FI G.5 with the first embodiment of the present invention.
  • FIG. 7 is a perspective view showing the configuration of a polarization independent AWG according to the second embodiment of the present invention.
  • Fig. 8 is a top view of the polarization-independent AWG of Fig. 7 emphasized to show the core width of the arrayed waveguide section;
  • FIG. 9 is a graph showing the transmission spectrum characteristics of the polarization independent AWG according to the second embodiment of the present invention in relation to the transmittance and the wavelength;
  • FIG. 10 is a top view in which the core width of the arrayed waveguide portion of the polarization independent AWG according to the third embodiment of the present invention is emphasized so as to be understood;
  • FIG. 11 is an enlarged view of an arrayed waveguide tapered portion of the polarization-independent AWG according to the third embodiment of the present invention.
  • FIG.12 is a top view in which the core width of the ray waveguide portion of the polarization independent AWG of the fourth embodiment of the present invention is emphasized so as to be understood;
  • FIG. 13 is a top view in which the core width of the arrayed waveguide portion of the polarization independent AWG according to the fifth embodiment of the present invention is emphasized so as to be understood;
  • FIG. 14 is a schematic diagram showing a configuration of a polarization-independent asymmetric Matsuhatsu Nissan optical interferometer according to a sixth embodiment of the present invention.
  • FIG. 15 is a graph showing the transmission spectrum characteristic of the polarization-independent asymmetric Mach-Zehng optical interferometer according to the sixth embodiment of the present invention in the relationship between the optical input loss and the optical frequency;
  • FIG. 16 shows a transmission spectrum characteristic of a conventional asymmetric Mach-Zeng optical interferometer (single core width 7 ⁇ m) as an example of comparison with the sixth embodiment of the present invention of FIG. A graph showing the relationship between the input loss and the optical frequency;
  • FIG. 17 is a schematic diagram showing a configuration of a polarization beam splitter according to a seventh embodiment of the present invention.
  • FIG. 18 is a perspective view showing a configuration example of a conventional AWG
  • FIG. 19 is a perspective view showing another configuration example of the conventional AWG. BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
  • FIG. 1 shows a circuit configuration of a polarization independent AWG (arrayed waveguide grating type optical wavelength multiplexer / demultiplexer) according to the first embodiment of the present invention.
  • 100 array waveguides 104 are arranged. Except for the taper (not shown) at the connection with the slab waveguides 102 and 105, the array waveguides are arranged. Waveguides 104 have different core widths one by one. Other configurations are the same as those of the above-described conventional example of FIG. 18 AWG.
  • 101 is an input waveguide
  • 102 is an input slab waveguide
  • 103 is a silicon substrate
  • 105 is an output slab waveguide
  • 106 is an output waveguide.
  • FIG. 2 shows a top view in which the core width of the array waveguide portion of FIG. 1 is emphasized so as to be understood.
  • the core width of the array waveguide 104 is designed to gradually decrease from the inside (short array waveguide side) to the outside (long array waveguide side).
  • 202 indicates the innermost array waveguide having a core width of 8.2 microns
  • 201 indicates the outermost core waveguide having a width of 5.8 microns.
  • FIG. 3 shows the relationship between the waveguide birefringence B and the core width w, which is the key to the present invention.
  • FIG.3 shows that the waveguide birefringence B increases as the waveguide core width w increases.
  • the dependence of the waveguide birefringence on the core width is directly opposite to the dependence of the structural birefringence on the core width. That is, the structural birefringence decreases as the core width increases.
  • the waveguide birefringence in the present embodiment is a stress-induced birefringence. Stress-induced birefringence strongly depends on the core glass, clad glass, substrate material, and coefficient of thermal expansion. In this embodiment, a material is used in which the internal stress of the core glass film is at least twice as large as that of the clad glass film.
  • the core width dependence of the waveguide birefringence of FIG. 3 will be described below.
  • An intuitive understanding is that in regions where the core width is sufficiently narrower than the core thickness (in extreme cases, the core width is 0), Path birefringence is governed by the internal stress of the cladding glass film.
  • the waveguide birefringence is governed by the internal stress of the core glass film.
  • the dependency that the waveguide birefringence increases as the core width increases.
  • the present invention makes use of the core width dependence of the waveguide birefringence of FIG. 3 discovered this time, thereby eliminating the waveguide birefringence itself to 0 and the central wavelength ⁇ TM of TM light and TE light. It relates to a method for matching the center wavelengths ⁇ ⁇ .
  • Lower clad glass soot was S i 0 2 mainly by flame hydrolysis deposition on the silicon substrate 103
  • an etching mask 405 is formed on the core glass 404 by using a photolithography technique (FIG. 4C), and the core glass 404 is patterned by reactive ion etching (FIG. 4D).
  • the upper clad glass 406 is formed again by the flame deposition method.
  • the upper cladding glass 406 by adding a dopant such as B 2 0 3 and P 2 ⁇ 5 lowers the glass transition temperature, even so enters the upper cladding glass 406 to each of the narrow gap core glass 404 and the core glass 404 (FI G. 4E) o
  • the compressive stress applied from the silicon substrate to the glass layer is reduced, and the waveguide birefringence is reduced. And the weather resistance of the glass is inferior.
  • the amount of dopant added to the cladding glass 406 is suppressed and silicon A stress of 11 OMPa or less (compressive stress of 10 MPa or more) is generated from the substrate 103 to the glass layer.
  • the AWG is designed so that the optical path length difference between adjacent arrayed waveguides is constant.
  • the central wavelength lambda Taumyu the TM and TE modes, lambda Tauipushiron the following equation (4), is expressed by (5).
  • L k and L k + 1 indicate the lengths of the k-th and k + 1-th arrayed waveguides. Therefore, the condition for eliminating the deviation of the center wavelength due to polarization should be that the right sides of Eqs. (4) and (5) are equal. That is, if the following expression (6) is satisfied, the deviation of the center wavelength due to polarization is eliminated, and the polarization dependence of the AWG is eliminated.
  • Equation (6) means that the polarization dependence is eliminated if the birefringence integrated in the longitudinal direction becomes constant between different arrayed waveguides.
  • each array waveguide is designed to be constant in the longitudinal direction
  • Equation (6) is simply written as equation (7) below.
  • B k -L k const. (7)
  • B k is the birefringence of the k-th array waveguide.
  • Equation (7) means that if the birefringence of a short array waveguide is large and the birefringence of a long array waveguide is small, the polarization dependence of the AWG will be eliminated.
  • the core width of the longest arrayed waveguide 201 was found as shown in Fig. 2. In 5.8 microns, the core width of the shortest arrayed waveguide 202 was 8.2 microns.
  • the difference in physical length between adjacent array waveguides is constant because the effective refractive index is the same for all array waveguides. there were.
  • the core width of each array waveguide is different, the effective refractive index is different accordingly.
  • the difference in physical length between adjacent array waveguides is not always constant.
  • the difference in physical length between adjacent arrayed waveguides is constant, but if the effective refractive index is not proportional to the core width, The difference in physical length between adjacent arrayed waveguides is not constant. In the present embodiment, the difference in physical length between adjacent arrayed waveguides is not constant because the effective refractive index is not proportional to the core width.
  • Fig. 5 shows the transmission spectrum of the AWG fabricated using the above design. The deviation between ⁇ ⁇ and ⁇ ⁇ was less than 0.007 nm (below the measurement limit).
  • Fig. 6 shows the transmission spectrum of a conventional AWG fabricated using a single core width (7.0 microns). The deviation between ⁇ ⁇ and ⁇ 0 was 0.12 nm.
  • a comparison between FI G.5 and FI G.6 shows that the polarization dependence of the AWG can be eliminated by designing the core width to satisfy equation (7).
  • the present invention by controlling the finite waveguide birefringence by changing the core width according to the length of each array waveguide, even if the waveguide birefringence itself is not reduced to zero, It is characterized in that the polarization dependence of the waveguide type optical interferometer can be eliminated.
  • a method of controlling the birefringence of a waveguide a method using a stress-imparting film (M.
  • FIG. 7 shows a polarization independent AWG according to the second embodiment of the present invention.
  • 701 is an input waveguide
  • 702 is a slab waveguide on the input side
  • 703 is a silicon substrate
  • 704 is an array waveguide
  • 705 is a slab waveguide on the output side
  • 706 is an output waveguide.
  • the overview of the AWG of this embodiment is exactly the same as the AWG of the first embodiment of FIG.
  • the core widths of the array waveguides are different one by one
  • the array waveguides of two kinds of core widths are used, and the lengths of both are different.
  • the characteristic is that the waveguide birefringence is equivalently changed between the arrayed waveguides by changing the ratio.
  • connection loss between the waveguides having two kinds of core widths a taper whose width continuously changes is introduced between the two.
  • excess connection loss between waveguides having different core widths can be significantly reduced from 0.5 dB to 0.1 dB or less.
  • Fig. 8 shows a top view with the core width of the arrayed waveguide 704 highlighted so that it can be seen.
  • the core width w, 5.
  • B (w ⁇ -L k (w,) + B (w 2 ) -L k (w 2 ) const. ( G )
  • L ⁇ w,) and L k (w 2 ) are the core width 5.5 ⁇ m length and the core width 8.5 ⁇ m length in the k-th array waveguide, Biw,)
  • B (w 2 ) Indicates birefringence with a core width of 5.5 microns and birefringence with a core width of 8.5 microns.
  • the difference in length between 5.5 ⁇ m wide waveguides 801 between adjacent arrayed waveguides is ⁇ L (w,), and the difference in length between 8.5 ⁇ m wide waveguides 802 is AL (w 2 ),
  • the optical path difference between adjacent array waveguides is as follows.
  • mA n (, Wj) ⁇ L (.Wj) + n (, w 2 ) ⁇ L (, w 2 )
  • the difference between the physical lengths of the adjacent array waveguides was not constant.
  • the physical The difference between the target lengths is constant.
  • the AWG of the second embodiment is substantially equivalent to the AWG of the first embodiment, and its transmission spectrum is also substantially equal.
  • the transmission spectrum of the AWG of the second embodiment actually manufactured Is shown in Fig. 9. It can be seen that the polarization dependence is eliminated compared to the conventional design of the transmission spectrum of the AWG, FIG.
  • the AWG of the second embodiment can be designed with two types of core widths, and since ( W l ) and ⁇ L (w 2 ) are constants, the design is easier than in the first embodiment. Are better.
  • the array waveguide is designed using two types of core widths. However, it is also possible to design the array waveguide using three or more types of core widths. Is added.
  • FIG. 10 shows a polarization independent AWG according to the third embodiment of the present invention.
  • the polarization independent AWG of the third embodiment is almost the same as the polarization independent AWG of the second embodiment.
  • the difference is that the taper connecting two types of waveguides having different widths is designed by connecting a plurality of waveguides having different widths, instead of being designed by a smooth curve.
  • Fig. 11 shows an enlarged view of the taper section.
  • the taper consisting of the smooth curve used in the second embodiment has a lower loss, but there is a problem that the design becomes complicated if a taper is formed in the curved waveguide section. Was. Therefore, as a method that does not cause excessive loss in practical use, in this embodiment, a waveguide having a width of 8.5 ⁇ m and a waveguide having a width of 5.5 ⁇ m are replaced by a waveguide having a width gradually changed in 0.3 ⁇ m steps. They are connected to form a taper.
  • FIG. 12 shows a polarization-independent AWG according to a fourth embodiment of the present invention.
  • the principle of the polarization independent AWG of the fourth embodiment is the same as that of the polarization independent AWG of the third embodiment. The difference is that in the polarization independent AWG of the third embodiment, a wide waveguide (8.5 ⁇ m wide waveguide in this embodiment) is arranged on the slab side of the arrayed waveguide, and although a narrow waveguide (a waveguide having a width of 5.5 ⁇ m in this embodiment) is arranged at the center of the arrayed waveguide, in the present embodiment, conversely, a wide waveguide is arranged at the center of the arrayed waveguide. In this section, a narrow waveguide is arranged on the slab side of the arrayed waveguide.
  • optical coupling between the arrayed waveguides can be suppressed, and as a result, the yield is improved.
  • FIG. 13 shows a polarization-independent AWG according to a fifth embodiment of the present invention.
  • the polarization-independent AWG of the present invention needs to satisfy Equation (7) or (8). For example, if two types of waveguides, 5.5 micron wide and 8.5 micron wide, are used, the length of the shortest arrayed waveguide: 1 ⁇ and the longest arrayed waveguide from the birefringence ratio of each. The length: L N ratio is given by equation (11).
  • the ratio of 1 ⁇ to L N given by Eq. (11) limits the AWG design freedom.
  • the restriction of the expression (11) is relaxed by providing a straight portion at the center of the arrayed waveguide. That is, when the length of the straight portion and L s, Li: L 2 is (11) the ratio of the length of the non-linear portion while satisfying the formulas I ⁇ - L s: L N - L s is optionally L s Can be freely designed.
  • the spacing is 50 GHz.
  • the design limitation was limited to the channel, the provision of a straight waveguide in the center of the array waveguide enabled the design of large-scale circuits such as 64 channels at 10 GHz intervals.
  • FIG. 14 shows the configuration of an asymmetric Mach-Zehnder optical interferometer having a channel interval of 100 GHz (FSR 200 GHz) as a sixth embodiment of the present invention.
  • FSR 200 GHz channel interval of 100 GHz
  • 1401 is an input waveguide with a core width of 7 microns
  • 1402 is a 50% directional coupler (optical power bra) on the input side
  • 1403 is an arm waveguide with a core width of 7 microns
  • 1404 is an arm with a core width of 6 microns.
  • the waveguide, 1405 is an arm waveguide having a core width of 8 microns
  • 1406 is a 50% directional coupler on the output side
  • 1407 is an output waveguide having a core width of 7 microns.
  • a taper whose width changes gradually is introduced between waveguides having different core widths.
  • part of two arm waveguides 1403 with a core width of 7 microns is divided into arm waveguides 1404 with a core width of 6 microns and arm waveguides with a core width of 8 microns, each having a different length.
  • 1405 has a configuration in which the core widths are different, as if they were connected to each other.
  • Fig. 15 shows the transmission spectrum of the asymmetric Mach-Zehnder optical interferometer manufactured based on the above design.
  • Fig. 16 shows the transmission spectrum of a conventional asymmetric Mach-Zehnder optical interferometer fabricated using only a waveguide with a core width of 7 microns. As is evident from FIGS. 15 and 16, it can be seen that the polarization dependence is eliminated by 1 ⁇ 2 in the asymmetric Mach-Zehnder optical interferometer of the present embodiment.
  • FIG. 17 shows a configuration of a polarization beam splitter as a seventh embodiment of the present invention.
  • 1701 is an input waveguide with a core width of 7 microns
  • 1702 is a 50% directional coupler on the input side
  • 1703 is an arm waveguide with a core width of 5 microns
  • 1704 is an arm waveguide with a core width of 10 microns
  • 1705 is The output side 50% directional coupler, 1706, is an output waveguide with a core width of 7 microns.
  • the first, second, and third embodiments of the present invention described above eliminate the polarization dependence of the AWG and the asymmetric Mach-Zehnder optical interferometer, respectively.
  • the polarization dependence of the interferometer is enhanced to realize a polarization beam splitter whose output port changes depending on the polarization.
  • the above condition is represented by the following equations (14) and (15).
  • the lengths L (Wi) and L (w 2 ) of the arm waveguides 1703 and 1704 may be designed to be 6.53 mm and 6.52 mm, respectively.
  • the TM light is output to the through port and the TE light is output to the cross port.
  • the level of the TM light relative to the TE light at the crossport (crosstalk in polarized beam splitter) was -19 dB.
  • the optical interferometer using the silica-based glass waveguide on the silicon substrate has been described, but the waveguide material is polyimide, silicone, semiconductor,
  • the substrate is not limited to silicon.
  • the cause of the birefringence depending on the core width is described as being the stress-induced birefringence. It is possible to realize polarization independence or polarization dependence.
  • the case where the waveguide birefringence increases when the core width is increased is described. On the contrary, even when the waveguide birefringence decreases when the core width is increased, the above equation is used. If the core width is designed to satisfy the condition, the polarization dependence can be eliminated.
  • the quartz-based optical waveguide on the silicon substrate is targeted, but the birefringence is generally negative in the quartz-based optical waveguide on the quartz substrate.
  • the sign of birefringence differs depending on the material.
  • a polyimide optical waveguide has a positive birefringence
  • a silicone optical waveguide has a negative birefringence. Therefore, it is not uniform whether the core width of a long array waveguide is made larger or smaller than the core width of a short array waveguide in the AWG.
  • the core width of the arrayed waveguide may be determined so that the above equation (6) is satisfied.
  • the essence of the present invention is that the birefringence depends on the waveguide core width, and this is utilized to realize polarization independence or polarization dependence.
  • the waveguide-type optical interferometer multiplexes optical signals of a plurality of wavelengths on the transmitting side and uses the optical fiber This is useful for use as an optical wavelength multiplexer / demultiplexer for demultiplexing a plurality of optical signals into different ports.

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Description

明 細 書 導波路型光干渉計 技術分野
この発明は、 平面光導波路で構成された導波路型光干渉計に関し、更に詳しくは、そ の導波路複屈折が導波路コア幅に依存することを利用して、光干渉計の偏波依存性を補 償したり、 もしくは逆に偏波依存性を強調する技術に関する。 背景技術
現在、通信容量の拡大のために複数の光波長を用いた光波長多重通信システム（WD Mシステム） の開発が盛んである。 この光波長多重通信システムにおいて、 送信側で複 数の波長の光信号を合波したり、受信側で 1本の光ファイバ中の複数の光信号を異なる ポ一トに分波する光波長合分波器として、ァレイ導波路格子型光波長合分波器（以下、 AWGと略す） が広く使用されている。
従来の AWGの回路構成を F I G. 1 8に示す。入力導波路 1に入射された光は、第 1のスラブ導波路 2で基板 3と水平方向に回折し、複数のアレイ導波路 4に結合する。 隣接するアレイ導波路 4はそれぞれ一定の光路長差を有しているため、第 2のスラブ導 波路 5に結合する際に、複数の光ビームは波長に依存する位相差を持つ。 この結果とし て、複数の光ビームの干渉で生じる焦点は波長に依存して位置が変化する。その焦点位 置に予め複数の出力導波路 6を配置しておくことにより、 AWGは複数光波長を一括し て合分波する光波長合分波器として機能する。
これまで報告された AWGでは、複数のァレイ導波路 4のコア幅は互いに等しく設計 されていた。 AWGはガラス、 ポリマ一、半導体など様々な材料の導波路を用いて作製 され、 その結果が報告されている。 (M. K. Smi t, "New focus ing and dispersive planar component based on an opt ical phased array, Electronics Let ters, vol . 24, no. 7, pp. 385-386, Mar. 1988. Y. Hida他， "Polymeric arrayed- waveguide grating multiplexer operating around 1.3 mm," Electronics Letters, vol. 30, pp. 959-960, 1994. M. Zirngibl他， "Polarization compensated waveguide grating router on InP," Electronics Letters, vol. 31, no. 19, pp. 1662-1664, 1995. 参照）。
一般に、平面基板上に作製した光導波路は、基板に垂直な方向に電界成分を持つ TM 光と、基板に平行な方向に電界成分を持つ TE光との間で実効屈折率が異なる。 これら 実効屈折率の差分を導波路複屈折と呼び、 以下の式 （1) で定義する。
° = ηΤΜ ~ ΗΤΕ ( 1)
ここで、 Βは導波路複屈折を、 ηΤΜ、 ηΤΕはそれぞれ TM光と TE光の実効屈折率を 表す。 導波路複屈折の発生原因としては、 応力誘起複屈折や構造複屈折などがある。
TM光と TE光の AWG中心波長は以下の式 （2) で表される。
λ nTM '
■TM
m (2)
¾ 一 TE
(3)
ここで、 λΤΜおよび λΤΕは TM光と TE光の AWG中心波長、 ALは隣接するアレイ 導波路の長さの差、 mは回折次数 （整数） である。
上記の式 （1) ~ (3) からわかるように、 導波路複屈折 Bが存在する場合、 AWG の中心波長 λΤΜ、 λΤΕは TM光と TE光とで異なる値になる。 本来、 石英系ガラス光 導波路は伝搬損失の偏波依存性はほどんどない。 しかしながら、上述の通り中心波長が TM光と TE光とで異なるため、入射光の偏光状態で特性が変化するという偏波依存性 の問題を持っている。
(従来技術の第 1例）
この偏波依存性を解消する一つの方法として、 F I G. 19に示すように、 AWGの 中央部でアレイ導波路 4中に主軸が 45° 傾いた 1 2波長板 7を溝 8を介して揷入 する方法が、便われている。 （Y. Inoue他 "Polarization sensitivity elimination in silica-based wavelength-division multiplexer using polyimide half waveplate, " IEEE J. Lightwave Techno 1., vol. 15, no. 10, pp. 1947-1957, Oct. 1997参照）。 この 1 Z 2波長板 7は TM光と T E光の偏波モード変換器として機能しており、 AW Gの回路中央部で TM光と T E光を入れ替えることにより、全体としてその特性を平均 化し、 偏波依存性を解消している。
(従来技術の第 2例）
A WGの上記偏波依存性を解消する別の方法として、石英系ガラスにドーパントを多 量に入れて、 シリコン基板と同等の熱膨張係数を持たせることにより、 AWGの作製時 に生じる熱応力を低減し、 結果的に偏波依存性を解消する報告もなされている。 （S. Suzuki他， Polarization-insensitive arrayed- waveguide gratings using dopant- rich silica-based glass with thermal expansion adjusted to Si substrate," I EE Electron. Lett., vol. 33, no. 13, pp. 1173-1174, Jun. 1997.参照）。
具体的には、 石英系ガラス層にシリコン基板からかかる応力を- IMPa以上 IMPa以下 に調整することにより、導波路複屈折の絶対値を 2 X10—5以下に抑制している。 ここで、 負符号は圧縮応力、 正符号は引っ張り応力を表す。
この従来技術の第 2例の方法は、上記の従来技術の第 1例の方法に比べて、 1Z2波 長板 7の揷入に伴う付加的な作業がなく、且つ過剰損失も生じないため、有望な方法で ある。 しかし、 ガラスの圧縮応力が非常に弱いため、 AWG作製時の作業工程において 石英系ガラス層に容易にクラックが発生したり、石英系ガラス層のド一パント量が多い ために、長期的な耐候性が低く、導波路の結晶化が生じて導波路の光の挿入損失が増加 するという問題があつた。 この信頼性の低さは、通信用光部品として致命的な問題であ り、 その解決が強く求められていた。
このように、従来技術で紹介した 2つの偏波無依存化方法は、それぞれ解決すべき課 題を持っていた。 すなわち、 1 2波長板を用いた第 1例の従来方法は、 1 2波長板 の揷入に伴う付加的な作業および光の過剰損失が発生するという課題があり、また石英 系ガラスのド一パントを増やしてガラスの熱応力をなくす第 2例の従来方法は、その信 頼性に課題があった。
本発明の目的は、 これらの課題を解決し、低コストで信頼性の高い偏波無依存の導波 路型光干渉計を提供することにある。 発明の開示
我々は導波路複屈折がコア幅に依存して変化することを今回発見した。本発明は、 こ の現象を利用して付加的な作業や部材を用いずに AWGの偏波依存性を解消する。より 詳しくは、 アレイ導波路の実効的なコア幅を一本一本変化させることにより、 AWGの 偏波依存性を解消する。
すなわち、 上記目的を達成するため、 本発明の第 1の形態は、 基板上の光導波路で構 成される光干渉計において、前記光干渉計が光分岐部、複数の長さの異なる光導波路、 および光結合部から構成されており、前記複数の長さの異なる光導波路の長手方向に平 均したコア幅が互いに異なることを特徴とする。
また、 上記目的を達成するため、本発明の第 2の形態は、基板上の光導波路で構成さ れる光干渉計において、 前記光干渉計が光分岐部、複数の長さの異なる光導波路、 およ び光結合部から構成されており、前記複数の長さの異なる光導波路の長手方向に平均し たコア幅が、 短い光導波路で広く、 長い光導波路で狭いことを特徴とする。
ここで、前記複数の長さの異なる光導波路の複屈折を長手方向に積分した値が、複数 の光導波路間で等しいことを特徴とすることができる。
また、前記導波路型光干渉計が、 2つのスラブ導波路とそれらを結ぶ互いに長さの異 なる複数のアレイ導波路からなるアレイ導波路格子型光波長合分波器であり、その複数 のアレイ光導波路コア幅が各アレイ導波路の長さに応じて互いに異なり、且つスラブ導 波路との接続部を除き一定の幅であることを特徴とすることができる。
また、前記導波路型光干渉計が、 2つのスラブ導波路とそれらを結ぶ互いに長さの異 なる複数のァレイ導波路からなるアレイ導波路格子型光波長合分波器であり、その複数 のアレイ光導波路が、スラブ導波路との接続部を除き 2種類のコア幅の導波路で構成さ れており、その 2種類の導波路長の比が複数のアレイ導波路間で互いに異なることを特 徴とすることができる。
また、 前記導波路型光干渉計が、 第 1のスラブ導波路、 第 2のスラブ導波路、 それら を結ぶ互いに長さの異なる複数のアレイ導波路、前記第 1のスラブ導波路に接続された 1本あるいは複数本の入力導波路、前記第 2のスラブ導波路に接続された 1本あるいは 複数本の出力導波路からなるアレイ導波路格子型光波長合分波器であり、前記アレイ光 導波路の長手方向に平均したコア幅が、 短い光導波路で広く、長い光導波路で狭く、そ の結果として、前記複数のアレイ導波路の複屈折を長手方向に積分した値が、複数のァ レイ導波路間で等しいことを特徴とすることができる。
また、前記複数のアレイ導波路の個々の導波路に関して、前記第 1および第 2のスラ ブ導波路との接続部を除き長手方向に一定の幅であることを特徴とすることができる。 また、前記複数のアレイ導波路の個々の導波路に関して、前記第 1および第 2のスラ ブ導波路との接続部を除き 2種類もしくは複数種類のコア幅で構成されており、その 2 種類もしくは複数種類の導波路長の比が複数のァレイ導波路間で互いに異なることを 特徴とすることができる。
また、前記 2種類もしくは複数種類のコア幅の導波路が、幅が連続的に変化するテー パで接続されていることを特徴とすることができる。
また、前記異なるコア幅の導波路を接続するテ一パが、幅の異なる導波路を複数本接 続して構成されていることを特徴とすることができる。
また、前記互いに長さの異なる複数のアレイ導波路中央部近傍が直線導波路になって いることを特徴とすることができる。 また、前記導波路型光干渉計が、 2つの光力ブラとそれらを結ぶ互いに長さの異なる 2本の導波路からなるマッハツェング光干渉計であり、前記 2本の光導波路のコア幅が、 少なくとも一部において互いに異なり、相対的に短い導波路の平均コア幅が長い導波路 の平均コア幅に比べて広いことを特徴とすることができる。
また、前記導波路型光干渉計が、 2つの光力ブラとそれらを結ぶ互いに長さの異なる 2本の導波路からなるマッハツエンダ光干渉計であり、前記 2本の光導波路のコア幅が、 少なくとも一部において互いに異なり、前記 2本の光導波路の複屈折を長手方向に積分 した値が、 互いに使用する光波長の 1 Z 2異なることを特徴とすることができる。
また、前記導波路型光干渉計が、 シリコン基板上の石英系ガラス光導波路で構成され ていることを特徵とすることができる。
また、前記導波路型光干渉計の光導波路を構成するコア膜の内部応力が、上部クラッ ド膜の内部応力に比べて 2倍以上大きいことを特徴とすることができる。 図面の簡単な説明
F I G. 1は本発明の第 1の実施形態の偏波無依存 AWG (アレイ導波路格子型光波 長合分波器） の構成を示す斜視図であり ；
F I G. 2は F I G. 1の偏波無依存 AWGのアレイ導波路部のコア幅がわかるよう に強調した上面図であり ；
F I G. 3は導波路複屈折率のコア幅依存性を導波路複屈折率と導波路コア幅との関 係で示すグラフであり；
F I G. 4 A— 4 Eは本発明の第 1の実施形態の偏波無依存 AWGの作製工程を示す 工程図であり ；
F I G. 5は本発明の第 1の実施形態の偏波無依存 AWGの透過スぺクトル特性を透 過率と波長との関係で示すグラフであり；
F I G. 6は F I G. 5の本発明の第 1の実施形態との比較例として、単一のコア幅 ( 7 . 0ミクロン）で設計した AWGの透過スペクトル特性を透過率と波長との関係で 示すグラフであり ；
F I G. 7は本発明の第 2の実施形態の偏波無依存 AWGの構成を示す斜視図であ Ό ；
F I G. 8は F I G. 7の偏波無依存 AWGのアレイ導波路部のコア幅がわかるよう に強調した上面図であり ；
F I G. 9は本発明の第 2の実施形態の偏波無依存 AWGの透過スぺクトル特性を透 過率と波長との閧係で示すグラフであり；
F I G. 1 0は本発明の第 3の実施形態の偏波無依存 AWGのアレイ導波路部のコア 幅がわかるように強調した上面図であり ；
F I G. 1 1は本発明の第 3の実施形態の偏波無依存 AWGのァレイ導波路テーパ部 の拡大図であり；
F I G. 1 2は本発明の第 4の実施形態の偏波無依存 AWGの レイ導波路部のコア 幅がわかるように強調した上面図であり ；
F I G. 1 3は本発明の第 5の実施形態の偏波無依存 AWGのアレイ導波路部のコア 幅がわかるように強調した上面図であり ；
F I G. 1 4は本発明の第 6の実施形態の偏波無依存非対称マツハツヱンダ光干渉計 の構成を示す模式図であり ；
F I G. 1 5は本発明の第 6の実施形態の偏波無依存非対称マッハツェング光干渉計 の透過スぺクトル特性を光揷入損失と光周波数との関係で示すグラフであり ；
F I G. 1 6は F I G. 1 5の本発明の第 6の実施形態との比較例として、従来の非 対称マッハツェング光干渉計（単一コア幅 7ミクロン）の透過スぺクトル特性を光揷入 損失と光周波数との関係で示すグラフであり ；
F I G. 1 7は本発明の第 7の実施形態の偏波ビ一ムスプリッ夕の構成を示す模式図 であり、
F I G. 1 8は従来の AWGの構成例を示す斜視図であり ；
F I G. 1 9は従来の AWGの他の構成例を示す斜視図である。 発明を実施するための最良の形態
以下、 図面を参照して本発明の実施の形態を詳細に説明する。
(第 1の実施の形態）
F I G. 1に本発明の第 1の実施形態における偏波無依存 AWG (アレイ導波路格子 型光波長合分波器）の回路構成を示す。 この AWGには 1 0 0本のアレイ導波路 1 0 4 が配置されており、 スラブ導波路 1 0 2および 1 0 5との接続部のテ一パ （図示せず） を除き、そのアレイ導波路 1 0 4のコア幅が 1本 1本異なる。その他の構成は上述した 従来例の、 F I G. 1 8の AWGと同様である。 ここで、 1 0 1は入力導波路、 1 0 2 は入力側のスラブ導波路、 1 0 3はシリコン基板、 1 0 5は出力側のスラブ導波路、 1 0 6は出力導波路である。
F I G. 2に F I G. 1のアレイ導波路部分のコア幅がわかるように強調した上面図 を示す。 F I G. 2に示すように、 そのアレイ導波路 1 0 4のコア幅が内側 （短いァレ ィ導波路側） から外側（長いアレイ導波路側） に向けて徐々に細くなるよう設計してい る。 ここで、 2 0 2は最も内側のコア幅 8. 2ミクロンのアレイ導波路、 2 0 1は最も 外側のコア幅 5. 8ミクロンのアレイ導波路を示す。
次に、本発明のきかつかけとなった導波路複屈折 Bとコア幅 wとの関係を F I G. 3 に示す。 F I G. 3から導波路コア幅 wが広いほど導波路複屈折 Bが大きくなつている ことがわかる。 この導波路複屈折のコア幅依存性は、構造複屈折のコア幅依存性とは正 反対の依存性となっている。すなわち、構造複屈折はコア幅が広くなると小さくなる。 このことから、本実施形態における導波路複屈折は応力誘起複屈折であることがわかる。 応力誘起複屈折はコアガラス、 クラッドガラス、基板の材質や熱膨張係数に強く依存 する。本実施形態では、 コアガラス膜の内部応力がクラッドガラス膜の内部応力に比べ て 2倍以上大きな材料を使用している。
F I G. 3の導波路複屈折のコア幅依存性を以下に説明する。直感的な理解としては、 コア幅がコア膜厚に比べて充分に狭い領域（極端な例として、 コア幅が 0 ) では、 導波 路複屈折はクラッドガラス膜の内部応力によって律即される。 これに対して、 コア幅が コア膜厚に比べて充分に広い領域 （極端な例として、 コア幅が無限大の場合） では、 導 波路複屈折はコアガラス膜の内部応力によって律即される。本実施形態では、 コアガラ ス膜の内部応力がクラッドガラス膜の内部応力に比べて大きいため、コア幅が広くなる と導波路複屈折も大きくなるという依存性が生じる。
本発明は、今回発見した F I G. 3の導波路複屈折のコア幅依存性を利用することに よって、 導波路複屈折そのものを 0にしないで、 TM光の中心波長 λΤΜと TE光の中 心波長 λΤΕを一致させる方法に関するものである。
本実施形態の導波路作製方法を、 F I G. 4 A— 4 Eを用いて簡単に説明する。 シリ コン基板 103上に火炎堆積法で S i 02を主体にした下部クラッドガラススート
401、 S i〇2に Ge02を添加したコアガラススート 402を堆積する （F I G. 4 その後、 1000で以上の高温でガラス透明化を行う。 この時に、 下部クラッドガラ ス層 403は 30ミクロン厚、 コアガラス 404は 7ミクロン厚となるように、ガラス の堆積を行っている （F I G. 4B)。
引き続き、フォトリソグラフィ技術を用いてコアガラス 404上にエッチングマスク 405を形成し （F I G. 4C)、 反応 イオンエッチングによってコアガラス 404 のパターン化を行う （F I G. 4D)。
エッチングマスク 405を除去した後、上部クラッドガラス 406を再度火炎堆積法 で形成する。 上部クラッドガラス 406には B203や P2〇5などのドーパントを添加し てガラス転移温度を下げ、それぞれのコアガラス 404とコアガラス 404の狭い隙間 にも上部クラッドガラス 406が入り込むようにしている （F I G. 4E)o
従来技術に述べたようにクラッドガラスに大量のドーパントを添加すると、シリコン 基板からガラス層にかかる圧縮応力が緩和され、 導波路複屈折が減少する。 し力 ^し、 そ れと共にガラスの耐候性が劣ィ匕する。 このため、 本実施形態では、 信頼性が十分に確保 できる条件として、 クラッドガラス 406に添加するドーパント量を抑制し、 シリコン 基板 103からガラス層へ一 1 OMPa以下の応力 （ 10 MP a以上の圧縮応力） を発 生させている。
一一
次に、 アレイ導波路の設計について述べる。 AWGでは、 隣接するアレイ導波路の光 路長差が一定になるように設計を行う。 この場合、 TMモードと TEモードの中心波長 λΤΜ，λτΕは以下の式 （4)， (5) で表される。
Figure imgf000012_0001
(5) ここで Lk,Lk+1は k番目および k+1番目のアレイ導波路の長さを示す。よって、偏波 による中心波長のズレがなくなる条件は、 （4) 式と （5) 式の右辺が等しくなればよ い。 すなわち、 以下の （6)式が満たされれば、 偏波による中心波長のズレがなくなり、 A WGの偏波依存性は解消される。
B-dx = const.
(6)
ただし Bは （1) 式で与えられる導波路複屈折である。 （6) 式は、 長手方向に積分し た複屈折が異なるァレイ導波路間で一定の値になれば偏波依存性は解消されることを 意味している。
本実施形態では各アレイ導波路のコア幅は長手方向に一定で設計しているため、
(6) 式は以下の （7) 式のように簡単に書き表される。 Bk -Lk = const. ( 7 ) ただし B kは k番目のァレイ導波路の複屈折である。
(7)式は、短いアレイ導波路の複屈折は大きく、 長いアレイ導波路の複屈折は小さ くすれば、 AWGの偏波依存性がなくなることを意味している。 F I G. 3の結果を用 いて、 （7) 式を満たすように、 100GHz間隔 16チャンネルの AWGを設計した ところ、 F I G. 2に示すように、一番長いアレイ導波路 201のコア幅は 5. 8ミク ロンに、 一番短いアレイ導波路 202のコア幅は 8. 2ミクロンになった。
AWGでは、一般に隣接するアレイ導波路の光路長差を一定にする必要がある。全て のァレイ導波路を 1種類のコア幅で設計していた従来設計では、実効屈折率が全てのァ レイ導波路で等しいため、隣接するアレイ導波路の物理的な長さの差は一定であった。 しかし、本設計では一本一本のアレイ導波路コア幅が異なるため、それに応じて実効屈 折率も異なる。 この結果として、隣接するアレイ導波路間の物理的な長さの差は一定に なるとは限らない。 より詳しくは、 実効屈折率とコア幅が比例する場合は、 隣接するァ レイ導波路間の物理的な長さの差は一定になるが、実効屈折率とコア幅が比例しない場 合は、隣接するアレイ導波路間の物理的な長さの差は一定にならない。本実施形態では、 実効屈折率とコア幅が比例していないため隣接するアレイ導波路間の物理的な長さの 差は一定になっていない。
上記の設計を用いて作製した AWGの透過スペクトルを F I G. 5に示す。 λΤΜと λΤΕのズレは 0. 007 nm以下 （測定限界以下） であった。 また、 これと比較のため、 単一のコア幅（7. 0ミクロン） を用いて作製した従来型の AWGの透過スペクトルを F I G. 6に示す。 λΪΜと λΐΕのズレは 0. 12nmであった。 F I G. 5と F I G. 6の比較により、 コア幅を （7)式を満足するように設計することにより、 AWGの偏 波依存性が解消できることがわかる。
本発明は、アレイ導波路のそれぞれの長さに応じてそのコア幅を変化させることで、 有限の導波路複屈折を制御することにより、導波路複屈折そのものを 0にしなくても、 導波路型光干渉計の偏波依存性を解消できることに特徴がある。導波路の複屈折の制御 方法としては、 応力付与膜を用いる方法 （M. Kawachi他， "Laser tri腿 ing adjustment of waveguide birefringence in silica integrated- optic ring resonators," Pro CLEO'89, pp.84-85, 1989.参照) や、 異種薄膜をコア直下に装荷する方法 (H. H. Yaffe 他， Polarization-independent silica - on - silicon Mach_Zehnder interferometers, " Journal of Lightwave Technology, vol. 12, pp. 64-67, 1994.参照） が知られている。 しカ し、 本発明は、 このような付加的なプロセスを必要とせず、 マスク設計パラメ一夕 であるコア幅を変えるだけで、その導波路複屈折を制御し、 AWGの偏波依存性を解消 できる点に最大の特長がある。
(第 2の実施の形態）
F I G. 7に本発明の第 2の実施形態の偏波無依存 AWGを示す。 ここで、 701は 入力導波路、 702は入力側のスラブ導波路、 703はシリコン基板、 704はアレイ 導波路、 705は出力側のスラブ導波路、 706は出力導波路である。本実施形態の A WGの概観は、 F I G. 1の第 1の実施形態の AWGと全く同じである。 しかし、 第 1 の実施形態では、 アレイ導波路のコア幅が 1本ずつ異なっていたのに対して、第 2の実 施形態では 2種類のコア幅のアレイ導波路を用い、両者の長さの比を変化させることに より、等価的に導波路複屈折をアレイ導波路間で変化させている点が特徴である。 また、 2種類のコア幅の導波路間での接続損失を抑制するため、両者の間に連続的に幅が変化 するテ一パを揷入している。 このテ一パを揷入することにより、異なるコア幅の導波路 間での接続過剰損失が 0. 5 d Bから 0. I d B以下へと大幅に低減できる。
アレイ導波路 704のコア幅がわかるように強調した上面図を F I G. 8に示す。本 実施形態では、 コア幅 w,= 5. 5ミクロンの導波路 801と、 コア幅 w2=8. 5ミクロ ンの導波路 802を用いて設計を行った。
第 2の実施形態では、 上記 （7) 式の代わりに次式 （8) を用いる。
B{w^- Lk (w, ) + B(w2)-Lk(w2) = const. ( g ) ここで L^w,), Lk(w2)は k番目のアレイ導波路におけるコア幅 5. 5ミクロンの長 さおよびコア幅 8. 5ミクロンの長さ、 Biw,), B(w2)はコア幅 5. 5ミクロンの複屈 折およびコア幅 8. 5ミクロンの複屈折をそれぞれ表す。
更に、 隣接するアレイ導波路間での 5. 5ミクロン幅導波路 801の長さの差を △ L(w,)、 および 8. 5ミクロン幅導波路 802の長さの差を AL(w2)とすると、 隣 接するァレイ導波路間での光路差は次のようになる。
mA = n (,Wj) Δ L (.Wj) + n (,w2) Δ L (,w2)
これと、 （8) 式とから、 (Wi), AL (w2) はそれぞれ次式 （9)、 （10) で 与えられる。
B(w2)-m- λ
^(w1) = ^+1(w1)-IA(w1) ■Τ,Μ
(9) ( 2)
Figure imgf000015_0001
( 1 0)
今回作製した 100 GHz間隔 1 X 16チャンネルの AWGでは、 厶 L(w =l 49ミ クロン、 AL(w2)=—86ミクロンと設計した。
第 1の実施形態では、隣接するアレイ導波路の物理的な長さの差は一定ではなかった が、 本実施形態では （9)式 （10)式からわかるように隣接するアレイ導波路の物理 的な長さの差は一定になる。
第 2の実施形態の AWGは実質的には第 1の実施形態の AWGと等価であり、その透 過スぺクトルもほぼ等しい。実際に作製した第 2の実施形態の AWGの透過スぺクトル を F I G. 9に示す。従来設計の AWGの透過スぺクトルの F I G. 6と比較して、 そ の偏波依存性が解消されていることがわかる。
第 1の実施形態に比べて、第 2の実形態では、 アレイ導波路の中途でコア幅の異なる 導波路を接続しているため、 この部分で生じたと思われる約 0 . l d Bの過剰損失分だ け挿入損失が大きくなつた。この過剰損失は全体の挿入損失から見れば十分に小さな値 であり、 実効上問題にはならない。
第 2の実施形態の AWGは、 2種類のコア幅で設計ができ、 (W l) および △ L (w2) が定数であるため、 設計が容易である点が第 1の実施形態よりも優れてい る。
本第 2の実施形態では、 2種類のコア幅を用いてアレイ導波路の設計を行ったが、 3 種類もしくはそれ以上のコア幅を用いてアレイ導波路の設計をすることも可能である ことを付記しておく。
(第 3の実施の形態）
F I G. 1 0に本発明の第 3の実施形態の偏波無依存 AWGを示す。第 3の実施形態 の偏波無依存 AWGは、 ほとんど第 2の実施形態の偏波無依存 AWGと同じである。そ の相違点は、 2種類の幅の異なる導波路を接続するテーパが、なめらかな曲線で設計さ れる代わりに、複数の異なる幅の導波路を接続して設計されている点である。 F I G. 1 1にテ一パ部の拡大図を示す。
理論的には第 2の実施形態で用いたなめらかな曲線からなるテ一パの方が損失は低 くなるが、曲線導波路部でテーパを形成しょうとすると設計が複雑になるという問題が あった。そこで実行上過剰損失が生じない方法として、本実施形態では 8 . 5ミクロン 幅の導波路と 5 . 5ミクロン幅の導波路を、 0 . 3ミクロン刻みで徐々に幅を変化させ た導波路を接続してテーパを形成している。
実際にデバイスを作製したところ、 損失、 透過スペクトル共に第 2の実施形態 と同等のものが得られた。
(第 4の実施の形態） F I G. 12に本発明の第 4の実施形態の偏波無依存 AWGを示す。第 4の実施形態 の偏波無依存 AWGの原理は、 第 3の実施形態の偏波無依存 AWGと同じである。 その相違点は、 第 3の実施形態の偏波無依存 AWGでは、 幅の広い導波路 （本実施形態 では 8. 5ミクロン幅の導波路） をアレイ導波路のスラブ側に配置し、幅の狭い導波路 (本実施形態では 5. 5ミクロン幅の導波路） をアレイ導波路の中央部に配置している が、 本実施形態では、 反対に、 幅の広い導波路をアレイ導波路の中央部に、 幅の狭い導 波路をアレイ導波路のスラブ側に配置している。
本実施形態のように配置することにより、アレイ導波路間での光結合を抑制すること ができ、 結果的に歩留まりが向上する。
(第 5の実施の形態）
F I G. 13に本発明の第 5の実施形態の偏波無依存 AWGを示す。本発明の偏波無 依存 AWGは （7) 式もしくは （8) 式を満足する必要がある。 例えば、 5. 5ミクロ ン幅と 8. 5ミクロン幅の 2種類の導波路を使用する場合、各々の複屈折の比から最も 短いアレイ導波路の長さ： 1^と、 最も長いアレイ導波路の長さ： LNの比は （11) 式で与えられる。
Li： L2 = B (Wx)： B (w2) (11) しかし、 チャンネル波長間隔が狭くなりチャンネル数が増加すると、 ！^と！^の比 を （11) 式で与えられる値よりも大きくとる必要が生じる。 逆に言えば、
(11) 式で与えられる 1^と LNの比が AWGの設計自由度を制限することになる。 • この課題を解消する方法として、本実施形態ではアレイ導波路中央部に直線部を設け ることにより （11) 式の制限を緩和した。 すなわち、 直線部の長さを Lsとすると、 Li： L2は （11) 式を満足したまま直線部以外の長さの比 I^— Ls： LN— Lsは L sを任意に与えることにより自由に設計できることになる。
具体的には、アレイ導波路中央部に直線導波路を設けない場合は 50 GHz間隔 40 チヤンネルまでが設計の限界であつたが、ァレイ導波路中央部に直線導波路を設けるこ とにより 10 GHz間隔 64 c hのように大規模な回路の設計が可能になった。
(第 6の実施の形態）
F I G. 14に本発明の第 6の実施形態としてチヤンネル間隔 100 GH z (F S R 200 GHz)の非対称マッハツェンダ光干渉計の構成を示す。 本実施形態は、 第 1の 実施形態の偏波無依存化の原理を非対称マッハツェンダ光干渉計に適用したものであ る。
ここで、 1401はコア幅 7ミクロンの入力導波路、 1402は入力側の 50%方向 性結合器 （光力ブラ）、 1403はコア幅 7ミクロンのアーム導波路、 1404はコア 幅 6ミクロンのアーム導波路、 1405はコア幅 8ミクロンのアーム導波路、 1406 は出力側の 50%方向性結合器、 1407はコア幅 7ミクロンの出力導波路である。異 なるコァ幅の導波路間は幅が徐々に変化するテーパを揷入している。
F I G. 14に示すように、 2本のコア幅 7ミクロンのアーム導波路 1403の一部 を、それぞれ長さの異なるコア幅 6ミクロンのアーム導波路 1404、 コア幅 8ミクロ ンのアーム導波路 1405に、それぞれ置き換えて接続したような、 コア幅を異ならせ た構成となっている。 このように、 本実施形態の非対称マッハツェング光干渉計は、 2 本のアーム導波路の^を w,= 6ミクロン、 w2=8ミクロン、 wc=7ミクロンのコア幅を 用いて構成している。
コア幅 w,,w2の長さ L(w,)， L(w2)は次式 （12)、 （13) で与えられる。
B(w1)-nTM(w2)-B(w2)-nm(w1) FSR (12)
L(w2) =
- nTM - 5(w2) · nm FSR (13) ここで cは光速を表す。 また、 コア幅 w。の長さ L(w。）は 2本のアーム導波路に同じ長 さだけ挿入しているため、 干渉計に影響を及ぼさない。 コア幅 w。の導波路 1403は 光回路の設計自由度を高める目的で挿入している。
本実施形態では、 L(w,) = 2. 96 mm, L(w2) = l. 92mmとして設計を行った。 F I G. 15に上記の設計に基づいて作製した非対称マッハツエンダ光干渉計の透過 スペクトルを示す。 これと比較のために、 F I G. 16にコア幅 7ミクロンの導波路の みを用いて作製した従来型の非対称マッハツエンダ光干渉計の透過スぺクトルを示す。 F I G. 15と F I G. 16から明らかなように、 本実施形態の非対称マッハツエンダ 光干渉計においては偏波依存性が解消されて一 λい 2ることがわかる。
(第 7の実施の形態）
F I G. 17に本発明の第 7の実施形態としての偏波ビ一ムスプリッタの構成を示す。 ここで、 1701はコア幅 7ミクロンの入力導波路、 1702は入力側の 50 %方向性 結合器、 1703はコア幅 5ミクロンのアーム導波路、 1704はコア幅 10ミクロン のアーム導波路、 1705は出力側の 50 %方向性結合器、 1706はコア幅 7ミクロ ンの出力導波路である。
上述した本発明の第 1、第 2、第 3の実施形態は、それぞれ AWG、非対称マッハツエ ンダ光干渉計の偏波依存性を解消したものであつたが、本実施形態は反対にマッハツエ ンダ光干渉計の偏波依存性を増強し、偏波によって出力ポートが変わる偏波ビームスプ リッタを実現したものである。
偏波ビームスプリッタを実現するためには、例えば TM光にとっての光路長差が λ/ 2、 TE光にとっての光路長差が 0になるように設計する必要がある。本実施形態では、 コア幅 w,= 5ミクロンの導波路 1703とコア幅 w2=l 0ミクロンの導波路 1704 を用いた。 上記の条件は以下の式 （14), (15) で表される。
Figure imgf000019_0001
(14) (15) ここで、 λは光波長を表す。 （14)、 （15) 式を変形することにより、 L(w,): L(w2)を求める以下の式 （16)、 （17) が得られる。
02) λ
Ζ,(ΗΊ)
Μ · ητΜ Μ一 ητΕ 02) · nm (wx) 2 (16)
λ
L(w2)
ηΤΕ Μ · ηΤΜ (w2) - ηΤΕ {w2)-nm (w,) 2 (17)
(16) (17)式により、それぞれのアーム導波路 1703、 1704の長さ L(Wi), L(w2)はそれぞれ 6. 53mm, 6. 52mmに設計すればよいことがわかる。 実際に この条件で作製を行ったところ、 通信光波長 1. 55ミクロンの入力光に対して、 TM 光はスルーポートに出力され、 TE光はクロスポートに出力される偏波ビ一ムスプリッ 夕機能が確認された。 クロスポートにおける TE光に対する TM光のレベル（偏波ビー ムスプリッ夕のクロストーク） は— 19 dBであった。
(その他の実施の形態）
以上述べた本発明の各実施形態では、シリコン基板上の石英系ガラス導波路を用いた 光干渉計を示したが、 その導波路材料がポリイミド、 シリコーン、 半導体、
L i Nb〇3などであっても本発明の上記の原理は適用可能である。 また、 基板もシリ コンに限定するものではない。
上記の本発明の実施形態では、複屈折がコア幅に依存する原因として、応力誘起の複 屈折であると説明したが、 この原因が構造複屈折の場合も、上記で示した式を用いて偏 波無依存、 もしくは偏波依存性を実現することが可能である。 上記の本発明の実施形態では、コア幅を広げると導波路複屈折が増加する場合につい て述べているが、その反対にコア幅を広げると導波路複屈折が低下する場合でも、上記 の式を満たすようにコア幅を設計すれば、 偏波依存性をなくすることができる。
また、上記の本発明の実施形態では、 シリコン基板上の石英系光導波路を対象とした が、石英基板上の石英系光導波路では一般に複屈折は負になる。ポリマー光導波路では 材料によって複屈折の正負が異なる。例えば、ポリイミド光導波路では複屈折が正にな り、 シリコーン光導波路では負になる。 よって、 AWGにおいて長いアレイ導波路のコ ァ幅を短いアレイ導波路のコア幅よりも太くするか細くするかは一様ではない。しかし どのような場合でも、 上記の （6 )式が成立するようにアレイ導波路のコア幅を決めれ ばよい。
本発明の本質は複屈折が導波路コア幅に依存しており、そのことを利用して偏波無依 存、 もしくは偏波依存性を実現したことにある。
以上説明したように、本発明によれば、導波路幅を変えるだけで偏波無依存動作を実 現したり、逆に偏波ビ一ムスプリッタを実現したりすることができる効果が得られる。 また、 本発明によれば、 AWGの偏波無依存化のために使用していた従来技術 1の 1 / 2波長板を使用する必要がなくなるため A WGの低コスト化が可能となる。
また、本発明によれば、従来技術の第 2例で紹介した圧縮応力のないガラスを用いる 必要がなくなり、圧縮応力のあるガラスを用いて光回路を構成できるため、耐候性をは じめとする光部品の信頼性が飛躍的に向上する効果も得られる。 産業上の利用可能性
以上のように、本発明にかかる導波路型光干渉計は、光波長多重通信システムにおい て、送信側で複数の波長の光信号を合波したり、受信側で 1本の光ファイバ中の複数の 光信号を異なるポ一卜に分波する光波長合分波器として用いるのに有用である。

Claims

請 求 の 範 囲
1 . 基板上の光導波路で構成される光干渉計において、
前記光干渉計が光分岐部、複数の長さの異なる光導波路、および光結合部から構成さ れており、
前記複数の長さの異なる光導波路の長手方向に平均したコア幅が互いに異なること を特徴とする導波路型光干渉計。
2 . 前記複数の長さの異なる光導波路の複屈折を長手方向に積分した値が、 複数の 光導波路間で等しいことを特徴とする請求項 1に記載の導波路型光干渉計。
3 . 前記導波路型光干渉計が、 2つのスラブ導波路とそれらを結ぶ互いに長さの異 なる複数のァレイ導波路からなるアレイ導波路格子型光波長合分波器であり、 その複数のアレイ光導波路コア幅が各アレイ導波路の長さに応じて互いに異なり、且 つスラブ導波路との接続部を除き一定の幅であることを特徴とする請求項 1に記載の 導波路型光干渉計。
4. 前記導波路型光干渉計が、 2つのスラブ導波路とそれらを結ぶ互いに長さの異 なる複数のァレイ導波路からなるアレイ導波路格子型光波長合分波器であり、 その複数のアレイ光導波路コア幅が各アレイ導波路の長さに応じて互いに異なり、且 つスラブ導波路との接続部を除き一定の幅であることを特徴とする請求項 2に記載の 導波路型光干渉計。
5 . 前記導波路型光干渉計が、 2つのスラブ導波路とそれらを結ぶ互いに長さの異 なる複数のァレイ導波路からなるアレイ導波路格子型光波長合分波器であり、 その複数のアレイ光導波路が、スラブ導波路との接続部を除き 2種類のコア幅の導波 路で構成されており、その 2種類の導波路長の比が複数のアレイ導波路間で互いに異な ることを特徴とする請求項 1に記載の導波路型光干渉計。
6 . 前記導波路型光干渉計が、 2つのスラブ導波路とそれらを結ぶ互いに長さの異 なる複数のァレイ導波路からなるァレイ導波路格子型光波長合分波器であり、 その複数のアレイ光導波路が、スラブ導波路との接続部を除き 2種類のコア幅の導波 路で構成されており、その 2種類の導波路長の比が複数のアレイ導波路間で互いに異な ることを特徴とする請求項 2に記載の導波路型光干渉計。
7 . 前記 2種類のコア幅の導波路が、 幅が徐々に変化するテ一パで接続されている ことを特徴とする請求項 5に記載の導波路型光干渉計。
8 . 前記 2種類のコア幅の導波路が、 幅が徐々に変化するテ一パで接続されている ことを特徴とする請求項 6に記載の導波路型光干渉計。
9 . 前記導波路型光干渉計が、 2つの光力ブラとそれらを結ぶ互いに長さの異なる 2本の導波路からなるマッハツエンダ光干渉計であり、
前記 2本の光導波路のコア幅が、少なくとも一部において互いに異なることを特徴と する請求項 1に記載の導波路型光干渉計。
1 0 . 前記導波路型光干渉計が、 2つの光力ブラとそれらを結ぶ互いに長さの異なる 2本の導波路からなるマッハツエンダ光干渉計であり、
前記 2本の光導波路のコア幅が、少なくとも一部において互いに異なることを特徴と する請求項 2に記載の導波路型光干渉計。
1 1 . 基板上の光導波路で構成される光干渉計において、 前記光干渉計が光分岐部、複数の長さの異なる光導波路、および光結合部から構成さ れており、
前記複数の長さの異なる光導波路の長手方向に平均したコア幅が、短い光導波路で広 く、 長い光導波路で狭いことを特徴とする導波路型光干渉計。
1 2 . 前記複数の長さの異なる光導波路の複屈折を長手方向に積分した値が、 複数の 光導波路間で等しいことを特徴とする請求項 1 1に記載の導波路型光干渉計。
1 3 . 前記導波路型光干渉計が、 第 1のスラブ導波路、 第 2のスラブ導波路、 それら を結ぶ互いに長さの異なる複数のアレイ導波路、前記第 1のスラブ導波路に接続された 1本あるいは複数本の入力導波路、前記第 2のスラブ導波路に接続された 1本あるいは 複数本の出力導波路からなるアレイ導波路格子型光波長合分波器であり、
前記アレイ光導波路の長手方向に平均したコア幅が、短い光導波路で広く、長い光導 波路で狭く、 その結果として、
前記複数のアレイ導波路の複屈折を長手方向に積分した値が、複数のアレイ導波路間 で等しいことを特徴とする請求項 1 2に記載の導波路型光干渉計。
1 4. 前記複数のアレイ導波路の個々の導波路に関して、 前記第 1および第 2のスラ ブ導波路との接続部を除き長手方向に一定の幅であることを特徴とする請求項 1 3に 記載の導波路型光干渉計。
1 5 . 前記複数のアレイ導波路の個々の導波路に関して、 前記第 1および第 2のスラ ブ導波路との接続部を除き 2種類もしくは複数種類のコア幅で構成されており、その 2 種類もしくは複数種類の導波路長の比が複数のアレイ導波路間で互いに異なることを 特徴とする請求項 1 3に記載の導波路型光干渉計。
1 6 . 前記 2種類もしくは複数種類のコァ幅の導波路が、 幅が連続的に変化するテー パで接続されていることを特徴とする請求項 1 5に記載の導波路型光干渉計。
1 7 . 前記異なるコア幅の導波路を接続するテーパが、 幅の異なる導波路を複数本接 続して構成されていることを特徴とする請求項 1 5に記載の導波路型光干渉計。
1 8 . 前記互いに長さの異なる複数のアレイ導波路中央部近傍が直線導波路になって いることを特徴とする請求項 1 3に記載の導波路型光干渉計。
1 9 . 前記互いに長さの異なる複数のアレイ導波路中央部近傍が直線導波路になって いることを特徴とする請求項 1 5に記載の導波路型光干渉計。
2 0 . 前記導波路型光干渉計が、 2つの光力ブラとそれらを結ぶ互いに長さの異なる 2本の導波路からなるマツ八ツエンダ光干渉計であり、
前記 2本の光導波路のコア幅が、 少なくとも一部において互いに異なり、 相対的に短い導波路の平均コア幅が長い導波路の平均コア幅に比べて広いことを特 徴とする請求項 1 1に記載の導波路型光干渉計。
2 1 . 前記導波路型光干渉計が、 2つの光力ブラとそれらを結ぶ互いに長さの異なる 2本の導波路からなるマッハツエンダ光干渉計であり、
前記 2本の光導波路のコア幅が、 少なくとも一部において互いに異なり、 相対的に短い導波路の平均コァ幅が長い導波路の平均コア幅に比べて広いことを特 徴とする請求項 1 2に記載の導波路型光干渉計。
2 2 . 前記導波路型光干渉計が、 2つの光力ブラとそれらを結ぶ互いに長さの異なる 2本の導波路からなるマッハツエンダ光干渉計であり、 前記 2本の光導波路のコア幅が、 少なくとも一部において互いに異なり、 前記 2本の光導波路の複屈折を長手方向に積分した値が、 互いに使用する光波長の 1 2異なることを特徴とする請求項 1に記載の導波路型光干渉計。
2 3 . 前記導波路型光干渉計が、 2つの光力ブラとそれらを結ぶ互いに長さの異なる 2本の導波路からなるマッハツエンダ光干渉計であり、
前記 2本の光導波路のコア幅が、 少なくとも一部において互いに異なり、 前記 2本の光導波路の複屈折を長手方向に積分した値が、 互いに使用する光波長の 1 / 2異なることを特徴とする請求項 1 1に記載の導波路型光干渉計。
2 4 . 前記導波路型光干渉計が、 シリコン基板上の石英系ガラス光導波路で構成され ていることを特徴とする請求項 1に記載の導波路型光干渉計。
2 5 . 前記導波路型光干渉計が、 シリコン基板上の石英系ガラス光導波路で構成され ていることを特徴とする請求項 1 1に記載の導波路型光干渉計。
2 6 . 前記導波路型光干渉計が、 シリコン基板上の石英系ガラス光導波路で構成され ていることを特徴とする請求項 1 3に記載の導波路型光干渉計。
2 7 . 前記導波路型光干渉計の光導波路を構成するコァ膜の内部応力が、 上部クラッ ド膜の内部応力に比べて 2倍以上大きいことを特徴とする請求項 1に記載の導波路型 光干渉計。
2 8 . 前記導波路型光干渉計の光導波路を構成するコア膜の内部応力が、 上部クラッ ド膜の内部応力に比べて 2倍以上大きいことを特徴とする請求項 1 1に記載の導波路 型光干渉計。
2 9 . 前記導波路型光干渉計の光導波路を構成するコァ膜の内部応力が、 上部クラッ ド膜の内部応力に比べて 2倍以上大きいことを特徴とする請求項 1 3に記載の導波路 型光干渉計。
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