WO2007083419A1 - 導波路型広帯域光アイソレータ - Google Patents

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WO2007083419A1
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phase difference
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Tetsuya Mizumoto
Yuya Shoji
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Mitsumi Electric Co., Ltd.
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    • G02F2203/20—Intrinsic phase difference, i.e. optical bias, of an optical modulator; Methods for the pre-set thereof

Definitions

  • the present invention relates to a waveguide type broadband optical isolator, and in particular, the wavelength range in which the waveguide type optical isolator satisfies a desired characteristic is greatly expanded and used in long-distance optical fiber communications. And a waveguide type broadband optical isolator that operates in two wavelength bands of 1.55 and 1.55.
  • An optical isolator is an element that transmits light only in one direction and blocks light that attempts to propagate in the opposite direction. For example, by arranging an optical isolator at the emitting end of a semiconductor laser, the light emitted from the laser passes through the optical isolator and can be used as a light source for optical fiber communication. On the other hand, the light that attempts to enter the semiconductor laser through the optical isolator is blocked by the optical isolator and cannot enter the semiconductor laser. If the optical isolator is not placed at the emitting end of the semiconductor laser, reflected return light is incident on the semiconductor laser, which degrades the oscillation characteristics of the semiconductor laser. In other words, the optical isolator functions to maintain stable oscillation without blocking the light entering the semiconductor laser and degrading the characteristics of the semiconductor laser.
  • the operation characteristics of the device deteriorate or an unintended operation occurs due to incident unintended reverse light. Since the optical isolator transmits light only in one direction, it is possible to prevent light from entering the optical active element unintentionally in the opposite direction.
  • the interference optical isolator (waveguide optical isolator) shown in Fig. 1 has been proposed.
  • This conventional optical isolator 10 1 has a waveguide layer 10 3 using a semiconductor material on a compound semiconductor substrate 10 2, a waveguide 1 0 4 on the waveguide layer 1 0 3, and a tapered branch coupling Equipped with vessel 1 0 5 Further, a magnetic field applying means for forming a cladding layer made of a magneto-optic material on the waveguide layer 103 and aligning the magnetization of the magneto-optic material in a predetermined direction on the cladding layer 10 6. 1 0 7 is provided.
  • This optical isolator (hereinafter referred to as “waveguide type optical isolator”) 1 0 1 has a phase change (hereinafter referred to as “phase change”) that varies in the propagation direction generated in the two optical waveguides constituting the optical interferometer.
  • phase change a phase change that varies in the propagation direction generated in the two optical waveguides constituting the optical interferometer.
  • phase change is set to be opposite.
  • Fig. 2 (a) to (c) The operating principle of the waveguide type optical isolator 100 is shown in Fig. 2 (a) to (c).
  • the output is output from the center output end 1 1 1 in the tapered branch coupler 1 0 5 provided on the output side due to the symmetry of the structure (Fig. 2
  • the light input from the output end 1 1 1 of the tapered branch coupler 1 0 5 does not return to the input end 1 1 0 of the left tapered branch coupler 1 0 5, but the input end 1 10 can be isolated from the reverse propagation wave.
  • magneto-optic material a material having a magneto-optic effect
  • a magnetic field is applied in the direction (lateral direction) perpendicular to the propagation direction in the waveguide plane from the outside.
  • the relationship between the propagation direction of light and the orientation direction of magnetization determines the nonreciprocal phase shift effect due to the magneto-optic effect. If the propagation direction is reversed while maintaining the magnetization direction, the nonreciprocal phase shift effect differs. In the following, the difference between the nonreciprocal phase shift effects of the forward and reverse propagation waves is referred to as the “nonreciprocal phase shift amount”.
  • the difference between the nonreciprocal phase shift effects of the forward and reverse propagation waves is referred to as the “nonreciprocal phase shift amount”.
  • the waveguide type optical isolator 101 shown in Fig. 2 magnetic fields are applied in antiparallel to the two waveguides that make up the interferometer. The phase difference of the lightwaves of this corresponds to the nonreciprocal phase shift amount. If a phase difference of + ⁇ occurs between the two waveguides due to the nonreciprocal phase-shift effect for the forward-propagating wave, the opposite sign for the backward-propagating wave (/ A phase difference
  • the light propagating through the long optical waveguide has a phase that is two times larger It is designed to have a change (hereinafter referred to as “reciprocal phase difference”). If the phase difference due to the nonreciprocal phase shift effect (nonreciprocal phase ⁇ ) 1 ⁇ 2 is generated in the waveguide with a long optical path compared to the waveguide with a short optical path, the forward propagation The light wave propagating through the two waveguides with respect to the wave has the same phase (output from the central output terminal of the branch coupler).
  • Reference 3 also proposes a configuration using a tapered branch coupler as an optical branching coupler in the interference system in an interferometric optical isolator using the nonreciprocal phase shift effect, and reveals its waveguide design. I have to.
  • the nonreciprocal phase shift effect is manifested by orienting the magnetization of the magnetic garnet, which is a magneto-optic material, in the direction in the waveguide layer (the direction parallel to the substrate surface).
  • it is necessary to grow a magnetic garnet having in-plane magnetization characteristics.
  • Reference 3 clarified the growth conditions for growing garnet (LuNdB i) 3 (F e A 1) 5 0 12 with in-plane magnetization characteristics by the liquid phase growth method, and the characteristics of the resulting magnetic garnet ⁇ Is shown.
  • 3 '(a) is the reciprocal phase difference at the operating wavelength for forward and backward propagating waves
  • 1 N is the nonreciprocal phase difference at the operating wavelength for forward propagating waves
  • ⁇ N represents the nonreciprocal phase difference at the operating wavelength for the backward propagating wave.
  • Figure 3 (b) shows the phase difference between the forward and backward propagation waves, which is a combination of the reciprocal phase difference and the nonreciprocal phase difference. Comparing the slope of the phase difference change with respect to the wavelength change of these two light waves, the slope of the backward propagation wave is larger than the slope of the forward propagation wave. This indicates that when the difference between the operating wavelength and the design wavelength increases, the deterioration of the oscillation characteristics of the optical laser due to insufficient diffusion of the backward propagating wave becomes larger than the scattering loss of the incident light. . Therefore, for the waveguide-type optical isolator with a design wavelength of 1.55 m, the change in the operating wavelength and the amount of diffusion of the backward propagating wave accompanying the change in the operating wavelength are as follows.
  • Figure 4 shows the characteristics of (reverse loss).
  • the amount of diffusion of the backward propagating wave must be a certain value (generally required value is 3 O. dB). According to the characteristics of Fig. 4,
  • the wavelength that indicates the amount of diffusion of 3 O d B or more is 1.5 4 ⁇ : L. 5 6 ⁇ m ( ⁇ 0.0 1 // m for the design wavelength 1.5 5), during which the operating wavelength In the absence of this, the backward propagation wave diffusion effect of the waveguide type optical isolator could not achieve the required performance.
  • the obtained Isolation characteristic is 4.9 dB, which is insufficient as a practical device.
  • the measurement wavelength of the isolation characteristic is 1.55 mm, and the wavelength characteristic is not described.
  • the reciprocal phase shifter of / 2 is used as the reciprocal phase shifter, the wavelength dependence of the backward propagation wave has not been eliminated.
  • Reference 4 is significant in that it experimentally verifies the physical phenomenon of nonreciprocal phase shift effect, but it has not yet been made into a device such as an optical isolator. Disclosure of the invention
  • the present invention has been made in view of the above problems, and an object of the present invention is to reduce the wavelength dependency of the backward propagating wave to widen the usable operating wavelength range and to be used for long-distance optical fiber communication.
  • the aim is to provide a waveguide-type broadband optical isolator that operates in two wavelength bands, 1.31 111 band and 1.55 Aim band.
  • the present invention relates to a waveguide type broadband optical isolator, and the object of the present invention is to A reciprocal phase shifter with a phase difference of 3 ⁇ 2 between the first light wave propagating in the first waveguide and the second light wave propagating in the second waveguide, where ⁇ is the working wavelength, and the forward direction
  • ⁇ is the working wavelength
  • This is achieved by providing a nonreciprocal phase shifter that provides a phase difference of ⁇ / 2 for the propagating wave and one CZ 2 for the counterpropagating wave.
  • the above object of the present invention is to set the basic operating wavelength to ⁇ and ⁇ to an integer greater than or equal to 0, and the first light wave propagating through the first waveguide and the second light wave propagating through the second waveguide.
  • Reciprocal phase shifter with phase difference of (x + 3/4) X 2 ⁇ and nonreciprocal phase shift that gives a phase difference of ⁇ ⁇ 2 for forward propagation wave and 1 ⁇ 2 for backward propagation wave A phase shifter, or by applying a magnetic field application direction to the magneto-optical material of the non-reciprocal phase shifter in the opposite direction, or the first or second phase shifter constituting the reciprocal phase shifter.
  • the phase shifter has a tapered waveguide in the light wave propagation direction, and the other waveguide also includes the tapered waveguide. It is achieved by. Brief Description of Drawings
  • FIG. 1 is a perspective view showing an example of a conventional interference type optical isolator (waveguide type optical isolator).
  • FIGS. 2 (a) to 2 (c) are diagrams for explaining the operating principle of a conventional waveguide type optical isolator.
  • FIGS. 3 (a) and 3 (b) are graphs showing examples of characteristics of changes in the operating wavelength of the conventional waveguide type optical isolator and associated phase difference changes.
  • FIG. 4 is a graph showing an example of the characteristics of the change in operating wavelength of the conventional waveguide type optical isolator and the amount of diffusion of the backward propagation wave (reverse loss) associated therewith.
  • FIG. 5 is a diagram showing a characteristic example of the change in operating wavelength of the conventional waveguide type optical isolator and the incident loss (forward loss) of the forward propagation wave associated therewith.
  • FIG. 6 is a diagram showing a configuration example of the waveguide portion of the waveguide type broadband optical isolator according to the present invention.
  • Figures 7 (a) and (b) show the design of the waveguide broadband optical isolator according to the present invention. It is a figure for demonstrating the principle of operation in a wavelength.
  • FIGS. 8 (a) and 8 (b) are graphs showing examples of the characteristics of the change in the operating wavelength and the accompanying phase difference change in the waveguide type broadband optical Izore according to the present invention.
  • FIG. 9 is a diagram showing an example of the waveguide structure of the reciprocal phase shifter 6 for changing the wavelength dependence of the reciprocal phase. .
  • FIG. 10 is an example of a characteristic diagram showing the wavelength dependence of the waveguide equivalent refractive index depending on the operating wavelength.
  • Fig. 11 shows the characteristics of the wavelength dependence of the Faraday rotation coefficient of Ce: YIG.
  • FIG. 12 shows an example of the wavelength dependence of the refractive index of Ce: YIG.
  • FIG. 14 is a diagram showing a mechanism for adjusting the wavelength dependence of the reciprocal phase difference.
  • FIG. 15 is a diagram showing a cross-sectional structure of a waveguide constituting the optical isolator.
  • the first 6 is a diagram showing a characteristic example of a wavelength dependence of the refractive index of the S I_ ⁇ 2.
  • FIG. 17 is a diagram showing a characteristic example of the wavelength dependence of the reciprocal phase difference 0 R.
  • FIGS. 18 (a) and 18 (b) are diagrams showing changes in the wavelength dependence of the reciprocal phase difference 0 R as the width and length of the waveguide are changed.
  • FIG. 19 is a perspective structural view showing an example of a waveguide type optical isolator having a magneto-optical material Ce: YIG as a waveguide layer.
  • FIG. 20 shows an example of the characteristics of the loss (reverse loss) for the backward propagation wave.
  • Figure 21 shows an example of the characteristics of loss (forward loss) for forward propagation waves.
  • FIG. 22 is a perspective structural view showing an example of a waveguide type optical isolator using Si as a waveguide layer.
  • FIG. 23 is a diagram showing a characteristic example of the wavelength dependence of the refractive index of the waveguide layer Si.
  • Fig. 24 is a diagram showing an example of the characteristics of the loss (reverse loss) with respect to the backward propagation wave.
  • FIG. 25 is a graph showing an example of the characteristics of loss (forward loss) for forward propagation waves.
  • FIG. 26 is a diagram showing the wavelength dependence of the reverse loss (solid line) and the forward loss (dashed line) of the waveguide-type broadband optical isolator with a center wavelength of 1.55 / m.
  • Figure 27 shows the wavelength dependence of reverse loss (solid line) and forward loss (dashed line) of a waveguide-type broadband optical isolator with a center wavelength of 1.43 m.
  • the waveguide type broadband optical isolator according to the present invention when the same operating wavelength as the design wavelength is incident on the optical isolator, 3 ⁇ 2 as the reciprocal phase shift amount to both the forward propagation wave and the backward propagation wave.
  • 3 ⁇ 2 as the reciprocal phase shift amount to both the forward propagation wave and the backward propagation wave.
  • + ⁇ ⁇ 2 is given to the forward propagation wave and 1 ⁇ 2 is given to the reverse propagation wave.
  • a phase difference of 2 ⁇ is given, and a phase difference of 7t is given to the backward propagation wave.
  • a phase difference is given that is in-phase for the forward propagation wave and opposite in phase for the backward propagation wave.
  • a forward-propagating wave is output from the central end of the branching coupler, and a backward-propagating wave is output from the unnecessary light output end next to the central end.
  • the forward propagation wave the sum of the reciprocal phase shift amount and the nonreciprocal phase shift amount is given
  • the reverse propagation wave the difference between the reciprocal phase shift amount and the nonreciprocal phase shift amount is given.
  • the transition of the phase shift due to the shift of the operating wavelength when deviating from the design wavelength is smoother in the direction of the backward propagating wave than in the forward propagating wave. As a result, even when the operating wavelength deviates from the design wavelength, the deviation from the phase difference ⁇ is kept to a minimum.
  • the overall configuration of the waveguide type broadband optical isolator according to the present invention is as follows: The configuration is the same as in Fig. 1 except that the magnetic field application direction is reversed, and the explanation is omitted.
  • FIG. 6 is a diagram showing the configuration of the waveguide portion of the waveguide type broadband optical isolator
  • FIGS. 7 (a) and (b) are diagrams showing the operating principle at the design wavelength.
  • the waveguide section of the waveguide type broadband optical isolator 1 becomes the extraordinary light with respect to the incident light of the optical laser, and serves as an unnecessary light output end 2 for diffusing reflected light and the like, and an input end and an output end of the optical laser.
  • a phase difference is generated by applying a magnetic field to the central end 3, a branching coupler 4 for branching / coupling of the forward propagation wave and the backward propagation wave, and a forward propagation wave and a backward propagation wave.
  • It consists of a nonreciprocal phase shifter 5 and a reciprocal phase shifter 6 that generates a reciprocal phase difference due to the optical path length difference between each of the two forward propagation waves and the reverse propagation wave branched by the branch coupler 4. Yes.
  • the non-reciprocal phase shifter 5 that gives non-reciprocal phase shifts the direction of application of the magnetic field in the opposite direction, gives a phase difference of +2 between the forward propagation waves with the design wavelength traveling through the two 3 ⁇ 4 waveguides, Gives a phase difference of -2.
  • the reciprocal phase shifter 6 gives a phase difference of 32 to both the forward propagation wave and the reverse propagation wave having the design wavelength. Therefore, the reciprocal phase shifter 6 is designed to generate an optical path length difference of 3 ⁇ / 4 between the two waveguides (hereinafter, “design wavelength” is ⁇ ).
  • the forward-propagating wave is incident from the center end 3 on the input side, branched by the branch coupler 4, and then given a phase difference of 3 ⁇ ⁇ 2 by the reciprocal phase shifter 6.
  • Phaser 5 gives a phase difference of + ⁇ / 2.
  • a phase difference of 2 ⁇ is generated for the forward propagation wave. Since the phase difference of 27 ⁇ is equivalent to the phase difference of 0, it is output from the center end 3 on the output side (Fig. 7 (a)).
  • the backward propagating wave (reflected return light) is incident from the central end 3 on the output side, branched by the branch coupler 4, and then given a phase difference of 3 ⁇ ⁇ 2 by the reciprocal phase shifter 6.
  • a non-reciprocal phase shifter 5 gives a phase difference of 1-2.
  • a phase difference of ⁇ is generated for the backward propagation wave.
  • the backward propagating wave is diffused from the unnecessary light output end 2 on the input side (Fig. 7). (b)).
  • the optical path length difference of the reciprocal phase shifter 6 is 3 ⁇ / 4 for the design wavelength ⁇ .
  • the optical path length difference given by the reciprocal phase shifter 6 is as follows: It only needs to have the length of the expression.
  • X is an integer greater than or equal to 0.
  • a waveguide type broadband optical isolator 1 by setting the nonreciprocal phase difference due to the nonreciprocal phase shifter to an odd multiple of 2 (3 or more).
  • the propagation distance required to obtain the desired amount of nonreciprocal phase shift is more than three orders of magnitude longer than the distance required to obtain the same amount of reciprocal phase shift. It is not realistic to set ⁇ / 2 to an odd multiple of 3 (more than 3).
  • the phase change by the reciprocal phase shifter 6 will be described in detail using 32 for the sake of simplicity.
  • the wavelength dependence of the reciprocal phase difference and the nonreciprocal phase difference is determined by the slope (0 R ) of the transition of the reciprocal phase shift amount with respect to the change in the operating wavelength in the reciprocal phase shifter 6 and the operating wavelength in the nonreciprocal phase shifter 5. It is expressed as the slope of the transition of the nonreciprocal phase shift amount with respect to the change in the direction (forward propagation 0 N , reverse propagation 1 N ) (Fig. 8 (a)).
  • the wavelength dependence of the reciprocal phase difference and the nonreciprocal phase difference is that the slope of 0 R and the slope of 6> N have the same sign, so the phase difference that occurs in the backward propagation wave (_6> N +0 R ) Can be reduced. For this reason, the wavelength dependence of the phase difference generated in the forward propagation wave is increased compared with the case where the reciprocal phase difference is ⁇ 2, but the wavelength dependence of the phase difference generated in the backward propagation wave is reduced. In this way, the operating wavelength region of the waveguide type optical isolator can be widened.
  • Figure 9 shows the waveguide of the reciprocal phase shifter 6 to change the wavelength dependence of the reciprocal phase difference. It is a figure showing a road structure.
  • the reciprocal phase shifter 6 has a waveguide length of 3 ⁇ 4 in order to give the reciprocal phase shift of 3 Tt / 2 to the light wave at the design wavelength ⁇ . Only possible. However, when the operating wavelength deviates from the design wavelength ⁇ , the phase difference obtained in both the nonreciprocal phase shifter 5 and the reciprocal phase shifter 6 deviates from the phase shift amounts 2 and 3 ⁇ 2 of the design wavelength. This shift can be canceled by the amount of phase shift by the non-reciprocal phase shifter 5 and the reciprocal phase shifter 6 described above, but the reciprocal phase shifter 6 is finely adjusted to cancel more effectively.
  • Reciprocal phase shifter 6 changes the waveguide width for the other waveguide, and propagation constant) 3 have optical path lengths L t.
  • the reciprocal phase shifter 6 is installed in one of the waveguides branched by the input-side branch coupler 4, and generates the same phase difference for the propagating forward and backward propagating waves. .
  • the reciprocal phase shift effect by the reciprocal phase shifter 6 is
  • Figure 10 shows the wavelength dependence of the waveguide equivalent refractive index depending on the operating wavelength at a waveguide width of 2.0 rn, a waveguide layer thickness of 0.48 / m, and a rib height of 0.06 m.
  • the waveguide equivalent refractive index decreases as the wavelength increases.
  • the wavelength dependence of the nonreciprocal phase shift effect by the nonreciprocal phase shifter 5 is almost determined by the wavelength dependence of the magneto-optic coefficient of the magneto-optic material (magnetic garnet).
  • the operating wavelength deviates from the design wavelength ⁇ by approximating the nonreciprocal phase shift amount and the reciprocal phase shift amount.
  • the deviation from the phase difference ⁇ can be reduced. Therefore, the waveguide equivalent refractive index is changed by changing the waveguide width of the reciprocal phase shifter 6, and the wavelength dependence on the backward propagating wave is canceled by using the following equation (3). 2 ⁇ -wavelength X waveguide equivalent refractive index X optical path difference one nonreciprocal phase difference.
  • Air upper clad layer
  • waveguide width is 2.2 m, 2.4 / zm
  • Figure 13 shows an example of the wavelength dependence of the waveguide equivalent refractive index and waveguide deviation when the waveguide width is 2.0 m and the waveguide equivalent refractive index at 3.0 xm.
  • the reciprocal phase difference is adjusted by changing not only the width but also the length of the waveguide.
  • an adjustment unit 8 having an optical path length L 2 that does not change the waveguide width is provided.
  • the propagation coefficient of waveguides other than the reciprocal phase shifter 6 is j3 2 and the following equation (4) is established at the design wavelength ⁇ .
  • the width of the waveguide is such that the deviation of the reciprocal phase difference 3 i XL i_) 3 2 XL 2 from 3 ⁇ / 2 when the wavelength is changed is equal to the deviation of the nonreciprocal phase difference from ⁇ 2.
  • optical path length L between the branch couplers 4 on the other waveguide. 2 is expressed by the following equation (6).
  • L. 2 Propagation constant / 3 2 interval L.
  • Figure 14 shows the waveguide structure of the waveguide type broadband optical isolator considered here.
  • a multimode interference coupler (MMI force bra) 9 is used instead of a taper-type branch coupler at the junction.
  • MMI force bra 9 is used instead of a taper-type branch coupler at the junction.
  • a multimode branch coupler is used, coupling and branching characteristics with small wavelength dependence are realized.
  • the reciprocity ⁇ @ difference is adjusted by changing the width W of waveguide 1 and the length 1 ⁇ .
  • Figure 15 shows the waveguide cross-sectional structure of the optical isolator.
  • Magneto-optical material C e the YIG the waveguide layer, the S I_ ⁇ 2 as the upper cladding layer, C e: the NOG substrate for crystal growth of YIG and lower cladding layer.
  • Ce YIG refractive index ⁇ length dependence (Fig. 12.)
  • Fig. 6 The typical wavelength dependence of reciprocal phase difference 0 R and nonreciprocal phase difference 0 N is shown in FIG.
  • the wavelength dependence of these phase differences is represented by a straight line for the sake of simplicity, but in an actual waveguide, the wavelength dependence is a curve as shown in Fig. 17. Change.
  • the width W of the waveguide 1 is varied, the reciprocal phase difference shows wavelength dependence as shown in Fig. 18 (a).
  • the reciprocal phase difference shows wavelength dependence as shown in Fig. 18 (b).
  • ⁇ By using the dependence of the reciprocal phase difference on the waveguide width and length in this way, it is possible to design the phase difference of the reverse propagation light to match the ideal value T.
  • Fig. 1 Broadband in a waveguide type optical isolator with a magneto-optic material C e: YI G. (C e Y 2 F e 5 ⁇ 12 ) shown in Fig. 9 as a waveguide layer. Will be described.
  • C e: Y IG is a magneto-optical material, so it is necessary to consider the wavelength dependence of the Faraday rotation coefficient due to C e: Y IG.
  • C e: Y I G which takes the values shown in Fig. 11.
  • C e: Y I G taking the values shown in Fig. 12 was used. Taking these into account, we considered a waveguide type optical isolator using Ce: YIG as a waveguide layer.
  • the layer structure of the waveguide was air (upper clad)
  • ZC e YIG (waveguide layer) / NOG (lower clad).
  • C e YIG waveguide layer thickness It was 0.48 m.
  • Figure 20 shows an example of the characteristic of loss (diffusion) for the backward propagation wave of the waveguide type optical isolator obtained by this design.
  • Figure 20 shows an example of the characteristic of the loss (forward loss) for the forward propagation wave. Shown in 2nd 1st fa.
  • a reverse loss (diffusion amount) of 3 O dB or more can be obtained over wavelengths from 1.40 to 1.63 / zm (with conventional optical isolators, wavelengths from 1.54 to .1. Reverse loss> 56 dB at 56 m).
  • the wavelength dependence on the forward propagation wave is smaller in the conventional type, and in this waveguide type broadband optical isolator, the insertion loss amount is the largest in the band where the reverse loss (diffusion amount) is 30 dB or more. It increases to about 1.3 dB at the large band edge (wavelength 1.40 ⁇ m) (0.1 dB at the same wavelength in the conventional type).
  • the wavelength dependence of the isolation ratio defined by the reverse loss-forward loss is almost determined by the wavelength dependence of the reverse loss, and a large bandwidth can be realized.
  • the loss of forward-propagating waves can be compensated with an optical amplifier or the like, so it does not pose a major problem.
  • Example 2 explains how to increase the bandwidth in a waveguide type optical isolator using Si as the waveguide layer shown in Fig. 22.
  • C e YIG (upper clad) ZS i (waveguide layer) ZS i 0 2 (lower clad layer).
  • Upper cladding C e The wavelength dependence of the Faraday rotation coefficient of YIG takes the values described above with reference to Fig. 11.
  • C e . Using YIG, the wavelength dependence of the refractive index of the waveguide layer S i for utilizing S i to take the value shown in FIG. 23, the wavelength dependence of the refractive index of the substrate S i 0 2 utilized a S i 0 2 takes a value that shows in FIG. 16.
  • This waveguide type optical isolator is an example of an ultra-compact optical isolator formed of SO I We 18 (S i ZS i 0 2 / S i), and is used as an optical isolator for silicon photonics optical circuits. Used. In FIG. 22, a multi-mode interference coupler (MM I force bra) is used as the branch coupler 4, but this does not affect the broadening of the isolating bandwidth due to the phase difference wavelength dependence flattening of the present invention. . A waveguide type optical isolator having this structure has been considered.
  • the thickness of the 31 waveguide layer was set to 0.2 m.
  • Figure 24 shows an example of the characteristic of the loss (diffusion) for the backward propagation wave of the waveguide type optical isolator obtained by this design.
  • Figure 25 shows the characteristic of the loss (forward loss) for the forward propagation wave. Each is shown in the figure.
  • this waveguide type broadband optical isolator With this waveguide type broadband optical isolator, a reverse direction loss (diffusion amount) of 30 dB or more over a wavelength range of 1.485 to 1.63 m can be obtained.
  • the reverse loss at 56 m is more than 30 dB).
  • the wavelength dependence on the forward-propagating wave is smaller in the conventional type, and this waveguide-type broadband optical isolator has the largest insertion loss in a band with a reverse loss (diffusion) of 30 dB or more. It increases to about 0.5 dB at the large band edge (wavelength 485 ⁇ m) (0.05 dB at the same wavelength in the conventional type).
  • the wavelength dependence of the ration ratio defined by the reverse loss and the forward loss is almost determined by the wavelength dependence of the reverse loss, and a significant increase in bandwidth is realized.
  • the amount of directional propagation wave insertion loss is not a big problem because it can be compensated with an optical amplifier.
  • the waveguide type optical isolator using Ga InAs P as a waveguide layer is a modification of the waveguide type optical isolator using this Si waveguide layer and is considered to have the same effect.
  • FIG. 14 shows the characteristics of a waveguide broadband optical isolator with a center wavelength of 1.55 zm.
  • Figure 26 shows the wavelength dependence of the loss of the light wave incident on the waveguide type optical isolator obtained by this design.
  • the loss amount for the backward propagation wave is shown by a solid line, and the loss amount for the forward propagation wave is shown by a broken line. Over the wavelength range of 1.4 / ⁇ to 1.65 m, the reverse loss is well above the generally required value of 30 dB.
  • the forward loss increases as the wavelength shift of the incident light from 1.55 m increases, but the wavelength dependence of the isolation ratio defined by the reverse loss amount minus the forward loss amount is It is almost determined by the wavelength dependence, and a large bandwidth is realized.
  • the insertion loss amount of the forward propagation wave is Since it can be compensated with an amplifier, it is not a big problem.
  • the forward loss increases as the deviation from the incident light wavelength 1.43 increases, but the wavelength dependence of the isolation ratio defined by the reverse loss amount minus the forward loss amount is the wavelength of the reverse loss. It is almost determined by the dependency, and a large bandwidth is realized.
  • the insertion loss of the forward propagation wave can be compensated with an optical amplifier, etc., so it is not a big problem.
  • the diffusion amount of the backward propagation wave (reverse direction 'loss) in the conventional waveguide type optical isolator having a wavelength of 1.55 m is 30 dB. While the above operating band was about 20 nm before and after the design wavelength (about 1.54 ⁇ : I. 56 ⁇ m), an operating band over 200 nm was obtained.
  • the reciprocal phase difference 3 ⁇ 2 was obtained by changing the waveguide length, and the application direction of the magnetic field to obtain the nonreciprocal phase difference was the opposite direction. As a result, a phase difference of 2 ⁇ is given to the forward propagation wave and ⁇ to the backward propagation wave.
  • the reciprocal phase shifter By changing the waveguide width of the reciprocal phase shifter in part, or by changing the length of the waveguide, or by changing the waveguide width and the length of the waveguide, the reciprocal phase shift By canceling the wavelength dependence of the phase change due to the detector with the wavelength dependence of the nonreciprocal phase shifter, we succeeded in reducing the wavelength dependence for the backward propagation wave. We have succeeded in suppressing the reflection and emission of propagating light caused by changing the waveguide width by introducing a tapered waveguide.
  • the reverse loss (diffusion amount) is large even if the forward loss is somewhat sacrificed. It is often required to increase the bandwidth by canceling each other's wavelength dependence.

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Abstract

本発明の導波路型広帯域光アイソレータは、基本動作波長をλとして、第１の導波路を伝搬する第１の光波と第２の導波路を伝搬する第２の光波との位相差を３π／２とする相反移相器と、順方向伝搬波に対してπ／２、逆方向伝搬波に対して−π／２の位相差を与える非相反移相器とを具備している。これにより、逆方向損失の波長依存性を低減させ、利用可能な動作波長域を広げることができ、長距離光ファイバ通信に用いられる１．３１μｍ帯と１．５５μｍ帯の２つの波長帯においても動作する。

Description

明 細 書 導波路型広帯域光アイソレータ 技術分野
本発明は導波路型広帯域光アイソレー夕に関し、 特に導波路型光アイソレー夕 が所望の特性を満足して動作する波長域を格段に広げ、 長距離光ファイバ通信に 用いられる 1 . 3 1 m帯と 1 . 5 5 ΠΙ帯の 2つの波長帯においても動作する 導波路型広帯域光アイソレータに関する。 背景技術
光ァイソレー夕は一方向にのみ光を透過させ、 これと反対の方向に伝搬しょう とする光を阻止する素子である。 例えば、 光アイソレータを半導体レーザの発射 端に配置することによって、 レーザから出射される光は光アイソレー夕を透過し、 これを光ファイバ通信用の光源として用いることができる。 逆に光アイソレータ を通して半導体レーザに入射しょうとする光は、.光アイソレータによって阻止さ れ、 半導体レーザに入射することはできない。 光アイソレータを半導体レーザの '発射端に置かないと、 半導体レーザに反射戻り光が入射し、 これが半導体レーザ の発振特性を劣化させてしまう。 即ち、 光アイソレータは半導体レーザに入射し ようとする光を遮り、 半導体レーザの特性を劣化させることなく、 安定な発振を 保つ働きをする。
上述した半導体レーザに限らず、 光増幅器などの光能動素子においては、 意図 しない逆向き光が入射することによって、 素子の動作特性が劣化したり、 意図せ ぬ動作をする。 光アイソレータは一方向にしか光を透過しないため、 光能動素子 に意図せず逆向きに光が入射することを防止することができる。
半導体レーザとの集積化に適した光アイソレータとして、 従来第 1図に示す干 渉型光アイソレータ （導波路型光アイソレータ） が提案されている。 この従来の 光アイソレー夕 1 0 1は、 化合物半導体基板 1 0 2上に半導体材料を用いた導波 層 1 0 3を、 導波層 1 0 3上に導波路 1 0 4、 テーパ状分岐結合器 1 0 5を備え、 さらに導波層 1 0 3上に磁気光学材料からなるクラ、ンド層 1 0 6を形成し、 クラ ッド層 1 0 6上に磁気光学材料の磁化を所定の方向に揃えるための磁界印加手段 1 0 7を設けたものである。
この光アイソレータ'（以下、 「導波路型光アイソレータ」 とする） 1 0 1は、 光干渉計を構成する 2本の光導波路中に発生する伝搬方向によって大きさが異な る位相変化 （以下、 「非相反移相効果」 'とする） を用いて、 順方向伝搬波に対し ては 2本の光導波路を伝搬する光波が同位相となるように、 逆方向に伝搬する逆 方向伝搬波に対しては逆位相になるように設定される。
導波路型光アイソレータ 1 0 1の動作原理を、 第 2図. （a ) 〜 （c ) に示す。 2つの光波が同位相になる場合には、 構造の対称性から出力側に設けたテーパ状 分岐結合器 1 0 5において、 中央の出力端 1 1 1から出力される （第 2図
( b ) ) 。 一方、 逆位相になる場合は、 左側 （導波路型光アイソレータ 1 0 1に とっては入力端となる側） のテ パ状分岐結合器 1 0 5において反対称の分布が 形成されるため、 対称構造の結合器 1 0 5の中央出力端 （入力端） 1 1 0からは 出力されずに、 両脇に設けだ不要光出力端.1 1 2から出力される （第 2図
( c ) ) 。 即ち、 左側のテーパ状分岐結合器 1 0 5の入力端 1 1 0から入射した 光波は、 右側のテ一パ状分岐結合器 1 0 5の出力端 1 1 1から出力され、 逆に右
- 側のテーパ状分岐結合器 1 0 5の出力端 1 1 1から入力された光は、 左側のテ一 パ状分岐結合器 1 0 5の入力端 1 1 0に戻ることなく、 入力端 1 1 0を逆方向伝 搬波からアイソレー卜することができる。
以上のような動作は、 第 2図 （c ) に示す構成によって実現される。 まず、 干 渉光路の一方を他方に比べて長くすることによって、 2本の光路間に伝搬方向に 依存しない位相差 （相反位相差） を発生させる。 また、 磁気光学効果を有する材 料 （以下、 「磁気光学材料」 とする） を平面状の光導波路中に配置し、 外部から 導波路面内で伝搬方向に直交する方向 （横方向） に磁界を印加して、 磁気光学材 料の磁化を配向させることによって非相反移相効果を発生させる。 光の伝搬方向 と磁化の配向方向の関係によって、 磁気光学効果による非相反移相効果が決まり、 磁化方向を保ったまま伝搬方向を反転させると、 非相反移相効果が異なる。 以下、 順方向伝搬波と逆方向伝搬波の非相反移相効果の差を 「非相反移相量」 とする。 第 2図の導波路型光アイソレー夕 101では、 干渉計を構成する 2本の導波路 に互いに反並行に磁界が印加されているため、 .2本の導波路中を同じ距離伝搬し た際の光波の位相差が非相反移相量に一致する。 また、 順方向伝搬波に対して非 相反移相効果によって、 2本の導波路間に +Φの位相差が生じるとすると、 逆方 向伝搬波に対しては、 これと異符号一 (/>の位相差が生じることになる。
この磁 m光学効果による非相反移相効果に加え、 2本の導波路に 1/4波長に 相当する光路長差を設けることによって、 光路の長い導波路を伝搬する光が冗 2だけ大きな位相変化 （以下、 「相反位相差」 とする） を持つように設計されて いる。 順方向伝搬波に対して、 光路の長い導波路の方が短い導波路に比べて非相 反移相効果による位相差 （非相反位相荸） 一 πΖ2を生じるようにすれば、 順方 向伝搬波に対して 2本の導波路を伝搬する光波は同位相となる （分岐結合器の中 央出力端から出力される） 。 伝搬方向を反転すると、 非相反位相差は符号が反転 するため、 光路の長い導波路の方が非相反位相差 +7ΓΖ2を与えられる。 これと 光路長差による +πΖ2の位相差が加わり、 逆位相状態 （位相差 ） で分岐結合 器 入力されることになる （分岐結合器の 2本の外側導波路から出力される） 。 このように正常光と異常光とを位相差を利用してアイソレートしている。 このよ うな導波路型光アイソレータの一例が日本国特 Ϊ午 3407046号に記載されて いる。
また、 この導波路型光アイソレー夕に関し、 以下の文献 1〜4が存在する。 文献 1 ： H.Yokoi, T.Mizumoto, N. Shinjo, N.Futakuchi and Y.Nakano,
"Demonstration of optical isolator, with a semiconductor guided layer that was obtained by use of a
誦 reciprocal phase shift," Applied Optics, vol.39, No33; pp.6158-6164 (2000)
文献 2 ： 横井、 水本、 新城、 二口、 中野、 "半導体導波層を有する光アイソレ 一夕の動作実証、 " 電子情報通信学会技術研究報告、 OPE2000 -
10、 pp.3417-3421 (2000)
文献 3 ： T.Mizumoto, S. Mashimo, T. Ida and Y. Nai to, In— plane
magnet i zed rare earth iron garnet for a waveguide optical isolator employing 讓 reciprocal phase shift," IEEE Trans. MAG, vol.29, No.6, pp.3417-3421 (1993) 文献 4 ： T. Mizumoto and Y. Nai to, "Nonrec iprocal propagation
characteristics of YIG thin film, " IEEE Trans. On
Microwave Theory and Techniques, vol . MTT— 30, No. 6， pp.
922-925 (1982) 文献 1及び 2では、 Ga I nAs Pを導波層とし、 磁気光学材料 C e Y2F e 5012 (C e ： Y I G) を上クラッド層とした光アイソレー夕を実際に試作し、 その特性を測定した結果が報告されている。 アイソレータの特性として、 4. 9 dBのアイソレーション比 （= 方向損失—順方向損失） が波長 1. 55 mで 得られたとしている。 また、 相反移相器の移相量の再現性を明らかにするために、 測定に容易な相反移相量 πの相反移相器を有するアイソレータ構造を製作し （こ の場合、 アイソレータとしては不十分な動作となる） 、 相反移相量を測定してい る。
また、 文献 3では、 非相反移相効果を用いた干渉型光アイソレー夕において、 干渉系を構成する光分岐結合器としてテーパ状 岐結合器を用いた構成を提案し、 その導波路設計を明らかにしている。 また、 非相反移相効果は、 磁気光学材料で ある磁性ガーネットの磁化を導波層内方向 （基板表面と平行な方向） に配向させ ることで発現する。 磁化を配向させるために必要な磁界の大きさを低減するため には、 面内磁化特性を有する磁性ガーネットを成長させる必要がある。 文献 3で は、 液相成長法で面内磁化特性を有するガーネット （LuNdB i ) 3 (F e A 1 ) 5012を成長する成長条件を明らかにし、 結果として得られた磁性ガーネッ 卜の特性を示している。
さらに、 文献 4では、 磁性ガーネット Y3F e 5012 (Y I G) を伝搬する T Μモードが受ける非相反移相量を測定し、 非相反移相効果を実証している。
しかしながら、 上述の従来の導波路型光アイソレータでは、 第 3図 （a) 及び (b) に示すように、 動作波長が設計波長である時には上記の通りの位相差が発 生し、 導波路型光アイソレータとして理想的な動作を示すが、 動作波長が変化す ると順方向伝搬波、 逆方向伝搬波共に非相反移相量及び相反移相量の大きさが変 化する。 即ち、 順方向伝搬波に対して干渉光路が同位相、 逆方向伝搬波に対して 逆位相という設計条件から誤差が生じ、 アイソレー夕の特性が劣化してしまって いた。 ここで、 第 3図'（a ) の 0 Rは順方向伝搬 及び逆方向伝搬波に対する動 作波長における相反位相差を、 一 0 Nは順方向伝搬波に対する動作波長における 非相反位相差を、 θ Nは逆方向伝搬波に対する動作波長における非相反位相差を それぞれ示している。
また、 第 3図 （b ) では相反位相差と非相反位相差とを合成した順方向伝搬波 と逆方向伝搬波の位相差を表している。 これら 2つの光波の波長変化に対する位 相差の変化の傾きを比べると、 逆方向伝搬波の傾きが順方向伝搬波の傾きに比べ て大きい。 これは動作波長と設計波長との差が大きくなると、 入射光の 散損失 よりも、 逆方向伝搬波の拡散不足による光レーザの発振特性の劣化が無視できな い程大きくなることを示している。 そこで、 まず動作波長の変化に伴う逆方向伝 搬波の拡散量について、 設計波長を 1 . 5 5 mとした導波路型光アイソレータ において、 動作波長の変化とそれに伴う逆方向伝搬波の拡散量 （逆方向損失） の 特性を第 4図に示す。
逆方向伝搬波を光レーザに照射させないためには、 逆方向伝搬波の拡散量が一 定以上 （一般的に要求される値は 3 O. d B ) .必要である。 第 4図の特性によると、
3 O d B以上の拡散量を示す波長は 1 . 5 4〜： L . 5 6 ^ m (設計波長 1 . 5 5 に対して ± 0 . 0 1 // m) であり、 この間に動作波長が無い場合、 導波路型 光アイソレー夕の逆方向伝搬波拡散効果は要求を満たすほどの性能を発揮するこ とができなかった。
一方、 動作波長の変化に伴う順方向伝搬波の入射損失について、 設計波長 1 . 5 5 mで設計された導波路型光アイソレータにおける動作波長の変化とそれに 伴う順方向伝搬波の入射損失 （順方向損失） の特性を第 5図に示す。
設計波長から動作波長がずれた場合、 動作波長の変化に対する位相差の傾きは 順方向伝搬波に比べて逆方向伝搬波が大きい、 即ち順方向伝搬波に対して逆方向 伝搬波の波長依存性が高いことは第 4図と共に上述したが、 第 5図と対比すると、 それを顕著に見ることができる。 設計波長が 1 . 5 5 mの導波路型光アイソレ 一夕において、 動作波長が 1. 45 ;am〜l, 64 mの間にある場合の順方向 伝搬波の入射損失は 0. l dBで済んでおり、 上述した要求を満たす逆方向伝搬 波拡散効果を得られる動作波長 1. 54~1. 56 mと比べると歴然の差があ る。
' 結果として、 "逆方向損失一順方向損失" で定義されるアイソレーション比の 波長依存性は逆方向損失の波長依存性でほぼ決まるため、 従来の導波路型光アイ ソレー夕では動作波長が 1. 54〜1. 56 mを外れてしまうとその特性を発 揮できなかった。
文献 Ί及び文献 2では、 得られたアイゾレーシヨン特性は 4. 9 dB.であり、 実用デバイスとしては不十分である。 また、 アイソレーション特性の測定波長は 1. 55 ΠΙであり、 波長特性については述べられていない。 さらに、 相反移相 器として / 2の相反移相器を利用しているため、 逆方向伝搬波の波長依存性は 解消されていない。
文献 3では、 文献 1及び 2と同様に、 相反移相器として π/2の相反移相器を 利用しているため、 逆方向伝搬波の波長依存性は解消されていない。 また、 文献 3の磁性ガーネット （LuNdB i) 3 (F e A 1 ) 5012では、 ファラデー回 転係数が一 600 d e gノ cm (波長 1. 31 m) であり、 後述する本発明の 磁性ガーネッ卜 C e ： Y I Gのファラデー回転係数— 4500 d e gZcmに比 ベ、 1 3%程度である。 この結果、 非相反移相器の長さが 7. 5倍近く長くなつ てしまう問題がある。
また、 文献 4は、 非相反移相効果という物理現象を実験的に検証した点におい て意義があるが、 実際に光アイソレータなどのデバイス化には至っていない。 発明の開示
本発明は上記問題点に鑑みてなされたものであり、 本発明の目的は、 逆方向 伝搬波の波長依存性を低減させて利用可能な動作波長域を広げると共に、 長距離 光ファイバ通信に用いられる 1. 31 111帯と 1. 55 Aim帯の 2つの波長帯に おいても動作する導波路型広帯域光アイソレー夕を提供することにある。
本発明は導波路型広帯域光アイゾレ一夕に関し、 本発明の上記目的は、 基本動 作波長を λとして、 第 1の導波路を伝搬する第 1の光波と第 2の導波路を伝搬す る第 2の光波との位相差を 3 π 2とする相反移相器と、 順方向伝搬波に対して π/ 2、 逆方向伝搬波に対して一 C Z 2の位相差を与える非相反移相器とを設け ることによって達成さ る。
また、 本発明の上記目的は、 基本動作波長を λ、 χを 0以上の整数として、 第 1の導 路を伝搬する第 1の光波と第 2の導波路を伝搬する第 2の光波との位 相差を （x + 3 / 4 ) X 2 πとする相反移相器と、 順方向伝搬波に対して π Ζ 2、 逆方向伝搬波に対して一 π 2の位相差を与える非相反移相器とを設けることに より、 或いは非相反移相器の磁気光学材料への磁界印加方向を対向方向とするこ とにより、 .或いは前記相反移相器を構成する前記第 1又は第 2の導波路の導波路 幅を一部変化させることができることにより、 或いは前記相反移相器を構成する . 前記第 1又は第 2の導波路の導波路長を変化させることにより、.或いは前記相反 移相器が光波の伝搬方向にテーパ導波路を有すると共に、 他方の導波路の一部に も前記テーパ導波路を含むことによって達成される。 図面の簡単な説明
第 1図は、 従来の干渉型光アイソレータ （導波路型光アイソレータ） の一例を '示す斜視構造図である。
第 2図 （a ) 〜 （c ) は、 従来の導波路型光アイソレータの動作原理を説明す るための図である。
第 3図 （a ) 及び （b ) は、 従来の導波路型光アイソレータの動作波長の変化 とそれに伴う位相差変化の特性例を示す図である。
第 4図は、 従来の導波路型光アイソレータの動作波長の変化とそれに伴う逆方 向伝搬波の拡散量 （逆方向損失） の特性例を示す図である。
第 5図は、 従来の導波路型光アイソレータの動作波長の変化とそれに伴う順方 向伝搬波の入射損失 （順方向損失） の特性例を示す図である。
第 6図は、 本発明に係る導波路型広帯域光アイソレー夕の導波路部分の構成例 を示す図である。
第 7図 （a ) 及び （b ) は、 本発明に係る導波路広帯域光アイソレー夕の設計 波長における動作原理を説明するための図である。
第 8図 （a ) 及び （b ) は、 本発明に係る導波路型広帯域光アイゾレ一夕の動 作波長の変化とそれに伴う位相差変化の特性例を示す図である。
第 9図は、 相反位相 の波長依存性を変化させるための相反移相器 6の導波路 構造例を示す図である。 .
第' 1 0図は、 動作波長による導波路等価屈折率の波長依存性を示す特性図の一 例である。
第 1 1図は、 C e ： Y I Gのファラデー回転係数の波長依存性についての特性 を示す図である。
第 1 2.図は、 C e ： Y I Gの屈折率の波長依存性の特性例を示す図である。 第 1 3図は、 導波路幅 W= 2 mの導波路等価屈折率との偏差の波長依存性を 示す特性図である。
第 1 4図は、 相反位相差の波長依存性を調節するための機構を示す図である。 第 1 5図は、 光アイソレータを構成する導波路断面構造を示す図である。 第 1 6図は、 S i〇2の屈折率の波長依存性の特性例を示す図である。
第 1 7図は、 相反位相差 0 Rの波長依存性の特性例を示す図である。
第 1 8図 （a ) 及び （b ) は、 導波路の幅と長さを変化させたどきの相反位相 差 0 Rの波長依存性の変化の様子を示す図である。
第 1 9図は、 磁気光学材料 C e ： Y I Gを導波層とした導波路型光アイソレー 夕の一例を示す斜視構造図である。
第 2 0図は、 逆方向伝搬波に対する損失量 （逆方向損失量） の特性例である。 第 2 1図は、 順方向伝搬波に対する損失量 （順方向損失量） の特性例である。 第 2 2図は、 S iを導波層とした導波路型光アイソレータの一例を示す斜視構 造図である。
第 2 3図は、 導波層 S iの屈折率の波長依存性の特性例を示す図である。 第 2 4図は、 逆方向伝搬波に対する損失量 （逆方向損失量） の特性例を示す図 である。
第 2 5図は、 順方向伝搬波に対する損失量 （順方向損失量） の特性例を示す図 である。 第 2 6図は、 中心波長 1 . 5 5 / mの導波路型広帯域光アイソレータの逆方向 損失 （実線) 及び順方向損失 （破線） の波長依存性を示す図である。
第 2 7図は、 中心波長 1 . 4 3 mの導波路型広帯域光アイソレータの逆方向 損失 （実線） 及び順方向損失 （破線） の波長依 性を示す図である。 発明を実施するための最良の形態
本発明に係る導波路型広帯域光アイソレータは、 設計波長と同じ動作波長を光 アイソレー夕に入射した際に、 相反移相量として 3 π Ζ 2を順方向伝搬波及び逆 方向伝搬波の双方に与えると共に、 非相反移相量として + π Ζ 2を順方向伝搬波、 一 π 2を逆方向伝搬波のそれぞれに与えることで、 2本の導波路を進む光波に はそれぞれ順方向伝搬波に対して位相差 2 π、 逆方向伝搬波に対して位相差 7tを 与える。 即ち、 順方向伝搬波に対しては同位相、 逆方向伝搬波に対しては逆位相 となる位相差を与える。 この位相差により、 順方向伝搬波を分岐結合器の中央端 から出力すると共に、 逆方向伝搬波を中央端横の不要光出力端から出力させる。 順方向伝搬波に対して、 相反移相量と非相反移相量の和を与え、 逆方向伝搬波 に対して、 相反移相量と非相反移相量の差を与えるため、 動作波長が設計波長か らずれた際の動作波長の変移による位相ずれの推移は、.順方向伝搬波より逆方向 伝搬波の傾きの方が滑らかとなる。 これにより、 動作波長が設計波長からずれた 場合でも、 位相差 πからのずれを最小限に留めている。
これにより、 逆方向損失の波長依存性を抑制し、 アイソレーション比を定義す る "逆方向損失一順方向損失" の値を安定させて広帯域化を実現させている。 また、 導波路幅を調節して、 導波路等価屈折率の波長依存性を変化させること により、 或いは導波路長を変化させることにより、 或いは導波路幅及び導波路長 を変化させることにより、 相反位相差の波長依存性を調節して非相反位相差の波 長依存性を打ち消じて動作波長による位相変化のずれの補正を図っている。 その 結果、 非相反位相差及び相反位相差の設計値からの偏差の絶対値が等しくなるよ うに波長依存性を調整し、 光アイゾレ一夕の広帯域化を図っている。
以下に、 本発明に係る導波路型広帯域光アイソレータについて、 図面を参照し て説明する。 なお、 本発明に係る導波路型広帯域光アイソレー夕の全体構成は、 磁界印加方向を逆方向にする以外は従来の第 1図と同じ構成であり、 説明は省略 する。
第 6図は、 導波路型広帯域光アイソレー夕の導波路部分に関する構成を示す図 であり、 第 7図 （a ) 及び （b ) は設計波長における動作原理を表す図である。 導波路型広帯域光アイソレー夕 1の導波路部は、 光レーザの入射光に対して異 常光とな ¾反射光等を拡散させる不要光出力端 2と、 光レーザの入力端及び出力 端となる中央端 3と、 順方向伝搬波及び逆方向伝搬波の分岐 ·結合を行う分岐結 合器 4と、 順方向伝搬波及び逆方向伝搬波に対して磁界を印加することで位相差 を発生させる非相反移相器 5と、 分岐結合器 4によって分岐された 2つの順方向 伝搬波及び逆方向伝搬波のそれぞれに光路長差によって相反位相差を発生させる 相反移相器 6とから構成されている。
非相反移相を与える非相反移相器 5は磁界の印加方向を対向方向とし、 2本の ¾波路を進む設計波長を持つ順方向伝搬波間に + 2の位相差を与え、 逆方向 伝搬波間に— 2の位相差を与える。
一方、 相反移相器 6は、 設計波長を持つ順方向伝搬波及び逆方向伝搬波共に 3 2の位相差を双方に与える。 従って、 相反移相器 6は 2本の導波路間に光路 長差は 3 λ / 4 (以下、 「設計波長」 を λとする） を生じるように設計されてい 'る。
結果として、 順方向伝搬波は入力側の中央端 3から入射され、 分岐結合器 4に よって分岐された後、 相反移相器 6によって 3 π Ζ 2の位相差が与えられ、 非相 反移相器 5によって + κ / 2の位相差が与えられる。 出力側の分岐結合器 4にお いて結合される際には、 2 πの位相差が順方向伝搬波に対して発生している。 2 7Τの位相差は位相差 0と同意であるから、 出力側の中央端 3から出力される （第 7図 （a ) ) 。
逆に、 逆方向伝搬波 （反射戻り光） は出力側の中央端 3から入射し、 分岐結合 器 4によって分岐された後、 相反移相器 6によって 3 ττ Ζ 2の位相差が与えられ、 非相反移相器 5によって一 2の位相差が与えられる。 入力側の分岐結合器 4 において結合される際には、 πの位相差が逆方向伝搬波に対して発生している。 これにより、 逆方向伝搬波は入力側の不要光出力端 2から拡散される （第 7図 (b) ) 。
なお、 簡便のため相反移相器 6の光路長差は.、 設計波長 λに対して 3 λ/4を 用い'たが、 相反移相器 6によって与えられる光路長差は、 下記 （1) 式の長さを 有すれば良い。
'(X+ 3Z4) λ · ·'· (1)
ただし、 Xは, 0以上の整数である。 これにより、 （χ+ 3/4) X 2 πの相反位相差を順方向伝搬波及び逆方向伝搬 波の双方に得ることができる。
また、 非相反移相器による非相反位相差を 2の奇数倍 （3以上） として導 波路型広帯域光アイソレータ 1を構成することも可能である。 しかしながら、 所 望の非相反移相量を得るために必要な伝搬距離は、 同じ大きざの相反移相量を得 るために必要な伝搬距離に比べて 3桁以上長いため、 非相反位相差を π/2の奇 数倍 （3以上） .とする方法は現実的ではない。 なお、 以下では簡便のため、 相反 移相器 6による位相変化は 3 2を用いて詳述する。
' この導波路型広帯域光アイソレー夕 1の、 相反位相差 6» Rと非相反位相差 （順 方向伝搬 0N、 逆方向伝搬— 0N) の波長依存性の特性例を第 8図 （a) 及び (b) に示す。 相反位相差と非相反位相差の波長依存性は、 相反移相器 6におけ る動作波長の変化に対する相反移相量の推移の傾き （0R) と、 非相反移相器 5 における動作波長の変化に対する非相反移相量の推移の傾き （順方向伝搬 0N、 逆方向伝搬一 0N) とで表される （第 8図 （a) ) 。 相反位相差と非相反位相差 の波長依存性は、 0Rの傾きと 6>Nの傾きとが同じ符号を持っているため、 逆方 向伝搬波に生じる位相差 （_6>N+0R) の波長依存性を低減することができる。 このため、 相反位相差が兀 2の場合に比べ、 順方向伝搬波において生じる位相 差の波長依存性は増大するが、 逆方向伝搬波において生じる位相差の波長依存性 は低減される。 このようにして、 導 路型光アイソレータの動作波長領域を広帯 域化することができる。
第 9図は、 相反位相差の波長依存性を変化させるための相反移相器 6の導波 路構造を表した図である。
上述のように、 設計波長 λにおいて、 相反移相器 6で光波に対して 3 Tt/2の 相反'位相差を与えるためには、 相反移相器 6が 3 λΖ4の導波路長を有すのみで 実現可能である。 しかしながら、 設計波長 λから動作波長がずれた場合、 非相反 移相器 5及び相反移相器 6共に得られる位相差は設計波長の移相量 2及び 3 πΖ2からずれを生じる。 このずれは、 上述した非相反移相器 5及び相反移相器 6による移相量により打ち消すことができるが、 より効果的に打ち消すために相 反移相器 6を微調整する。 これは、 相反移相器 6の導波路幅を変化させ、 それに 伴う導波路等価屈折率を変化させて位相差の偏差を小さくすることで実現する。 相反移相器 6は、 他方の導波路に対して導波路幅を変化させ、 伝搬定数) 3い 光路長 Ltとする。 この相反移相器 6は、 入力側の分岐結合器 4によって分岐さ れた導波路の一方に設置され、 伝搬する順方向伝搬波及び逆方向伝搬波に対して 双方に同じ位相差を発生させる。 相反移相器 6による相反移相効果は、 下記
(2) 式によって決まり、 その波長依存性は "2 πΖ波長 X導波路等価屈折率" の項に現れる。
2 πΖ波長 X導波路等価屈折率 X光路長. · · · (2) 即ち、 一般的に同一の導波路で考えると、 "2 πΖ波長 X導波路等価屈折率" の 値は、 短波長側で大きくなる。 .
空気 （上クラッド層） C e ： Y I G (導波層） Z ( (C a, Mg， Z r) - d o p e d Gd 3G a 5012) (NOG) 基板 （下クラッド層） を一例として、 導波路幅 2. 0 rn, 導波層厚 0. 48 /m、 リブ高 0. 06 mにおける、 動 作波長による導波路等価屈折率の波長依存性を第 10図に示す。 このように、 波 長が長くなると導波路等価屈折率は減少する。 即ち波長が短くなれば、 "2πΖ 波長" は増大し、 積算される導波路等価屈折率も短波長側で大きいため、 "2 π 波長 X導波路等価屈折率" の値も短波長側で大きくなる。
一方、 非相反移相器 5による非相反移相効果の波長依存性は、 磁気光学材料 (磁性ガーネット） の磁気光学係数の波長依存性によってほぼ決まり、 短波長側 で大きな非相反移相効果が得られる。 磁気光学ガーネッ卜 C e ： Y I Gのファラ デ一回転数の波長依存性を示す特性例を第 1 1図に、 C e ： Y I Gの屈折率の波 長依存性を示す特性例を第 1 2図に示す。
ここで、 非相反移相 5及び相反移相器 6による逆方向伝搬波について考える と、 非相反移相量と相反移相量とを近似させることで、 設計波長 λから動作波長 がずれた場合でも位相差 πとの偏差を小さくすることができる。 そこで、 相反移 相器 6の導波路幅を変化させることにより導波路等価屈折率を変化させ、 下記 (3) 式とすることで逆方向伝搬波に対する波長依存性を相殺している。 2 πΖ波長 X導波路等価屈折率 X光路差一非相反位相差 .
=π · · · (3) 空気 （上クラッド層） ZC e .: Y I G (導波層) NOG基板 (下クラッド 層） を一例として、 導波路幅を 2. 2 m, 2. 4 /zm、 3. 0 xmとした時の 導波路等価屈折率と、 導波路幅 2. 0 mの導波路等価屈折率とめ偏差の波長依 存性の特性例を第 1 3図に示す。 この導波路等価屈折率の波長依存性を利用して、 導波路等価屈折率の項を調節し、 非相反移相効果の波長依存性への近似を実現し 'ている。
導波路型広帯域化光アイソレータの動作領域を更に広帯域化するためには、 相 反位相差を導波路の幅だけでなく長さも変化させることによって調節す'る。 相反 移相器 6に相対する導波路に、 導波路幅の変わらない光路長 L2を有する調整部 8を設ける。 相反移相器 6以外の導波路の伝搬係数を j32とし、 設計波長 λにお いて、 下記 （4) 式が成立する。
Figure imgf000015_0001
そして、 波長が変化した場合の相反位相差 3 i XL i_ )32 XL 2の 3 π/ 2から の偏差が、 非相反位相差の πΖ2からの偏差と等しくなるように、 導波路の幅と 長さを変化させて、 相反移相器 6の導波路変化に対する微調整を行う。 結果として、 分岐結合器 4間の相反移相器 6を除いた部分の 1本の光路長を L 0とすると、 相反移相器 6側導波路の分岐結合器 4間の光路長 L Q iは下記 （ 5 ) 式となる。 LQ 1=伝搬定数 32の区間 LQ+伝搬定数 )3 の区間 1^ (相反移相器 6)
' · · · (5) また、 他方側導波路の分岐結合器 4間の光路長 L。2は下記 （6) 式となる。 L。2=伝搬定数 /32の区間 L。十伝搬定数 |82の区間 L2 (調整部 8)
. . . (6) なお、 導波路幅を変化させる場合、 急激に変化させるとその部分で伝搬光の反 射や放射が生じ、 伝搬損失に繋がってしまう。 そこで、 導波路が異なる区間の接 続部分に、 順方向伝搬波及び^方向伝搬波の伝搬方向に対して徐々に導波路幅が 変化するテ一パ導波路 7を挿入する。 また、 このテーパ導波哆 7によって相反移 相器 6側に意図しない位相差が生じてしまうた 、 もう一方の導波路にもテーパ 導波路 7を揷入する。 これにより、 テーパ導波路 7を挿入することによる 2本の 導波路のアンバランスを補償している。
ここで具体的に、 導波路の幅と長さを変化させたときに、 相反位相差の波長依 存性がどのように変化するかを計算した結果を説明する。 ここで考える導波路型 広帯域光アイソレー夕の導波路構造を第 14図に示す。 ここでは合分岐部にテー パ状分岐結合器を用いる代わりに、 多モード干渉結合器 （MM I力ブラ） 9を用 いる。 多モード分岐結合器を用いると、 波長依存性の小さい合分岐特性が実現さ れる。 導波路 1の幅 W,と長さ 1^を変化させることによって、 相反位 ^@差を調 節する。 光アイソレータの導波路断面構造を第 1 5図に示す。 磁気光学材料 C e ： Y I Gを導波層とし、 上クラッド層として S i〇2を、 C e ： Y I Gを結晶 成長させる NOG基板を下クラッド層とする。 相反位相差の計算には、 Ce ： Y I Gの屈折率の ^長依存性 （第 12.図） 、 S i 02の屈折率の波長依存性 （第 1
4 6図） を用いる。 相反位相差 0Rおよび非相反位相差 0Nの典型的な波長依存性 は第 1 7図に示される。 第 3図および第 8図では、 これら位相差の波長依存性は、 簡単化のために直線で表していたが、 実際の導波路では、 第 1 7図に示されるよ うに波長依存性は曲線的な変化を示す。 導波路 1の幅 W,を変化させると、 相反 位相差は第 1 8図 （a) のような波長依存性を示す。 また、 導波路 1の長さ 1^ を変化させると、 相反位相差は第 1 8図 （b) のような波長依存性を示す。 · この ように相反位相差の導波路幅および長さに対する依存性を利用すると、 逆方向伝 搬光の位相差が理想値 Tに一致するように設計することができる。
このことを利用して、 1. 3 1 111帯 （1. 26〜 1. 36 m) と 1. 55 m帯 （.1.. 53〜： 1. 625 m) の 2つの波長帯をカバ一する全波長域にわ たって、 30 dB以上の逆方向損失を有する導波路型広帯域光アイゾレ一夕を製 造することができる。 これにより、 長距離光ファイバ通信に用いられる 1. 3 1 m帯と 1..55 m帯の 2つの波長帯においても動作する。 以下に、 本発明の導波路型広帯域光アイソレータを用いた実施例を説明する。
[実施例 1]
第.1 9図に示した磁気光学材料 C e ： Y I G.(C e Y2F e 5〇12) を導波層 'とした導波路型光ァイソレー夕での広帯域化.を実施例 1として説明する。
. C e ： Y I Gは磁気光学材料であるため、 C e ： Y I Gによるファラデー回転 係数の波長依存性を考慮する必要がある。 C e ： Y I Gによるファラデー回転係 数の波長依存性については、 第 1 1図に示した値をとる C e ： Y I Gを利用した。 また、 C e ： Y I Gの屈折率の波長.依存性については、 第 1 2図に示した値をと る C e ： Y I Gを利用した。 これらを考慮して、 C e ： Y I Gを導波層とした導 波路型光アイソレー夕を考えた。
導波路の層構造は、 空気 （上クラッド） ZC e ： Y I G (導波層） /NOG (下クラッド） とした。 また、 逆方向伝搬波に対する波長依存性をできるだけ小 さく抑えるように、 第 9図の相反移相器 6を、 1^= 1 0. 0 rn, L2= 1 0. 59 m, W1 = 2. 4 ^m、 W2=2. 0 urn (W は相反移相器 6の導波路幅、 W2は相反移相器以外の導波路幅） とした。 また、 C e ： Y I G導波層の厚'さを 0. 48 mとした。
. この設計により得られる導波路型光アイソレー夕の逆方向伝搬波に対する損失 量 （拡散量） の特性例を第 20図に、 順方向伝搬波に対する損失量 （順方向損失 量） の特性例を第 2 1 faにそれぞれ示す。
この導波路型広帯域光アイソレータでは、 波長 1. 40〜 1. 63 /zmにわた つて 3 O dB以上の逆方向損失 （拡散量） が得られる （従来の光アイソレータで は、 波長 1. 54〜.1. 56 mで逆方向損失 30 d B以上） 。 逆に、 順方向伝 搬波に対する波長依存性は従来型の方が小さく、 この導波路型広帯域光アイソレ 一夕では、 逆方向損失 （拡散量） 30 dB以上の帯域内で挿入損失量が最も大き い帯域端 （波長 1. 40 ^m) で 1. 3 dB程度に増加する （従来型では同じ波 長で 0. 1 dB) 。 しかし、 逆方向損失—順方向損失で定義されるアイソレーシ ョン比の波長依存性は、 逆方向損失の波長依存性でほぼ決まり、 大幅な広帯域化 が実現される。 なお、 順方向伝搬波の損失量は、 光増幅器等で補うことができる ため、 大きな問題とはならない。
[実施例 2] . '
第 22図に示じた S iを導波層とした導波路型光アイソレー夕での広帯域化を 実施例 2として説明する。
' この導波路型光アイソレータの層構造は、 .C e ： Y I G (上クラッド） ZS i (導波層） ZS i 02 (下クラッド層） である。 上クラッド C e ： Y I Gのファ ラデー回転係数の波長依存性は、 第 1 1図を用いて上述した値をとる C e.： Y I Gを利用し、 導波層 S iの屈折率の波長依存性については第 23図に示した値を とる S iを利用し、 基板 S i 02の屈折率の波長依存性については第 16図に示 した値をとる S i 02を利用した。 この導波路型光アイソレータは、 SO Iゥェ 一八 （S i ZS i 02/S i ) で形成される超小型光アイソレー夕の一例であり、 シリコンフォト二クス光回路用の光アイソレータとして用いられる。 なお、 第 2 2図では、 分岐結合器 4に多モード干渉結合器 （MM I力ブラ） を用いているが、 本発明の位相差波長依存性平坦化によるアイソレー夕の広帯域化には影響しない。 この構造を有する導波路型光アイソレータについて考えた。
逆方向伝搬波の波長依存性をできるだけ小さく抑えるように第 9図の相反移相 器 6を 1^=3. 30 //m, L 2 = 4. 084 ^m, Wt = 0. 8 m、 W2= 0. 6 urn (Wiは相反移相器 6の導波路幅、. W2は相反移相器以外の導波路幅） と しだ。 また、 3 1導波層の厚さは0. 2 mとした。
この設計により得られる導波路型光アイソレータの逆方向伝搬波に対する損失 量 （拡散量） の特性例を第 24図に、 順方向伝搬波に対する損失量 （順方向損失 量） の特性例を第 25図にそれぞれ示す。
この導波路型広帯域光アイソレータでは、 '波長 1. 485〜1. 63 mにわ たって 30 dB以上の逆.方向損失 （拡散量） が得られる （従来の光アイソレータ では、 波長 1. 54〜1. 56 mで逆方向損失 30 d.B以上） 。 逆に、 順方向 伝搬波に対する波長依存性は従来型の方が小さく、 この導波路型広帯域光ァイソ レ一タでは、 逆方向損失 （拡散量） 30 dB以上の帯域内で挿入損失量が最も大 きい畨域端 （波長 485 ^m) で 0. 5 dB程度に増加する （従来型では同 じ波長で 0. 05 dB) 。 しかし、 逆方向損失一順方向損失で定義されるァイソ レーシヨン比の波長依存性は、 逆方向損失の波長依存性でほぼ決まり、 大幅な広 帯域化が実現される。 なお、 方向伝搬波の挿入損失量は、 光増幅器等で補うこ とができるため、 大きな問題とはならない。 また、 Ga I nAs Pを導波層とし た導波路型光アイソレータはこの S i導波層を利用した導波路型光アイソレー夕 の変形であり、 同様の効果があると考えられる
[実施例 3]
中心波長 1. 55 zmの導波路広帯域光アイソレータの特性を示す。 導波路の 構造は、 第 14図で、 L1=900 m、 L2= 899. 55 u , W, = 2. 4 iim, W2= 2. 0 m、 L t = 10 mとしたものである。 この設計で得られ る導波路型光アイソレー夕に入射した光波の損失の波長依存性を第 26図に示す。 逆方向伝搬波に対する損失量が実線、 順方向伝搬波に対する損失量が破線で示さ れる。 波長 1. 4/ ΐΏ〜1. 65 mにわたつて、 逆方向損失は一般に要求され る値 30 d Bを大きく上回っている。 入射光の波長の 1. 55 mからのずれが 大きくなるに従って順方向損失が大きくなるが、 逆方向損失量一順方向損失量で 定義されるアイソレーション比の波長依存性は、 逆方向損失の波長依存性でほぼ 決まり、 大幅な広帯域化が実現される。 なお、 順方向伝搬波の挿入損失量は、 光 増幅器等で補うことができるため、 大きな問題とはならない。
！:実施例 4]
中 波長 1. 43 / mの光アイソレー夕の特性を示す。 導波路の構造は、 第 1 4図で 1^= 930 ^111、 L 2- 929. 72 m、 Ψ,= 3. 0 m、 W2=2. 0 rn, L t= 10 mとしたものである。 この設計で得られる導波路型光アイ ソレ 夕に入射した光波の損失の波長依存性を第 27図に示す。 逆方向伝搬波に 対する損失量が実線、.順方向伝搬波に対する 失量が破線で示される。 逆方向損 失が一般に要求される値.30 d Bを上回づている範囲は、 1. 31 m帯 （1. 26〜： I. 36 ^m) と 1. 55 /zm帯 （ 1. 53〜 1. 625 Aim) の 2つの 波長帯にわたっている。 入射光の波長 1. 43 からのずれが大きくなるに 従って順方向損失が大きくなるが、 逆方向損失量一順方向損失量で定義されるァ イソレーシヨン比の波長依存性は、 逆方向損失の波長依存性でほぼ決まり、 .大幅 な広帯域化が実現される。 なお、 順方向伝搬波の挿入損失量は、 光增幅器等で補 うことができるため、 大きな問題とはならない。 以上のように、 本発明の導波路型広帯域光アイソレー夕によれば、 従来の設計 波長 1. 55 mの導波路型光アイソレー夕で 逆方向伝搬波の拡散量 （逆方向 '損失） 30 dB以上の動作帯域が設計波長の前後に約 20 nm (約 1. 54〜： I. 56 ^m) であったのに対して、 200 nm以上の動作帯域が得られる。
導波路構造では、 導波路長を変化させことにより相反位相差 3 ττΖ2を得て、 非相反移相差を得る磁界の印加方向を対向方向にした。 結果として順方向伝搬波 に 2 ττ、 逆方向伝搬波に πの位相差を与えられる。
さらには、 相反移相器の導波路幅を一部変化させることにより、 或いは導波路 の長さを変化させることにより、 或いは導波路幅及び導波路の長さを変化させる ことにより、 相反移相器による位相変化の波長依存性を非相反移相器の波長依存 性と相殺することで、 逆方向伝搬波に対する波長依存性の低減化に成功している。 まだ、 導波路幅が変化することで起こる伝搬光の反射や放射を、 テーパ状導波 路を導入することで抑制することに成功している。
光アイソレータでは、 順方向損失を多少犠牲にしても逆方向損失 （拡散量） を大 きくすることが求められることが多く、 互いの波長依存性を打ち消すようにして 広帯域化を図ることが可能である。

Claims

請 求 の 範 囲
1 . 導波路型光アイソレータにおいて、
基本動作波長を λとして、 第 1の導波路を伝搬する第 1の光波と、 第 2の導波路 を伝搬する第 2の光波との位相差を 3 π / 2とする相反移相器と、
順方向伝 波に対して π Ζ 2、 逆方向伝搬波に対して一 2の位相差を与える 非相反移相器と、
を具備したことを特徴とする導波路型広帯域光アイソレータ。
2 . 導波路型光アイソレータにおいて、
基本動作波長 λにおいて、 Xを 0以上の整数として、 第 1の導波路を伝搬する第 1の光波と、 第 2の導波路を伝搬する第 2の光波との位相差を " （Χ + 3 Ζ 4 ) X 2 π " とする相反移相器と、
順方向伝搬波に対して 2、 逆方向伝搬波に対して一 2の位相差を与える 非相^移相器と、
を具備したことを特徴とする導波路型広帯域光アイソレータ。
'
3 . 前記非相反移相器の磁気光学材料への磁界印加方向を対向方向とする請求の 範囲第 1項又は第 2項に記載の導波路型広帯域光アイソレー夕。
4 . 前記相反移相器は、 前記第 1又は第 2の導波路の導波路幅に対して、 前記導 波路幅以上の所定導波路幅を有し、 導波路等価屈折率を変化させた請求の範囲第 1項乃至第 3項のいずれかに記載の導波路型広帯域光アイソレー夕。
5 . 前記相反移相器が光波の伝搬方向にテ一パ導波路を有すると共に、 他方の導 波路の一部にも前記テーパ導波路を含む請求の範囲第 1項乃至第 4項のいずれか に記載の導波路型広帯域光アイソレー夕。
6 . 前記第 1の導波路が前記相反移相器を含み、 前記第 2の導波路が前記相反移 相器による位相変化を調整する調整部を有し、 前記相反移相器を含まない前記第
1の導波路の分岐結合器間における光路長を L。、 搬定数を j32.前記相反移相 器の光路長を 伝搬定数を) 3 Xを 0以上の整数として、 前記調整部が、
" β β 2XL2= (X+ 3Z4) X 2 ττ" を満たす光路長 L2、 導波路伝 搬定数 /32を有する請求の範囲第 4項又は第 5項に記載の導波路型広帯域光アイ ソレ 夕。
7. 前記相反移相器を構成する前記第.1又は第 2の導波路の導波路の幅と長さを 変化させ、 相反位相差を調節した請求の範囲第 1項乃至第 5項のいずれかに記載 の導波路型広帯域光アイソレータ。 .
8. 波長が 1. 3 1 / m帯と 1. 55 帯の 2つの波長帯において動作する請 求の範囲第 7項に記載の導波路型広帯域光アイソレータ。
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