WO2015030251A1 - 光増幅器、光増幅システム、波長変換器および光通信システム - Google Patents

光増幅器、光増幅システム、波長変換器および光通信システム Download PDF

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    • H01S3/2375—Hybrid lasers

Definitions

  • the present invention relates to an optical amplifier, an optical amplification system, a wavelength converter, and an optical communication system.
  • optical amplifiers are indispensable.
  • EDFAs Erbium-Doped Fiber Amplifiers
  • Raman amplifiers Raman amplification systems
  • EDFAs Erbium-Doped Fiber Amplifiers
  • Raman amplification systems have been put to practical use as optical amplifiers or optical amplification systems in the optical communication band.
  • an optical parametric amplifier that utilizes a nonlinear effect in an optical fiber for optical amplification as disclosed in Patent Document 1 can reduce noise compared to an EDFA.
  • OPA optical parametric amplifier
  • PSA Phase Sensitive Amplifier
  • OPA has not been put to practical use because the amplification band is narrow and the gain spectrum is not flat.
  • the present invention has been made in view of the above, and provides an optical amplifier, an optical amplification system, a wavelength converter, and an optical communication system with higher gain while realizing gain spectrum flatness and broadband characteristics. For the purpose.
  • an optical amplifier includes an amplification optical fiber and a signal light input to the amplification optical fiber that is nonlinear with the amplification optical fiber.
  • a pump light source that supplies pump light for parametric amplification by an optical effect to the optical fiber for amplification, and the optical fiber for amplification has a variation of zero dispersion wavelength in the range of 0.5 nm / 100 m in the longitudinal direction. It is characterized by being.
  • the amplification optical fiber includes a central core portion, an outer core layer formed around the central core portion and having a lower refractive index than the central core portion, and the central core.
  • a core part formed between the outer core layer and the outer core layer, and having a refractive index lower than that of the central core part and higher than that of the outer core layer, and the outer core A cladding portion formed around the layer and having a refractive index lower than that of the central core portion and higher than that of the outer core layer, and having an effective core area of 18 ⁇ m 2 or less at a wavelength of 1550 nm.
  • the optical amplifier according to one aspect of the present invention the amplification optical fiber, the effective core area at the wavelength of 1550nm is at 10.27Myuemu 2 or more 18 [mu] m 2 or less, the relative refractive index difference with respect to the cladding portion of the central core portion Is 1.8% or more and 3.0% or less, and the relative refractive index difference of the outer core layer with respect to the cladding is ⁇ 1.2% or more and ⁇ 0.2% or less, and the cladding of the buffer core layer
  • the relative refractive index difference with respect to the portion is 0.1% to 0.6%
  • the outer diameter of the outer core layer is 9.4 ⁇ m to 21.4 ⁇ m
  • the ratio of the diameter of the portion is 0.20 or more and 0.40 or less
  • the ratio of the outer diameter of the buffer core layer to the outer diameter of the outer core layer is 0.24 or more and 0.80 or less
  • An optical amplifier includes a temperature adjustment mechanism that adjusts a temperature of the amplification optical fiber or a tension adjustment mechanism that adjusts a tension applied to the amplification optical fiber.
  • An optical amplifier includes a temperature adjustment mechanism for adjusting a temperature of a semiconductor laser element in the pump light source or a drive current adjustment mechanism for adjusting a drive current of the semiconductor laser element.
  • An optical amplifier includes a temperature adjustment mechanism for adjusting a temperature of the fiber Bragg grating or a tension adjustment mechanism for adjusting a tension applied to the fiber Bragg grating, wherein the phase shifter is a fiber Bragg grating. It is characterized by that.
  • the amplification optical fiber is configured such that the zero difference wavelength at an ambient temperature is flat when the wavelength of the pump light is set to a predetermined pump light wavelength.
  • the temperature adjustment mechanism is positioned on the short wavelength side by 5 nm or less from the first zero dispersion wavelength at which the gain band is maximized, and the temperature adjustment mechanism is configured so that the zero difference wavelength of the amplification optical fiber approaches the first zero dispersion wavelength. And adjusting the temperature of the amplification optical fiber.
  • An optical amplifier includes a gain flattening filter for flattening a gain wavelength characteristic of the optical amplifier, in which a zero dispersion wavelength of the amplification optical fiber is shorter than the pump wavelength. .
  • the signal light and the pump light are input, and the signal light and the pump light are separated into polarization components having polarization states orthogonal to each other, and the orthogonal to each other
  • the polarization components to be amplified are input to the amplification optical fiber so that the amplification optical fiber propagates in opposite directions, and are amplified by propagating in the amplification optical fiber in opposite directions.
  • a polarization multiplexer / demultiplexer that combines components with polarization is provided.
  • the optical amplifier according to an aspect of the present invention further includes a relative phase shifter that is inserted between the plurality of amplification optical fibers and changes a relative phase of input light.
  • the optical amplifier according to an aspect of the present invention is characterized in that an intensity ratio between the intensity of the pump light input to the optical amplifier and the total intensity of the signal light is 24 dB or more.
  • An optical amplifier includes an amplification optical fiber and pump light for parametrically amplifying the wavelength-division multiplexed signal light input to the amplification optical fiber by a nonlinear optical effect of the amplification optical fiber.
  • the optical amplifier according to an aspect of the present invention is characterized in that the pump light wavelength of the pump light is set to be 5 nm or more away from the wavelength of the wavelength multiplexed signal light.
  • An optical amplification system includes the optical amplifier according to an aspect of the present invention.
  • a wavelength converter according to an aspect of the present invention includes the optical amplifier according to an aspect of the present invention.
  • An optical communication system includes the optical amplifier according to an aspect of the present invention.
  • the gain is further increased while realizing flatness and wide bandwidth of the gain spectrum.
  • FIG. 1 is a schematic configuration diagram of an optical amplifier and its amplification characteristic measurement system according to the first embodiment.
  • FIG. 2 is a schematic cross-sectional view of the amplification optical fiber shown in FIG.
  • FIG. 3 is a diagram schematically showing a refractive index profile of the amplification optical fiber shown in FIG.
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of the distribution in the longitudinal direction of the zero dispersion wavelength of the original optical fiber for preparing the amplification optical fiber shown in FIG.
  • FIG. 5 is a schematic configuration diagram of a temperature adjustment mechanism applicable to the amplification optical fiber shown in FIG.
  • FIG. 6 is a diagram illustrating the wavelength dependence of the gain and NF of the manufactured optical amplifier according to the first embodiment.
  • FIG. 1 is a schematic configuration diagram of an optical amplifier and its amplification characteristic measurement system according to the first embodiment.
  • FIG. 2 is a schematic cross-sectional view of the amplification optical fiber shown in FIG.
  • FIG. 3 is a diagram schematically showing a
  • FIG. 7 is a diagram showing an ASE spectrum when the pump light wavelength and the temperature of the optical fiber for amplification are adjusted by the manufactured optical amplifier of the first embodiment.
  • FIG. 8 is a diagram illustrating the gain of the manufactured optical amplifier of Example 1 and the dependence of NF on the input signal light intensity.
  • FIG. 9 is a diagram illustrating the wavelength dependence of gain and NF when the relative phase shifter is omitted in the configuration of the manufactured optical amplifier according to the first embodiment.
  • FIG. 10 is a schematic configuration diagram of an optical amplifier and its amplification characteristic measurement system according to a modification of the first embodiment.
  • FIG. 11 is a diagram illustrating the wavelength dependence of the gain and NF of the manufactured optical amplifier according to the second embodiment.
  • FIG. 12 is a diagram illustrating the wavelength dependence of gain and NF when the zero-dispersion wavelength is adjusted in the manufactured optical amplifier according to the second embodiment.
  • FIG. 13 is a schematic configuration diagram of an optical amplifier according to the second embodiment.
  • FIG. 14 is a schematic configuration diagram of a three-stage optical amplifier.
  • FIG. 15 is a schematic configuration diagram of the optical amplifier according to the first embodiment and its WDM amplification characteristic measurement system.
  • FIG. 16 is a diagram showing a spectrum of 8-channel WDM signal light to be input.
  • FIG. 17 is a diagram showing a spectrum of amplified 8-channel WDM signal light.
  • FIG. 18 is a diagram showing a spectrum of amplified 8-channel WDM signal light.
  • FIG. 16 is a diagram showing a spectrum of 8-channel WDM signal light to be input.
  • FIG. 19 is a diagram showing a spectrum of amplified 8-channel WDM signal light.
  • FIG. 20 is a diagram showing a spectrum of amplified 8-channel WDM signal light.
  • FIG. 21 is a diagram showing a spectrum of amplified 8-channel WDM signal light.
  • FIG. 22 is a diagram showing a spectrum of amplified 8-channel WDM signal light.
  • FIG. 23 is a diagram illustrating the wavelength dependence of the gain and NF when the 8-channel WDM signal light is input to the optical amplifier according to the first embodiment.
  • FIG. 24 is a diagram illustrating the wavelength dependence of the gain and NF when a 4-channel WDM signal light is input to the optical amplifier according to the first embodiment.
  • FIG. 25 is a schematic configuration diagram of the disclosed optical amplifier and its amplification characteristic measurement system.
  • FIG. 26 is a diagram showing the wavelength dependence of the gain and NF of the optical amplifier shown in FIG.
  • the present inventors have disclosed an OPA that realizes flatness of gain spectrum and broadband characteristics by quasi phase matching.
  • the gain was about 10 dB and the 0.3 dB gain band was about 30 nm.
  • the present inventors have made a multistage OPA in order to realize a gain of 20 dB and gain flatness within 1 dB in the C band (for example, 35 nm from 1530 nm to 1565 nm). The experiment was conducted.
  • OPA in this specification means the following optical amplifiers. That is, the pump light and the signal light that is the amplified light are input to the amplification optical fiber that is the amplification medium.
  • the amplification optical fiber idler light is generated from the pump light and the signal light by the nonlinear optical effect of the amplification optical fiber. Further, the signal light is parametrically amplified.
  • the wavelength ⁇ idler [nm] of the idler light has the following relationship with the wavelength ⁇ pump [nm] of the pump light and the wavelength ⁇ signal [nm] of the signal light.
  • PSA in this specification means the following optical amplifier. That is, in the PSA, in addition to the pump light and the signal light, idler light having a power 1/10 to 10 times that of the signal light is input to the amplification optical fiber. At the output of the amplification optical fiber, pump light, parametric amplified signal light, and parametric amplified idler light are output. The wavelength of this idler light is determined by the following relationship, similar to the idler light of OPA.
  • FIG. 1 is a schematic configuration diagram of an optical amplifier 100 and its amplification characteristic measurement system according to Embodiment 1 of the present invention.
  • an optical amplifier 100 that is an OPA includes an optical amplifying body 10, a pump light source unit 20, and an optical multiplexer / demultiplexer 30.
  • a signal light source 41 composed of a wavelength tunable laser device for measurement is connected to the optical multiplexer / demultiplexer 30 of the optical amplifier 100 via a polarization controller 42.
  • An optical spectrum analyzer 300 for measuring spectrum, gain, and NF is connected to the amplification optical fiber 12 of the optical amplifier 100 via an optical attenuator 200.
  • the configuration of the optical amplifier 100 will be described more specifically in the order of the pump light source unit 20, the optical amplifying body 10, and the optical multiplexer / demultiplexer 30.
  • the pump light source unit 20 includes a pump light source 21, a phase modulator 22, an optical fiber amplifier 23, an optical bandpass filter 24, a white noise source 25, and a broadband RF amplifier 26.
  • the pump light source 21, the phase modulator 22, the optical fiber amplifier 23, and the optical bandpass filter 24 are connected by an optical fiber.
  • the optical fiber used for this connection is preferably a polarization maintaining optical fiber.
  • the pump light source 21 outputs pump light having a predetermined pump light wavelength to be supplied to the optical amplifying body 10.
  • the pump light source 21 is composed of a tunable laser device, but may be composed of a distributed feedback (DFB) laser, a Fabry-Perot (FP) laser, or a vertical cavity surface emitting laser (VCSEL).
  • the white noise source 25 outputs a 1.2 GHz broadband white noise signal as an electrical signal.
  • the white noise source 25 may output a white noise signal of 2 GHz, or may output a plurality of sine waves having different frequencies as a white noise signal.
  • the broadband RF amplifier 26 amplifies the white noise signal output from the white noise source 25 and outputs it to the phase modulator 22.
  • the phase modulator 22 receives the pump light and the amplified white noise signal, phase-modulates the pump light with a predetermined degree of phase modulation with the amplified white noise signal, and outputs it to the optical fiber amplifier 23. Note that, by modulating the phase of the pump light, the spectral width of the pump light is widened, so that the generation or intensity of SBS (stimulated Brillouin scattering) in the optical amplifier 10 can be suppressed. If the pump light source 21 uses an FP laser or VCSEL having a wide spectrum width, the degree of phase modulation may be lower than when a DFB laser is used.
  • the optical fiber amplifier 23 is, for example, EDFA or EYDFA (Erbium Ytterbium Doped Fiber Amplifier), and optically amplifies the pump light phase-modulated by the phase modulator 22 and outputs the amplified light to the optical bandpass filter 24.
  • the optical bandpass filter 24 has a transmission center wavelength that matches the pump light wavelength, and removes an ASE (Amplified Spontaneous Emission) component generated in the optical fiber amplifier 23 from the pump light amplified by the optical fiber amplifier 23. Output.
  • the transmission wavelength band of the optical bandpass filter 24 is preferably as narrow as 1 nm or less, for example.
  • an optical isolator may be inserted at an arbitrary position ahead of the pump light source 21.
  • the optical amplifying body 10 is a two-stage optical amplifying body that includes amplification optical fibers 11 and 12 and a relative phase shifter 13 inserted between the amplification optical fibers 11 and 12.
  • FIG. 2 is a schematic cross-sectional view of the amplification optical fiber 11 shown in FIG.
  • FIG. 3 is a diagram schematically showing a refractive index profile of the amplification optical fiber 11 shown in FIG. Since the amplification optical fiber 12 has the same configuration as the amplification optical fiber 11, description thereof is omitted.
  • the amplification optical fiber 11 includes a central core portion 11aa, an outer core layer 11ac formed around the central core portion 11aa and having a lower refractive index than the central core portion 11aa, and between the central core portion 11aa and the outer core layer 11ac.
  • the amplification optical fiber 11 has a coating 11c formed around the cladding portion 11b (see Patent Document 3).
  • the core part 11a and the clad part 11b are based on SiO 2 glass.
  • the distribution of the addition amount of the refractive index adjusting dopant such as GeO 2 and fluorine (F) added to adjust the refractive index, the distribution amount of the addition amount in the radial direction, and the like can be adjusted.
  • a refractive index profile can be formed. At this time, when GeO 2 is added, the refractive index can be increased, and when F is added, the refractive index can be decreased.
  • the clad portion 11b is made of, for example, pure SiO 2 glass, but a refractive index adjusting dopant such as GeO 2 or F may be added to obtain a desired refractive index.
  • the phrase “consisting essentially of pure SiO 2 glass” means that no refractive index adjusting dopant is included, and a Cl element that does not affect the refractive index may be included.
  • the coating 11c is usually made of two layers of ultraviolet curable resin, but is not particularly limited.
  • the outer diameter of the clad portion 11b is usually 125 ⁇ m, but can be 100 ⁇ m or less. In that case, the diameter when the amplification optical fiber 11 is wound around a bobbin or the like can be reduced.
  • the outer diameter of the coating 11c is usually 250 ⁇ m, but can be made 150 ⁇ m or less by reducing the outer diameter of the cladding. In that case, the volume of the amplification optical fiber 11 is reduced. Therefore, if the amplification optical fiber 11 is wound around a small-diameter bobbin and accommodated in a housing, a small nonlinear optical device can be realized.
  • the central core portion 11aa has a diameter d1, has a refractive index profile P1, and has a maximum refractive index nc1.
  • the outer core layer 11ac has an outer diameter of d3, a refractive index profile P3, and a minimum refractive index of nc3.
  • the buffer core layer 11ab has an outer diameter of d2, a refractive index profile P2, and a maximum refractive index of nc2.
  • the clad part 11b has a refractive index profile P4, and the refractive index is ncl.
  • ng is the refractive index of pure SiO 2 glass.
  • a profile parameter characterizing the refractive index profile of the amplification optical fiber 11 is defined.
  • d1 / d3 which is the ratio of the diameter d1 of the central core portion 11aa to the outer diameter d3 of the outer core layer 11ac, is Ra11
  • d2 / is the ratio of the diameter d2 of the buffer core layer 11ab to the outer diameter d3 of the outer core layer 11ac.
  • d3 is defined as Ra12.
  • the maximum relative refractive index difference of the central core portion 11aa relative to the cladding portion 11b is ⁇ 11
  • the minimum relative refractive index difference of the outer core layer 11ac relative to the cladding portion 11b is ⁇ 12
  • the maximum relative refractive index of the buffer core layer 11ab relative to the cladding portion 11b is defined as ⁇ 14.
  • the relative refractive index difference of the clad portion 11b with respect to the refractive index of pure SiO 2 glass is represented by ⁇ clad.
  • ⁇ clad is 0%.
  • ⁇ 11, ⁇ 12, ⁇ 14, and ⁇ clad are defined by equations (1) to (4).
  • ⁇ 11 [(nc1-ncl) / nc1] ⁇ 100 (%) (1)
  • ⁇ clad [(ncl-ng) / ncl] ⁇ 100 (%) (4)
  • the ratio of the outer diameter of the buffer core layer 11ab to the diameter of the central core portion 11aa, that is, d3 / d1 is 1.2 or more and 2.0 or less. ⁇ 11 is 1.8% or more, more preferably 2.2% or more, and 3.0% or less.
  • the outer core layer 11ac has an outer diameter of 9.4 ⁇ m or more and 21.4 ⁇ m or less. Further, the ratio of the diameter of the central core portion 11aa to the outer diameter of the outer core layer 11ac, that is, d1 / d3 is not less than 0.20 and not more than 0.40.
  • the ratio of the outer diameter of the buffer core layer 11ab to the outer diameter of the outer core layer 11ac, that is, d2 / d3 is 0.24 or more and 0.80 or less.
  • ⁇ 12 is ⁇ 1.2% or more and ⁇ 0.2% or less, and more preferably ⁇ 1.2% or more and ⁇ 0.4% or less.
  • ⁇ 14 is 0.1% or more and 0.6% or less, and more preferably 0.3% or more and 0.6% or less.
  • the central core portion 11aa and the buffer core layer 11ab have a so-called ⁇ -type refractive index profile, and have ⁇ values of ⁇ 11 and ⁇ 14, respectively.
  • the ⁇ value is an index representing the shape of the refractive index profile, and is defined by Expression (5) and Expression (6). As the ⁇ value increases, the central portion of the refractive index profile of the core becomes rounder, that is, shifts from a triangle to a quadrangle. *
  • n 2 (r) nc1 2 ⁇ 1-2 ( ⁇ 11 / 100) ⁇ (2r / d1) ⁇ ⁇ 11 ⁇ (5) However, 0 ⁇ r ⁇ d1 / 2
  • n 2 (r) nc2 2 ⁇ 1-2 ( ⁇ 14 / 100) ⁇ ((r ⁇ r14max) / (d2 / 2 ⁇ r14max)) ⁇ ⁇ 14 ⁇ (6)
  • r14max ⁇ r ⁇ d2 / 2
  • r indicates the position in the radial direction from the center of the optical fiber.
  • N (r) represents the refractive index at the position r.
  • the cut-off wavelength is less than 1500 nm in order to transmit signal light having a wavelength of 1500 nm or more in a single mode.
  • the variation of the zero dispersion wavelength in the longitudinal direction is within a range of 0.5 nm (0.5 nm / 100 m) per 100 m length, preferably 0.2 nm / 100 m, and the wavelength dispersion in the longitudinal direction at a wavelength of 1550 nm. Since the fluctuation range is 1 ps / nm / km or less per 1 km length, the chromatic dispersion characteristics are stable in the longitudinal direction even if the optical fiber length is increased, and the nonlinear optical phenomenon can be used efficiently.
  • the absolute value of chromatic dispersion at a wavelength of 1550 nm is 5 ps / nm / km or less, and more preferably 1 ps / nm / km or less, the generation efficiency of nonlinear optical phenomena such as FWM is high. Further, in the range where the absolute value of the chromatic dispersion at the wavelength of 1550 nm is 5 ps / nm / km or less, the chromatic dispersion at the wavelength of 1550 nm when the outer diameter of the outer core layer 11ac (that is, the outer diameter of the core portion 11a) varies by 1%.
  • the optical fiber Since the fluctuation is 0.7 ps / nm / km or less, the optical fiber has an absolute value of chromatic dispersion that is stably small in the longitudinal direction. In addition, since the absolute value of the chromatic dispersion slope is 0.02 or more and 0.06 ps / nm 2 / km or less at the wavelength of 1550 nm, the optical fiber has a small absolute value of chromatic dispersion in a wide wavelength band. In addition, since the transmission loss is 1.5 dB / km or less at the wavelength of 1550 nm, the loss of light is small and the generation efficiency of the nonlinear optical phenomenon is high.
  • n 2 is a nonlinear refractive index
  • a eff is an effective core area
  • the cutoff wavelength ( ⁇ c) is the ITU-T (International Telecommunication Union) G.I. This refers to the fiber cutoff wavelength defined in 650.1.
  • Effective core area is ITU-T G.
  • the effective core area defined by 650.2 is measured by ITU-T G. The measurement was performed in the same manner as the mode field diameter (MFD) measurement method defined in 650.1. Calculated according to the definition of 650.2. For other terms not specifically defined in this specification, see ITU-T G.C. It shall follow the definition and measurement method in 650.1.
  • the non-linear coefficient (n 2 / Aeff) used in this specification is a measured value by the XPM method.
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of the distribution in the longitudinal direction of the zero dispersion wavelength of the original optical fiber for preparing the amplification optical fibers 11 and 12 shown in FIG.
  • the original optical fiber having a length of 2000 m has a portion in which the variation of the zero-dispersion wavelength in the longitudinal direction is within a range of 0.5 nm / 100 m.
  • Optical fibers 11 and 12 can be prepared.
  • the distribution in the longitudinal direction of the zero dispersion wavelength of the optical fiber can be obtained by measuring the fluctuation of the chromatic dispersion in the longitudinal direction of the optical fiber by the nonlinear OTDR method disclosed in Non-Patent Document 4. .
  • the relative phase shifter 13 is composed of, for example, a fiber Bragg grating (FBG), and the Bragg wavelength is set in the vicinity of the zero dispersion wavelength of the amplification optical fibers 11 and 12.
  • FBG fiber Bragg grating
  • the optical multiplexer / demultiplexer 30 connects the pump light source unit 20, the optical amplifying body 10, and the signal light source 41.
  • the optical multiplexer / demultiplexer 30 has a function of multiplexing pump light and signal light.
  • the optical multiplexer / demultiplexer 30 is, for example, a 20 dB optical coupler or an optical bandpass filter, but is not particularly limited.
  • the optical multiplexer / demultiplexer 30 is a 20 dB optical coupler, the pump light source unit 20 and the optical amplifier 10 are connected with low optical loss, and the optical amplifier 10 and the signal light source 41 are connected with optical loss of about 20 dB.
  • the pump light source unit 20 outputs pump light (hereinafter simply referred to as “pump light”) that has been phase-modulated and optically amplified and from which the ASE component has been removed.
  • pump light pump light
  • the wavelength of the pump light is set in the vicinity of the zero dispersion wavelength of the amplification optical fibers 11 and 12.
  • the signal light source 41 outputs signal light.
  • the wavelength of the signal light is set to a wavelength within the amplification band of the optical amplifier 100.
  • the optical multiplexer / demultiplexer 30 combines the pump light and the signal light and causes the optical amplifying body 10 to input from the amplification optical fiber 11.
  • the optical amplifying body 10 parametrically amplifies the signal light by the nonlinear optical effect of the amplification optical fibers 11 and 12 to which the pump light is input, and outputs the signal light from the amplification optical fiber 12 side.
  • the relative phase shifter 13 changes the relative phase ⁇ rel of the light propagating from the amplification optical fiber 11 in accordance with the power of the input pump light, the length of the amplification optical fibers 11 and 12, the nonlinear coefficient, the dispersion characteristic, and the like. Shift it by an appropriate amount.
  • the length and dispersion of the amplification optical fibers 11 and 12 are appropriately set according to the required gain spectrum waveform.
  • the relative phase shifter 13 has a relative phase ⁇ rel of 0.5 ⁇ of light output from the amplification optical fiber 11 of the amplification stage connected to the front side of the relative phase shifter 13 as shown in Patent Document 2 and the like.
  • the product ⁇ PL of the nonlinear constant ⁇ , the length L of the amplification optical fiber 11 and the input power P of the pump light is set so as to be larger, and the relative phase shifter 13 sets the relative phase ⁇ rel to 0.5 ⁇ . Is also changed to a smaller value and output to the amplification optical fiber 12 at the subsequent stage.
  • the installation of the relative phase shifter 13 realizes flatness of the gain spectrum that cannot be obtained without inserting the relative phase shifter between the amplification optical fibers 11 and 12. At the same time, a lower noise figure (NF: Noise Figure) can be obtained than when there is no relative phase shifter.
  • NF Noise Figure
  • the relative phase ⁇ rel is an amount described by the following equation using the phase ⁇ signal [radian] of the signal light, the phase ⁇ idler [radian] of the idler light, and the phase ⁇ pump [radian] of the pump light.
  • ⁇ rel ⁇ k + ⁇ signal + ⁇ idler-2 ⁇ pump [radian]
  • ⁇ k ksignal + kidler ⁇ 2kpump.
  • ksignal, kidler and kpump are wave numbers of each light.
  • the relative phase ⁇ rel is an amount defined by a plurality of light phases. Therefore, as a relative phase shifter, for example, one that shifts only the phase of pump light, one that shifts only the phase of signal light, one that shifts only the phase of idler light, or the phase of pump light, phase of signal light, idler light Any of the phases that shift two or more may be used.
  • the relative phase shifter 13 in the first embodiment shifts only the phase of the pump light.
  • this optical amplifier 100 as the amplification optical fibers 11 and 12, dispersion-stable light whose longitudinal zero-dispersion wavelength variation is in the range of 0.5 nm / 100 m, preferably in the range of 0.2 nm / 100 m.
  • the gain characteristic of higher gain is realized while realizing the flatness of the gain spectrum and the broadband property.
  • FIG. 5 is a schematic configuration diagram of a temperature adjustment mechanism applicable to the amplification optical fibers 11 and 12 shown in FIG.
  • This temperature adjustment mechanism 14 is attached to the bobbin 14a, a bobbin 14a made of a material having high thermal conductivity, such as aluminum, for winding the amplification optical fiber 11 or 12, a heater wire 14b wound around the bobbin 14a, and the bobbin 14a.
  • a case 14d, 14e made of a heat insulating material having a recess for accommodating the bobbin 14a.
  • the amplifying optical fiber 11 or 12 is wound around the bobbin 14a, and the bobbin 14a is housed in the casings 14d and 14e with the heater wire 14b wound around the bobbin 14a. Then, a current is supplied from a power source (not shown) to the heater wire 14b to generate heat, and the amplification optical fiber 11 or 12 is heated to a predetermined set temperature. The temperature of the amplification optical fiber 11 or 12 is measured by the temperature detection element 14c. The temperature of the amplification optical fiber 11 or 12 is preferably adjusted to be within the set temperature ⁇ 2 ° C. by adjusting the current flowing through the heater wire 14b based on the measured temperature.
  • the zero dispersion wavelength of the amplification optical fiber 11 or 12 is shifted to the longer wavelength side when the temperature is increased. Accordingly, the zero dispersion wavelength can be adjusted by adjusting the temperature of the amplification optical fiber 11 or 12. Therefore, for example, when it is desired to use a desired pump light wavelength, the zero dispersion wavelength at an ambient temperature (for example, room temperature of 25 ° C.
  • ⁇ 5 ° C. is within a range of 5 nm from the desired pump light wavelength (for example, 1
  • the zero-dispersion wavelength can be adjusted to be close to the optimum value (for example, the value at which the gain band of the optical amplifier 100 is maximized) with respect to the desired pump light wavelength, and preferably matched.
  • the adjustment of the zero dispersion wavelength by such temperature adjustment may be performed only on one of the amplification optical fibers 11 and 12, but it is preferable to be performed on both. When both amplification optical fibers 11 and 12 are used, optimum adjustments can be made to shift to the desired optimum zero dispersion wavelength in accordance with the zero dispersion wavelength at each ambient temperature. More preferred.
  • the zero dispersion wavelength of the amplification optical fibers 11 and 12 is It is desirable that the wavelength of the pump light and the wavelength of the relative phase shifter 13 that shifts the phase of the pump light (for example, the wavelength at which the wavelength change rate of the phase shift is maximized) coincide with each other in a range of about ⁇ 1 nm. More specifically, with respect to the amplification optical fibers 11 and 12, the zero dispersion wavelength can be adjusted by temperature adjustment or tension adjustment.
  • the oscillation wavelength can be adjusted by adjusting the temperature of the semiconductor laser element or adjusting the driving current.
  • the relative phase shifter 13 is an FBG
  • the Bragg wavelength of the FBG can be adjusted by temperature adjustment or tension adjustment.
  • the optical amplifier 100 includes a tension adjustment mechanism that adjusts the tension applied to the amplification optical fibers 11 and 12, a temperature adjustment mechanism that adjusts the temperature of the semiconductor laser element, or a drive current adjustment mechanism that adjusts the drive current of the semiconductor laser element, Alternatively, it is preferable to provide a temperature adjusting mechanism for adjusting the temperature of the FBG or a tension adjusting mechanism for adjusting the tension applied to the FBG.
  • a temperature adjusting mechanism for adjusting the temperature of the FBG or a tension adjusting mechanism for adjusting the tension applied to the FBG.
  • the zero dispersion wavelength of the amplification optical fibers 11 and 12 is set to the Bragg wavelength of the FBG by the above mechanism. It can be adjusted to match the oscillation wavelength of the semiconductor laser element.
  • the above mechanism adjusts the Bragg wavelength of the FBG that constitutes the relative phase shifter 13 and the oscillation wavelength of the semiconductor laser element to thereby obtain a zero dispersion wavelength.
  • the FBG is disposed on a Peltier element or heater as a temperature adjustment mechanism via a heat sink made of copper, aluminum, ceramic, or the like so as to be in thermal contact with the Peltier element or heater.
  • a temperature sensor such as a thermistor on the heat sink and adjusting the temperature while monitoring the temperature, the temperature can be adjusted more precisely.
  • Example 1 an optical amplifier of Example 1 in which the temperature adjustment mechanism 14 was applied to the optical amplifier 100 according to the first embodiment was manufactured, and its characteristics were measured using the measurement system shown in FIG.
  • the amplification optical fibers 11 and 12 had a zero dispersion wavelength of 1562.6 nm at a room temperature of 25 ° C., but were heated to 126.5 ° C. by the temperature adjustment mechanism 14 to change the zero dispersion wavelength to 1565. Adjusted to 6 nm.
  • the dispersion slope at a wavelength of 1550 nm was 0.04 ps / nm 2 / km, the transmission loss at a wavelength of 1550 nm was 1.2 dB / km, and the nonlinear constant at a wavelength of 1550 nm was 21.4 / W / km.
  • the lengths of the amplification optical fibers 11 and 12 were 100 m and 130 m, respectively.
  • the fluctuation of the zero dispersion wavelength in the longitudinal direction of the amplification optical fibers 11 and 12 was in the range of 0.5 nm / 100 m.
  • These amplifying optical fibers 11 and 12 are ITU-T G. It was possible to fuse with a standard single mode optical fiber for communication conforming to 652 with a connection loss of 0.1 dB or less.
  • the power of the pump light input to the optical amplifying body 10 was about 31.76 dBm, and the pump light wavelength was 1565.6 nm.
  • the transmission wavelength band of the optical bandpass filter 24 in the pump light source unit 20 was 0.8 nm.
  • the power of the signal light input to the optical amplifying body 10 was about ⁇ 20 dBm.
  • the relative phase shifter 13 is FBG, has a Bragg wavelength of 1565.9 nm, and is longer by 0.3 nm than the zero dispersion wavelength after the temperature adjustment of the amplification optical fibers 11 and 12.
  • the reflection band width of the FBG was 0.65 nm, and the transmission loss at the Bragg wavelength was -39 dB. At this time, it is considered that the phase of the pump light is shifted by about 0.35 ⁇ ⁇ 0.15 ⁇ .
  • FIG. 6 is a graph showing the gain and NF wavelength dependence of the manufactured optical amplifier of Example 1.
  • the horizontal axis indicates the wavelength of the input signal light.
  • the gain and NF characteristics are values excluding the influence of optical loss such as an optical multiplexer / demultiplexer, that is, the net value of the optical amplifier.
  • the gain is 20.7 dB
  • the 1 dB gain band is 38 nm that can cover the C band
  • the NF within the 1 dB gain band is 4.5 dB or less.
  • the amplification characteristics were obtained.
  • the manufactured optical amplifier of Example 1 extremely high gain spectrum flatness, wide bandwidth capable of covering the C band, and high gain of 20 dB or more were realized, and extremely low NF was obtained.
  • the gain characteristic is realized with higher gain while achieving flatness of the gain spectrum and wider bandwidth. Has been.
  • FIG. 7 is a diagram showing an ASE spectrum when the pump light wavelength and the temperature of the amplification optical fibers 11 and 12 are adjusted by the manufactured optical amplifier of the first embodiment. Signal light is not input.
  • a solid line indicates a case where the temperature of the amplification optical fibers 11 and 12 is set to room temperature and the pump light wavelength is set to 1562.6 nm (that is, zero dispersion wavelength at room temperature).
  • the broken line indicates a case where the temperature of the amplification optical fibers 11 and 12 is set to 128.7 ° C. and the pump light wavelength is set to 1565.0 nm, which is 2.4 nm longer than that at room temperature.
  • the broadband spectrum around the peak indicating pump light indicates the ASE spectrum of the optical amplifier.
  • the shape of the ASE spectrum substantially corresponds to the shape of the gain spectrum.
  • the shape in which the intensity decreases toward the long wavelength side in the ASE spectrum is a characteristic that the optical attenuation amount (about ⁇ 20 dB) of the optical attenuator 200 in the measurement system increases toward the long wavelength side. Is reflected.
  • the ASE spectrum is almost overlapped with the solid line and the broken line. This is because, when the pump light wavelength is changed from the state where the zero dispersion wavelength and the pump light wavelength coincide with each other at room temperature, the temperature of the amplification optical fibers 11 and 12 is adjusted accordingly, and the zero dispersion is obtained. By shifting the wavelength and bringing it closer to the pump light wavelength, an ASE spectrum (or gain spectrum) having the same shape as the ASE spectrum (or gain spectrum) in which the zero dispersion wavelength and the pump light wavelength coincide with each other at room temperature can be obtained. It is shown that. According to the technique of adjusting the temperature of the amplification optical fibers 11 and 12, the pump light wavelength and the zero dispersion wavelength can be easily brought close to the range of ⁇ 0.5 nm.
  • FIG. 8 is a diagram showing the gain of the manufactured optical amplifier of Example 1 and the dependence of NF on the input signal light intensity.
  • the vertical axis indicates the difference between the gain and NF when the intensity of the input signal light is ⁇ 20 dBm.
  • the gain and NF are almost constant, but when the intensity is ⁇ 10 dBm or more, a decrease in gain and an increase in NF are observed.
  • FIG. 9 is a diagram showing the gain and NF wavelength dependence when the relative phase shifter is deleted and the amplification optical fibers 11 and 12 are directly fused and connected in the configuration of the manufactured optical amplifier of the first embodiment. .
  • the flatness of the gain is lower than when the relative phase shifter shown in FIG. 6 is provided, but NF is improved.
  • FIG. 25 is a schematic configuration diagram of the disclosed optical amplifier and its amplification characteristic measurement system.
  • This optical amplifier 1000 has a configuration in which the optical amplifier 10 is replaced with the optical amplifier 1010 in the optical amplifier 100 according to the first embodiment shown in FIG.
  • the optical amplifying body 1010 is a three-stage optical amplifying body including amplification optical fibers 1011, 1012, 1013 and relative phase shifters 1014, 1015 inserted between the amplification optical fibers 1011, 1012, 1013. It is.
  • the amplification optical fibers 1011, 1012, 1013 had a zero dispersion wavelength of 1567.0 nm at room temperature.
  • the dispersion slope at a wavelength of 1550 nm was 0.017 ps / nm 2 / km, the transmission loss at a wavelength of 1550 nm was 0.8 dB / km, and the nonlinear constant at a wavelength of 1550 nm was 12 / W / km.
  • the lengths of the amplification optical fibers 1011, 1012, and 1013 were 120 m, 150 m, and 200 m, respectively.
  • the fluctuation of the zero dispersion wavelength in the longitudinal direction of the amplification optical fibers 1011, 1012, 1013 was larger than 0.5 nm / 100 m.
  • the power of the pump light input to the optical amplifying body 1010 was about 32.2 dBm, and the pump light wavelength was 1567.2 nm.
  • the transmission wavelength band of the optical bandpass filter 24 in the pump light source unit 20 was 0.8 nm.
  • the power of the signal light input to the optical amplifying body 1010 was about ⁇ 20 dBm.
  • the relative phase shifters 1014 and 1015 were all-pass dielectric multilayer filters.
  • the insertion loss of the relative phase shifters 1014 and 1015 was 1.0 dB and 1.2 dB at the wavelength of 1550 nm, respectively, but these insertion losses were almost the same values for the wavelengths of the pump light and the signal light. .
  • FIG. 26 is a diagram showing the wavelength dependence of the gain and NF of the optical amplifier shown in FIG.
  • the horizontal axis indicates the wavelength of the input signal light.
  • “1st HNLF out”, “2nd HNLF out”, and “3rd HNLF out” indicate the characteristics on the output side of the amplification optical fibers 1011, 1012, and 1013, respectively.
  • the optical amplifier 1000 achieves a gain of 21 dB exceeding the practical gain of 20 dB by adopting a three-stage configuration, but the gain 1 dB band is 25 nm, It was not possible to cover the C band.
  • FIG. 10 is a schematic configuration diagram of an optical amplifier 100A and its amplification characteristic measurement system according to a modification of the first embodiment of the present invention. As shown in FIG. 10, an optical amplifier 100A according to this modification is obtained by replacing the optical multiplexer / demultiplexer 30 with an optical multiplexer / demultiplexer 30A in the optical amplifier 100 according to the first embodiment.
  • the optical multiplexer / demultiplexer 30A includes a three-port optical bandpass filter.
  • This optical bandpass filter has a characteristic of passing the pump light and reflecting light other than the wavelength of the pump light.
  • the optical bandpass filter may be replaced with a C / L band optical coupler.
  • the C / L band optical coupler is an optical coupler having a function of combining light of both C band and L band (for example, 1565 nm to 1620 nm) using a low pass filter or a high pass filter.
  • the pump light is input from the L band port side of the optical multiplexer / demultiplexer 30A.
  • the optical multiplexer / demultiplexer 30A By using the optical multiplexer / demultiplexer 30A, the optical loss of the pump light at the time of multiplexing with the signal light can be reduced as compared with the case where the optical multiplexer / demultiplexer 30 which is a 20 dB optical coupler is used. Intense pump light can be input to the optical amplifying body 10.
  • an optical amplifier of Example 2 in which the temperature adjustment mechanism 14 was applied to the optical amplifier 100A according to the present modification was manufactured, and the characteristics thereof were measured using the measurement system shown in FIG.
  • the optical amplifier according to the second embodiment is implemented except that the optical multiplexer / demultiplexer 30A is configured by a three-port optical bandpass filter and the intensity of the pump light input to the optical amplifying body 10 is high by 0.5 dB.
  • the configuration was the same as that of the optical amplifier of Example 1, and measurement was performed under the same measurement conditions. However, the temperature adjustment of the amplification optical fibers 11 and 12 was performed with higher accuracy.
  • FIG. 11 is a graph showing the gain and NF wavelength dependence of the manufactured optical amplifier of Example 2.
  • the horizontal axis indicates the wavelength of the input signal light.
  • the gain is 23 dB
  • the 1 dB gain band is very wide and 50 nm (1515 nm to 1565 nm) can sufficiently cover the C band, and within the 1 dB gain band.
  • An amplification characteristic of NF of 4.5 dB or less was obtained.
  • the manufactured optical amplifier of Example 2 achieves extremely high gain spectrum flatness, extremely wide bandwidth capable of sufficiently covering the C band, and high gain of 20 dB or more, and extremely low NF. It was.
  • the temperature of the amplification optical fibers 11 and 12 was adjusted, and the zero dispersion wavelength was shifted from the pump light wavelength by 0.1 nm to 0.2 nm toward the short wavelength side.
  • the following characteristics were obtained:
  • FIG. 12 is a diagram showing the gain and NF wavelength dependence when the zero-dispersion wavelength is adjusted in the manufactured optical amplifier of the second embodiment. As shown in FIG. 12, when the zero-dispersion wavelength is adjusted, the flatness of the gain is reduced as compared with the case of FIG. 11, but the NF is greatly improved and is about 3 dB in a wide range from 1525 nm to 1560 nm. became.
  • the output side of the optical amplifier in the state of FIG. 12 has a transmission wavelength characteristic obtained by inverting the gain wavelength characteristic of FIG. 12 (for example, a wavelength characteristic with low transmittance at a high gain wavelength), and a gain wavelength after output. If a gain flattening optical filter that flattens the characteristics is arranged, a gain of 20 dB or more can be realized in a very wide band, and an optical amplifier with a very low NF can be realized.
  • MI modulation instability
  • FIG. 13 is a schematic configuration diagram of an optical amplifier according to Embodiment 2 of the present invention.
  • an optical amplifier 100B that is an OPA according to the second embodiment includes an optical amplifying body 10, a pump light source unit 20A, an optical multiplexer / demultiplexer 30, an optical multiplexer / demultiplexer 31, and an optical circulator. 51, a polarization multiplexer / demultiplexer 52, and connection polarization maintaining optical fibers 61 and 62.
  • the pump light source unit 20A includes a pump light source 21A, an optical isolator 22A, a polarizer 23A, and a wave plate 24A.
  • the pump light source 21A has the same configuration as the pump light source unit 20 shown in FIG. 1, for example, and outputs pump light having a predetermined pump light wavelength to the optical isolator 22A.
  • the optical isolator 22A transmits the pump light to the polarizer 23A side and blocks input of the return light propagating from the polarizer 23A side to the pump light source 21A.
  • the polarizer 23A converts the pump light transmitted through the optical isolator 22A into linearly polarized light.
  • the wave plate 24A is a half-wave plate or a quarter-wave plate, and rotates the polarization direction of the pump light that is linearly polarized.
  • the rotation angle of the polarization direction of the pump light by the wave plate 24A can be adjusted by adjusting the angle of the wave plate 24A.
  • the optical multiplexer / demultiplexer 30 has a function of combining the pump light input from the pump light source unit 20 ⁇ / b> A and the signal light input from the outside and outputting to the optical circulator 51.
  • the optical multiplexer / demultiplexer 30 is, for example, a 20 dB optical coupler or a C / L band optical coupler, but is not particularly limited.
  • a three-port optical bandpass filter may be used as in the optical multiplexer / demultiplexer 30A.
  • the optical circulator 51 receives the pump light and the signal light from the optical multiplexer / demultiplexer 30 and transmits them to the polarization multiplexer / demultiplexer 52.
  • the polarization multiplexer / demultiplexer 52 separates the signal light and the pump light into polarization components having polarization states orthogonal to each other, and outputs them to the connected polarization maintaining optical fibers 61 and 62, respectively.
  • connection polarization maintaining optical fibers 61 and 62 are connected to both ends of the optical amplifying body 10. That is, the connection polarization maintaining optical fiber 61 is connected to the amplification optical fiber 11 side of the optical amplifying body 10, and the connection polarization maintaining optical fiber 62 is connected to the amplification optical fiber 12 side of the optical amplification body 10. Yes.
  • the angular polarization components of the signal light and the pump light separated by the polarization multiplexer / demultiplexer 52 are input to the optical amplifying body 10 from the amplification optical fiber 11 side and the amplification optical fiber 12 side, respectively.
  • the optical fibers 11 and 12 for amplification propagate in opposite directions.
  • the amplification optical fibers 11 and 12 parametrically amplify the signal light being propagated.
  • Each polarization component amplified while propagating in opposite directions is output from the amplification optical fiber on the opposite side to the input side of the optical amplifying body 10, and propagates through the connected polarization maintaining optical fibers 61 and 62, respectively.
  • the polarization multiplexer / demultiplexer 52 receives the respective polarization components propagated through the connected polarization maintaining optical fibers 61 and 62, combines them, and outputs them to the optical circulator 51.
  • the optical circulator 51 outputs the input polarization combined and amplified signal light and the polarization combined pump light to the optical multiplexer / demultiplexer 31.
  • the optical multiplexer / demultiplexer 31 is, for example, a 20 dB optical coupler or a C / L band optical coupler, but is not particularly limited. For example, a three-port optical bandpass filter may be used as in the optical multiplexer / demultiplexer 30A.
  • the optical multiplexer / demultiplexer 31 demultiplexes the amplified signal light and pump light input from the optical circulator 51, and outputs them from different ports. For example, the optical multiplexer / demultiplexer 31 outputs the amplified signal light from a port indicated by a straight line in the drawing, and outputs the pump light from a port indicated by a curved line in the drawing.
  • the pump light is usually high-intensity light of 1 W or more, it is processed by a known light processor after being output from the port.
  • a known light processor has a function of absorbing light, converting the energy into heat, and radiating the converted heat, for example.
  • the optical amplifier 100B includes amplification optical fibers 11 and 12 with little variation in the zero-dispersion wavelength in the longitudinal direction.
  • the optical amplifier 100B separates the input pump light and signal light by polarization, and amplifies the optical fiber 11 so that the orthogonal polarization components propagate in the amplification optical fibers 11 and 12 in opposite directions. , 12 and propagating through the amplification optical fibers 11 and 12 in opposite directions to amplify the polarization components orthogonal to each other and amplified.
  • the optical amplifier 100B has the effects obtained in the first embodiment, and can provide a gain with little polarization dependency even if the input signal light has an arbitrary polarization state.
  • the polarization direction of the pump light to be input is preferably set to such a polarization direction that the polarization dependency of the optical amplifier 100B is low, preferably the minimum state, by adjusting the angle of the wave plate 24A.
  • the optical amplifying body 10 is preferably configured to have central symmetry. For example, if the amplification optical fibers 11 and 12 are optical fibers having the same characteristics, the amplification optical fibers 11 and 12 have the same length, and the relative phase shifter 13 is disposed at the center in the longitudinal direction of the optical amplification body 10. It is preferred that
  • the optical amplifier according to the first or second embodiment or the modification thereof includes the two-stage optical amplifying body 10 in which one relative phase shifter 13 is inserted between the amplification optical fibers 11 and 12. Yes.
  • the optical amplifier is not limited to a two-stage configuration, and may be a one-stage configuration or a three-stage configuration or more.
  • an optical amplifying body 10A in which relative phase shifters 13 and 16 are inserted between amplification optical fibers 11, 12, and 15 may be used as the optical amplifying body, as shown in FIG. 14, an optical amplifying body 10A in which relative phase shifters 13 and 16 are inserted between amplification optical fibers 11, 12, and 15 may be used.
  • Such an optical amplifying body 10A is an optical amplifying body having a three-stage configuration including amplification stages ST1, ST2, and ST3.
  • the amplification optical fiber 15 may have the same configuration as the amplification optical fibers 11 and 12, and the relative phase shifter 16 may have the same configuration as the relative phase shifter 13.
  • the amplification characteristics and length of the amplification optical fiber and the phase shift amount of the relative phase shifter are the same as in the case of the two-stage configuration. And the like are preferably configured and arranged so as to be symmetrical with respect to the longitudinal direction.
  • each amplification optical fiber when they have the same characteristics, it is preferable that the amplification optical fibers disposed on both sides have the same length and the amplification optical fiber disposed in the center is longer than that.
  • the polarization component propagating in any direction can be compensated for by reducing the gain caused by the insertion loss of the relative phase shifter by lengthening the central amplification optical fiber.
  • the relative phase shifter is not limited to the one using FBG, and an all-pass filter type relative phase shifter constituted by a dielectric multilayer filter and a reflection type module may be used.
  • Such an all-pass filter type relative phase shifter can adjust the phase shift amount by adjusting the pump light wavelength. Moreover, since there is no reflection of a specific wavelength, it is preferable.
  • the optical fiber used as the pigtail fiber has a zero dispersion wavelength in the range of the pump light wavelength to be used ⁇ 10 nm or a dispersion slope of 0.06 ps /
  • An optical fiber having characteristics of nm 2 / km or less or both is desirable. The reason for this is to prevent the relative phase from fluctuating due to the chromatic dispersion of the pigtail fiber and destroying the phase matching state.
  • the mode field diameter (MFD) of the pigtail fiber is in the range of ⁇ 50% of the MFD of the amplification optical fiber. This is because the fusion splicing loss between the pigtail fiber and the amplification optical fiber can be reduced to 0.5 dB or less by matching the MFD within this range.
  • WDM wavelength multiplexed
  • FWM four-wave mixing
  • Non-Patent Document 3 as a result of investigating NF characteristics by FWM light in OPA using ASE light as signal light instead of WDM signal light, the difference in intensity between pump light intensity and amplified ASE light is 20 dB or more. For example, it is reported that the increase in NF is suppressed.
  • the present inventors diligently examined, and in OPA, when the intensity ratio between the intensity of the pump light input to the optical amplifier and the total intensity of the WDM signal light is 24 dB or more, it is practically used. It was found that the amount of degradation of WDM signal light was sufficient.
  • FIG. 15 is a schematic configuration diagram of the optical amplifier according to the first embodiment and its WDM amplification characteristic measurement system.
  • the WDM signal light sources are output from the signal light sources 41-1 to 41-8 in which the polarization controllers 42-1 to 42-8 are connected to the eight signal light sources 41-1 to 41-8, respectively.
  • the signal light having different wavelengths are combined by the AWG 43 to generate WDM signal light of 8 channels, and the optical amplifier 100 according to Embodiment 1 I entered it.
  • the manufactured optical amplifier of Example 1 was used as the optical amplifier 100 according to the first embodiment.
  • the pump light wavelength of the pump light is set to be 5 nm or more away from the wavelength of the 8-channel WDM signal light.
  • FIG. 16 is a diagram showing a spectrum of 8-channel WDM signal light to be input.
  • Each of the polarization controllers 42-1 to 42-8 was adjusted so that the gain of each signal light in the optical amplifier was maximized.
  • the other conditions were the same as in the experiment whose results are shown in FIG.
  • the intensity of the input pump light was 32.2 dBm.
  • 17 to 22 are diagrams showing spectra of the amplified 8-channel WDM signal light.
  • the optical intensity per channel of the WDM signal light input to the optical amplifier is -11 dBm / ch, -16 dBm / ch, -21 dBm / ch, -26 dBm / ch, and -41 dBm / ch, respectively. , ⁇ 51 dBm / ch.
  • the actual light intensity output from the optical amplifier Is a value obtained by adding 19 dB or 20 dB to the numerical value on the vertical axis of each figure.
  • the intensity difference between the 8-channel WDM signal light and the FWM light is 20 dB or more, and the generated amount of FWM light can be used as a practical optical amplifier. there were.
  • the intensity of the 8-channel WDM signal light was lower than ⁇ 21 dBm / ch, the generation amount of FWM light was significantly reduced.
  • the intensity ratio between the intensity of the pump light input to the optical amplifier and the total intensity of the WDM signal light is 24 dB or more, the amount of degradation of the WDM signal light is sufficient for practical use.
  • FIG. 23 is a diagram illustrating the wavelength dependence of the gain and NF when the 8-channel WDM signal light is input to the optical amplifier according to the first embodiment.
  • the intensity of the signal light per channel is changed from ⁇ 56 dBm / ch to ⁇ 11 dBm / ch.
  • the optical amplifier of Example 1 obtained a sufficient gain even when an 8-channel WDM signal light was input.
  • interval between the signal lights of 8-channel WDM signal light is narrow, since the noise floor was measured larger than the actual, it is thought that it is larger than an actual value. Therefore, a similar WDM amplification characteristic experiment was conducted using a 4-channel WDM signal light (within an interval of about 2.4 nm within the range of 1550 nm to 1560 nm) instead of the 8-channel WDM signal light.
  • FIG. 24 is a diagram illustrating the wavelength dependence of the gain and NF when a 4-channel WDM signal light is input to the optical amplifier according to the first embodiment.
  • the intensity of the signal light per channel is changed from ⁇ 56 dBm / ch to ⁇ 11 dBm / ch.
  • an NF smaller than 4.5 dB was obtained in the case of ⁇ 21 dBm / ch assumed in actual use.
  • the intensity of the signal light is larger than ⁇ 21 dBm / ch, it is considered that the noise floor is larger than the actual value because it is measured larger than the actual value.
  • the optical amplifier according to the above-described embodiment may be installed in the front stage of the EDFA or the rear stage of the optical amplification system using the Raman effect to constitute the optical amplification system.
  • Such an optical amplification system is an optical amplification system with low noise and high output in the entire system due to the low noise characteristics of the optical amplifier according to the embodiment.
  • the optical amplifier according to the above embodiment can be used as a wavelength converter or a PSA.
  • the optical amplifier, optical amplification system, wavelength converter, and optical communication system according to the present invention are suitable mainly for use in the field of optical communication.
  • SYMBOLS 10, 10A Optical amplifier 11, 12, 15 Amplifying optical fiber 11a Core part 11aa Center core part 11ab Buffer core layer 11ac Outer core layer 11b Cladding part 11c Coating 12 Outer core layer 13, 16 Relative phase shifter 14 Temperature adjustment mechanism 14a Bobbin 14b Heater wire 14c Temperature detection element 14d Housing 20, 20A Pump light source unit 21, 21A Pump light source 22 Phase modulator 22A Optical fiber amplifier 23A Polarizer 24 Optical bandpass filter 24A Wavelength plate 25 White noise source 26 Broadband RF amplifier 30, 30A, 31 Optical multiplexer / demultiplexer 41, 41-1 to 41-8 Signal light source 42, 42-1 to 42-8 Polarization controller 51 Optical circulator 52 Polarization multiplexer / demultiplexer 61, 62 Connected polarization Holding optical fiber 100, 100A, 00B optical amplifier 200 an optical attenuator 300 optical spectrum analyzer ST1, ST2, ST3 amplifier stage

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Abstract

　増幅用光ファイバと、前記増幅用光ファイバに入力されるシグナル光を前記増幅用光ファイバの非線形光学効果によってパラメトリック増幅するためのポンプ光を前記増幅用光ファイバに供給するポンプ光源と、を備え、前記増幅用光ファイバは、長手方向において零分散波長の変動が０．５ｎｍ／１００ｍの範囲内である光増幅器である。これにより、利得スペクトルの平坦性と広帯域性とを実現しつつ、さらに高利得な光増幅器、光増幅システム、波長変換器および光通信システムが提供される。

Description

光増幅器、光増幅システム、波長変換器および光通信システム
　本発明は、光増幅器、光増幅システム、波長変換器および光通信システムに関するものである。
　光通信において、光増幅器は欠かせないものとなっている。現在の光通信システムにおいて、光通信帯の光増幅器または光増幅システムとして、ＥＤＦＡ（Erbium-Doped　Fiber　Amplifier）、Ｒａｍａｎ増幅器、またＲａｍａｎ増幅システムが実用化されている。
　光増幅器を用いて光通信システムを構築した場合、光増幅器の雑音特性が良い（低雑音）であるほど伝送距離を伸ばすことができるので好ましい。しかしながら、ＥＤＦＡの場合は低雑音化の技術が成熟してきており、これ以上の低雑音化は困難である。一方、Ｒａｍａｎ増幅器およびＲａｍａｎ増幅システムの使用は、光通信システムの低雑音化に寄与する。しかしながら、Ｒａｍａｎ増幅器またはＲａｍａｎ増幅システムをすべての敷設光ファイバ伝送路に導入することは困難である。
　その一方で、特許文献１に開示されるような、光増幅に光ファイバ中の非線形効果を利用した光パラメトリック増幅器（ＯＰＡ：Optical　Parametric　Amplifier）は、ＥＤＦＡよりも低雑音化できることが知られている。また、光ファイバ中の非線形効果を利用した光増幅器としては、位相感応光増幅器（ＰＳＡ：Phase　Sensitive　Amplifier）がある。しかしながら、ＯＰＡは増幅帯域が狭いことや、利得スペクトルが平坦でない等の理由から、実用に至っていなかった。
　これに対して、本発明者らは、擬似位相整合により利得スペクトルの平坦性と広帯域性とを実現したＯＰＡを発明している（特許文献１、２、非特許文献１、２参照）。
国際公開第２０１２／１２１２２３号 国際出願ＰＣＴ／ＪＰ２０１２／０７２２５５号 特開２００７－２２５７３４号公報
　しかしながら、ＯＰＡの実用化のためには、利得スペクトルの平坦性と広帯域性とを実現しつつ、さらに高利得なＯＰＡが求められている。
　本発明は、上記に鑑みてなされたものであって、利得スペクトルの平坦性と広帯域性とを実現しつつ、さらに高利得な光増幅器、光増幅システム、波長変換器および光通信システムを提供することを目的とする。
　上述した課題を解決し、目的を達成するために、本発明の一態様に係る光増幅器は、増幅用光ファイバと、前記増幅用光ファイバに入力されるシグナル光を前記増幅用光ファイバの非線形光学効果によってパラメトリック増幅するためのポンプ光を前記増幅用光ファイバに供給するポンプ光源と、を備え、前記増幅用光ファイバは、長手方向において零分散波長の変動が０．５ｎｍ／１００ｍの範囲内であることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、前記増幅用光ファイバは、中心コア部と、前記中心コア部の周囲に形成され前記中心コア部よりも屈折率が低い外側コア層と、前記中心コア部と前記外側コア層との間に形成され前記中心コア部よりも屈折率が低くかつ前記外側コア層よりも屈折率の高い１以上の緩衝コア層と、を有するコア部と、前記外側コア層の周囲に形成され前記中心コア部よりも屈折率が低くかつ前記外側コア層よりも屈折率が高いクラッド部と、を有し、波長１５５０ｎｍにおける有効コア断面積が１８μｍ2以下であることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、前記増幅用光ファイバは、波長１５５０ｎｍにおける有効コア断面積が１０．２７μｍ2以上１８μｍ2以下であり、前記中心コア部の前記クラッド部に対する比屈折率差が１．８％以上３．０％以下であり、前記外側コア層の前記クラッド部に対する比屈折率差が－１．２％以上－０．２％以下であり、前記緩衝コア層の前記クラッド部に対する比屈折率差が０．１％以上０．６％以下であり、前記外側コア層の外径が９．４μｍ以上２１．４μｍ以下であり、前記外側コア層の外径に対する前記中心コア部の直径の比が０．２０以上０．４０以下であり、前記外側コア層の外径に対する前記緩衝コア層の外径の比が０．２４以上０．８０以下であり、波長１５５０ｎｍにおける波長分散の絶対値が５ｐｓ／ｎｍ／ｋｍ以下の範囲において、前記外側コア層の外径が１％変動したときの波長１５５０ｎｍにおける波長分散の変動が、０．７ｐｓ／ｎｍ／ｋｍ以下であることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、前記増幅用光ファイバの温度を調整する温度調整機構または前記増幅用光ファイバに掛かる張力を調整する張力調整機構を備えることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、前記ポンプ光源内の半導体レーザ素子の温度を調整する温度調整機構または前記半導体レーザ素子の駆動電流を調整する駆動電流調整機構を備えることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、前記位相シフタがファイバブラッググレーティングであって、前記ファイバブラッググレーティングの温度を調整する温度調整機構または前記ファイバブラッググレーティングに掛かる張力を調整する張力調整機構を備えることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、前記増幅用光ファイバは、周囲温度における前記零分差波長が、前記ポンプ光の波長を所定のポンプ光波長に設定した場合に当該光増幅器の平坦な利得帯域が最大となる第１零分散波長よりも５ｎｍ以下だけ短波長側に位置し、前記温度調整機構は、前記増幅用光ファイバの前記零分差波長が前記第１零分散波長に近づくように前記増幅用光ファイバの温度を調整することを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、前記増幅用光ファイバの零分散波長は前記ポンプ波長よりも短く、当該光増幅器の利得波長特性を平坦にする利得平坦化フィルタを備えることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、前記シグナル光および前記ポンプ光が入力され、前記シグナル光および前記ポンプ光を互いに直交する偏波状態を有する偏波成分に偏波分離し、前記互いに直交する偏波成分を前記増幅用光ファイバを互いに逆向きに伝搬するように前記増幅用光ファイバに入力させ、前記増幅用光ファイバを互いに逆向きに伝搬して増幅された前記互いに直交する偏波成分を偏波合成する偏波合分波器を備えることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、前記複数の増幅用光ファイバの間に挿入され、入力された光の相対位相を変化させる相対位相シフタをさらに備えることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、当該光増幅器に入力される前記ポンプ光の強度と前記シグナル光の総強度との強度比が２４ｄＢ以上であることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、増幅用光ファイバと、前記増幅用光ファイバに入力される波長多重シグナル光を、前記増幅用光ファイバの非線形光学効果によってパラメトリック増幅するためのポンプ光を前記増幅用光ファイバに供給するポンプ光源と、を備え、当該光増幅器に入力される前記ポンプ光の強度と前記波長多重シグナル光の総強度との強度比が２４ｄＢ以上であることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅器は、前記ポンプ光のポンプ光波長が前記波長多重シグナル光の波長に対して５ｎｍ以上離間して設定されていることを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光増幅システムは、本発明の一態様に係る光増幅器を備えたことを特徴とする。
　本発明の一態様に係る波長変換器は、本発明の一態様に係る光増幅器を備えたことを特徴とする。
　本発明の一態様に係る光通信システムは、本発明の一態様に係る光増幅器を備えたことを特徴とする。
　本発明によれば、利得スペクトルの平坦性と広帯域性とを実現しつつ、さらに高利得であるという効果を奏する。
図１は、実施の形態１に係る光増幅器およびその増幅特性測定系の模式的な構成図である。 図２は、図１に示す増幅用光ファイバの模式的な断面図である。 図３は、図１に示す増幅用光ファイバの屈折率プロファイルを模式的に示す図である。 図４は、図１に示す増幅用光ファイバを準備するための元光ファイバの零分散波長の長手方向での分布の一例を示す図である。 図５は、図１に示す増幅用光ファイバに適用できる温度調整機構の模式的な構成図である。 図６は、作製した実施例１の光増幅器の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。 図７は、作製した実施例１の光増幅器でポンプ光波長および増幅用光ファイバの温度を調整した場合のＡＳＥスペクトルを示す図である。 図８は、作製した実施例１の光増幅器の利得、ＮＦの入力シグナル光強度依存性を示す図である。 図９は、作製した実施例１の光増幅器の構成において相対位相シフタを削除した場合の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。 図１０は、実施の形態１の変形例に係る光増幅器およびその増幅特性測定系の模式的な構成図である。 図１１は、作製した実施例２の光増幅器の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。 図１２は、作製した実施例２の光増幅器において、零分散波長を調整した場合の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。 図１３は、実施の形態２に係る光増幅器の模式的な構成図である。 図１４は、３段構成の光増幅部の模式的な構成図である。 図１５は、実施の形態１に係る光増幅器およびそのＷＤＭ増幅特性測定系の模式的な構成図である。 図１６は、入力させる８チャネルＷＤＭシグナル光のスペクトルを示す図である。 図１７は、増幅された８チャネルＷＤＭシグナル光のスペクトルを示す図である。 図１８は、増幅された８チャネルＷＤＭシグナル光のスペクトルを示す図である。 図１９は、増幅された８チャネルＷＤＭシグナル光のスペクトルを示す図である。 図２０は、増幅された８チャネルＷＤＭシグナル光のスペクトルを示す図である。 図２１は、増幅された８チャネルＷＤＭシグナル光のスペクトルを示す図である。 図２２は、増幅された８チャネルＷＤＭシグナル光のスペクトルを示す図である。 図２３は、実施例１の光増幅器の８チャネルＷＤＭシグナル光入力時の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。 図２４は、実施例１の光増幅器の４チャネルＷＤＭシグナル光入力時の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。 図２５は、開示した光増幅器およびその増幅特性測定系の模式的な構成図である。 図２６は、図２５に示す光増幅器の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。
　以下に、図面を参照して本発明に係る光増幅器、光増幅システム、波長変換器および光通信システムの実施の形態を詳細に説明する。なお、この実施の形態によりこの発明が限定されるものではない。また、各図面において、同一または対応する構成要素には適宜同一の符号を付している。また、図面は模式的なものであり、各要素の寸法や寸法の比率などは現実のものとは異なる場合があることに留意すべきである。また、図面相互間においても互いの寸法の関係や比率が異なる部分が含まれている場合がある。
　上述したように、本発明者等は、擬似位相整合により利得スペクトルの平坦性と広帯域性とを実現したＯＰＡを開示している。このＯＰＡの特性は、利得は１０ｄＢ程度であり、０．３ｄＢ利得帯域は３０ｎｍ程度であった。
　本発明者等は、より実用性が高いＯＰＡを実現するために、Ｃバンド（たとえば１５３０ｎｍ～１５６５ｎｍの３５ｎｍ）において、２０ｄＢの利得、１ｄＢ以内での利得平坦性を実現すべく、ＯＰＡの多段化の実験を行った。
　しかしながら、後述するように、ＯＰＡの多段化の実験を行ったところ、利得は増大したが、十分な帯域が得られなかった。
　これに対して、以下に説明する本発明の実施の形態によれば、利得スペクトルの平坦性と広帯域性とを実現しつつ、さらに高利得である光増幅器を実現できる。
　なお、本明細書におけるＯＰＡは、以下のような光増幅器を意味する。すなわち、ポンプ光と被増幅光であるシグナル光とを増幅媒体である増幅用光ファイバに入力する。増幅用光ファイバ中では、ポンプ光とシグナル光とから、増幅用光ファイバの非線形光学効果によりアイドラ光が発生する。また、シグナル光はパラメトリック増幅される。このアイドラ光の波長λidler[nm]は、ポンプ光の波長λpump[nm]とシグナル光の波長λsignal[nm]と次の関係を持つ。
　1/λidler=2/λpump-1/λsignal
　また、本明細書におけるＰＳＡは、以下のような光増幅器を意味する。すなわち、ＰＳＡでは、ポンプ光とシグナル光に加えて、シグナル光に対して１／１０倍～１０倍のパワーを持つアイドラ光を増幅用光ファイバに入力する。増幅用光ファイバの出力では、ポンプ光と、パラメトリック増幅されたシグナル光と、パラメトリック増幅されたアイドラ光が出力される。このアイドラ光の波長は、ＯＰＡのアイドラ光と同じく、次の関係で決まる。
　1/λidler=2/λpump-1/λsignal
（実施の形態１）
　図１は、本発明の実施の形態１に係る光増幅器１００およびその増幅特性測定系の模式的な構成図である。図１に示すように、ＯＰＡである光増幅器１００は、光増幅体１０と、ポンプ光源部２０と、光合分波器３０とを備えている。
　光増幅器１００の光合分波器３０には、測定のための波長可変レーザ装置からなるシグナル光源４１が、偏波コントローラ４２を介して接続されている。また、光増幅器１００の増幅用光ファイバ１２には、スペクトル、利得、およびＮＦの測定のための光スペクトラムアナライザ３００が、光減衰器２００を介して接続されている。
　つぎに、光増幅器１００の構成について、ポンプ光源部２０、光増幅体１０、光合分波器３０の順番で、より具体的に説明する。
　ポンプ光源部２０は、ポンプ光源２１と、位相変調器２２と、光ファイバ増幅器２３と、光バンドパスフィルタ２４と、白色雑音源２５と、広帯域ＲＦ増幅器２６とを備えている。ポンプ光源２１、位相変調器２２、光ファイバ増幅器２３、および光バンドパスフィルタ２４は光ファイバで接続されている。この接続に使用する光ファイバは、偏波保持光ファイバであることが好ましい。
　ポンプ光源２１は、光増幅体１０に供給すべき所定のポンプ光波長のポンプ光を出力する。ポンプ光源２１は、波長可変レーザ装置で構成されるが、分布帰還型（ＤＦＢ）レーザや、ファブリペロー（ＦＰ）レーザや、垂直共振器型面発光レーザ（ＶＣＳＥＬ）で構成されてもよい。白色雑音源２５は、電気信号として、１．２ＧＨｚ広帯域の白色雑音信号を出力する。なお、白色雑音源２５は、２ＧＨｚの白色雑音信号を出力するものでもよいし、互いに異なる周波数の複数の正弦波を白色雑音信号として出力するものでもよい。広帯域ＲＦ増幅器２６は、白色雑音源２５が出力する白色雑音信号を増幅して位相変調器２２に出力する。位相変調器２２は、ポンプ光と、増幅された白色雑音信号とが入力され、増幅された白色雑音信号でポンプ光を所定の位相変調度で位相変調し、光ファイバ増幅器２３に出力する。なお、ポンプ光を位相変調することによって、ポンプ光のスペクトル幅が広がるので、光増幅体１０内でのＳＢＳ(stimulated　Brillouin　scattering)の発生またはその強度を抑制できる。なお、ポンプ光源２１がスペクトル幅が広いＦＰレーザやＶＣＳＥＬを用いたものである場合には、ＤＦＢレーザを用いた場合よりも、位相変調度が低くてもよい場合がある。
　光ファイバ増幅器２３は、たとえばＥＤＦＡまたはＥＹＤＦＡ（Erbium　Ytterbium　Doped　Fiber　Amplifier）であって、位相変調器２２によって位相変調されたポンプ光を光増幅して光バンドパスフィルタ２４に出力する。光バンドパスフィルタ２４は、透過中心波長がポンプ光波長と一致しており、光ファイバ増幅器２３によって増幅されたポンプ光から、光ファイバ増幅器２３で発生したＡＳＥ（Amplified　Spontaneous　Emission）成分を除去して出力する。光バンドパスフィルタ２４の透過波長帯域はたとえば１ｎｍ以下と狭いことが好ましい。
　なお、ポンプ光源部２０において、ポンプ光源２１から先の任意の位置に、光アイソレータを挿入してもよい。
　つぎに、光増幅体１０について説明する。光増幅体１０は、増幅用光ファイバ１１、１２と、増幅用光ファイバ１１、１２の間に挿入された相対位相シフタ１３とを備えている２段構成の光増幅体である。
　図２は、図１に示す増幅用光ファイバ１１の模式的な断面図である。図３は、図１に示す増幅用光ファイバ１１の屈折率プロファイルを模式的に示す図である。なお、増幅用光ファイバ１２も増幅用光ファイバ１１と同様の構成を有するので、説明を省略する。
　増幅用光ファイバ１１は、中心コア部１１ａａと、中心コア部１１ａａの周囲に形成され中心コア部１１ａａよりも屈折率が低い外側コア層１１ａｃと、中心コア部１１ａａと外側コア層１１ａｃとの間に形成され中心コア部１１ａａよりも屈折率が低くかつ外側コア層１１ａｃよりも屈折率の高い緩衝コア層１１ａｂとを有するコア部１１ａと、外側コア層１１ａｃの周囲に形成され中心コア部１１ａａよりも屈折率が低くかつ外側コア層１１ａｃよりも屈折率が高いクラッド部１１ｂとを有し、波長１５５０ｎｍにおける有効コア断面積が１８μｍ2以下であり、たとえば１０．２７μｍ2以上である。また、増幅用光ファイバ１１は、クラッド部１１ｂの周囲に形成された被覆１１ｃを有する（特許文献３参照）。
　コア部１１ａ及びクラッド部１１ｂはＳｉＯ2ガラスをベースとするものである。コア部１１ａについては、屈折率を調整するために添加するＧｅＯ2やフッ素（Ｆ）などの屈折率調整用ドーパントの添加量や半径方向の添加量の分布などを調整して、所望の形状の屈折率プロファイルを形成できる。この際、ＧｅＯ2を添加すると屈折率を高くし、Ｆを添加すると屈折率を低くすることができる。クラッド部１１ｂについては、たとえば純ＳｉＯ2ガラスからなるが、ＧｅＯ2やＦなどの屈折率調整用ドーパントを添加して、所望の屈折率としても良い。なお、実質的に純ＳｉＯ2ガラスからなるとは、屈折率調整用ドーパントを含まないことを意味し、屈折率に影響を及ぼさないＣｌ元素などは含まれていてもよい。また、被覆１１ｃは、通常は２層の紫外線硬化型樹脂からなるものであるが、特に限定はされない。
　クラッド部１１ｂの外径は通常は１２５μｍであるが、１００μｍ以下にすることもできる。その場合、増幅用光ファイバ１１をボビンなどに巻回する場合の直径を小さくできる。また、被覆１１ｃの外径は通常は２５０μｍであるが、クラッドの外径を小さくすることで、１５０μｍ以下にすることもできる。その場合、増幅用光ファイバ１１の体積が小さくなる。したがって、増幅用光ファイバ１１を小径のボビンに巻回して筐体に収容すれば、小型の非線形光デバイスが実現できる。
　また、図３に示すように、増幅用光ファイバ１１において、中心コア部１１ａａは直径がｄ１であって、屈折率プロファイルＰ１を有し、最大屈折率はｎｃ１である。外側コア層１１ａｃは外径がｄ３であって、屈折率プロファイルＰ３を有し、最小屈折率はｎｃ３である。緩衝コア層１１ａｂは外径がｄ２であって、屈折率プロファイルＰ２を有し、最大屈折率はｎｃ２である。クラッド部１１ｂは屈折率プロファイルＰ４を有し、屈折率はｎｃｌである。なお、ｎｇは純ＳｉＯ2ガラスの屈折率である。
　ここで、増幅用光ファイバ１１の屈折率プロファイルを特徴づけるプロファイルパラメータを定義する。まず、外側コア層１１ａｃの外径ｄ３に対する中心コア部１１ａａの直径ｄ１の比であるｄ１／ｄ３をＲａ１１、外側コア層１１ａｃの外径ｄ３に対する緩衝コア層１１ａｂの直径ｄ２の比であるｄ２／ｄ３をＲａ１２と定義する。次に、クラッド部１１ｂに対する中心コア部１１ａａの最大比屈折率差をΔ１１、クラッド部１１ｂに対する外側コア層１１ａｃの最小比屈折率差をΔ１２、クラッド部１１ｂに対する緩衝コア層１１ａｂの最大比屈折率差をΔ１４と定義する。また、純ＳｉＯ2ガラスの屈折率に対するクラッド部１１ｂの比屈折率差をΔｃｌａｄとする。クラッド部が実質的に純ＳｉＯ2ガラスからなる場合は、Δｃｌａｄは０％である。本明細書においては、Δ１１、Δ１２、Δ１４、Δｃｌａｄは、式（１）～（４）で定義する。
　Δ１１＝[（ｎｃ１－ｎｃｌ）／ｎｃ１]×１００　（％）　　（１）
　Δ１２＝[（ｎｃ３－ｎｃｌ）／ｎｃ３]×１００　（％）　　（２）
　Δ１４＝[（ｎｃ２－ｎｃｌ）／ｎｃ２]×１００　（％）　　（３）
　Δｃｌａｄ＝[（ｎｃｌ－ｎｇ）／ｎｃｌ]×１００　（％）　　（４）
　増幅用光ファイバ１１においては、中心コア部１１ａａの直径に対する緩衝コア層１１ａｂの外径の比、つまりｄ３／ｄ１は１．２以上２．０以下である。また、Δ１１は１．８％以上であり、より好ましくは２．２％以上であり、また３．０％以下ある。また、外側コア層１１ａｃの外径は９．４μｍ以上であり、また２１．４μｍ以下である。また、外側コア層１１ａｃの外径に対する中心コア部１１ａａの直径の比、つまりｄ１／ｄ３は０．２０以上であり、また０．４０以下である。また、外側コア層１１ａｃの外径に対する緩衝コア層１１ａｂの外径の比、つまりｄ２／ｄ３は０．２４以上であり、また０．８０以下である。また、Δ１２は－１．２％以上－０．２％以下であり、より好ましくは－１．２％以上－０．４％以下である。また、Δ１４は０．１％以上０．６％以下であり、より好ましくは０．３％以上０．６％以下である。
　また、中心コア部１１ａａ、緩衝コア層１１ａｂは、いわゆるα型の屈折率プロファイルを有し、α値としてそれぞれα１１、α１４を有する。α値とは、屈折率プロファイルの形状を表す指数であり、式（５）、式（６）で定義される。α値が大きくなるほど、コアの屈折率プロファイルの中央部が丸みを持つ、すなわち、三角形から四角形に移行していくことになる。　
　ｎ2（ｒ）＝ｎｃ１2｛１－２（Δ１１／１００）・（２ｒ／ｄ１）＾α１１｝　　（５）
ただし、０≦ｒ＜ｄ１／２
　ｎ2（ｒ）＝ｎｃ２2｛１－２（Δ１４／１００）・（（ｒ－ｒ１４ｍａｘ）／（ｄ２／２－ｒ１４ｍａｘ））＾α１４｝　　（６）
ただし、ｒ１４ｍａｘ≦ｒ＜ｄ２／２
　ここで、ｒは光ファイバの中心からの半径方向の位置を示す。また、ｒ１４ｍａｘとは、ｄ１／２≦ｒ＜ｄ２／２の範囲で、クラッド部１１ｂに対する比屈折率差が最も大きい点における光ファイバの中心からの半径方向の位置であり、ｒ１４ｍａｘが１点ではなく広範囲に及ぶ場合は、その中での中心の点とする。図３においては、ｒ１４ｍａｘ＝ｄ１／２である。また、ｎ（ｒ）は位置ｒにおける屈折率を表す。
　また、増幅用光ファイバ１１の伝送特性については、波長１５００ｎｍ以上の信号光をシングルモードで伝送させるために、カットオフ波長は１５００ｎｍ未満である。また、長手方向の零分散波長の変動は長さ１００ｍあたり０．５ｎｍ（０．５ｎｍ／１００ｍ）の範囲内、好ましくは０．２ｎｍ／１００ｍの範囲であり、波長１５５０ｎｍにおいて長手方向での波長分散の変動幅は長さ１ｋｍあたり１ｐｓ／ｎｍ／ｋｍ以下であるから、光ファイバ長を長くしても波長分散特性が長手方向で安定しており、非線形光学現象を効率よく利用できる。また、波長１５５０ｎｍにおいて波長分散の絶対値は５ｐｓ／ｎｍ／ｋｍ以下であり、より好ましくは１ｐｓ／ｎｍ／ｋｍ以下であるから、ＦＷＭなどの非線形光学現象の発生効率が高い。また、波長１５５０ｎｍにおける波長分散の絶対値が５ｐｓ／ｎｍ／ｋｍ以下の範囲において、外側コア層１１ａｃの外径（すなわちコア部１１ａの外径）が１％変動したときの波長１５５０ｎｍにおける波長分散の変動は０．７ｐｓ／ｎｍ／ｋｍ以下であるから、波長分散の絶対値が長手方向で安定して小さい光ファイバとなる。また、波長１５５０ｎｍにおいて波長分散スロープの絶対値は０．０２以上０．０６ｐｓ／ｎｍ2／ｋｍ以下であるから、広い波長帯域で波長分散の絶対値が小さい光ファイバとなる。また、波長１５５０ｎｍにおいて伝送損失は１．５ｄＢ／ｋｍ以下であるから、光の損失が小さく非線形光学現象の発生効率が高い。また、波長１５５０ｎｍにおいて偏波モード分散は０．２ｐｓ／ｋｍ1/2以下であるから、信号光が短パルス光であっても光ファイバを伝搬する間のパルス波形の劣化が抑制される。また、波長１５５０ｎｍにおける非線形係数（ｎ２／Ａｅｆｆ）は４０×１０-10／Ｗ以上であるから、非線形光学現象の発生効率が高い。ここで、ｎ２は非線形屈折率、Ａｅｆｆは有効コア断面積である。
　なお、本明細書においては、カットオフ波長（λc）とは、ＩＴＵ－Ｔ（国際電気通信連合）Ｇ．６５０．１で定義するファイバカットオフ波長をいう。有効コア断面積は、ＩＴＵ－Ｔ　Ｇ．６５０．２で定義する有効コア断面積であり、その測定方法はＩＴＵ－Ｔ　Ｇ．６５０．１で定義するモードフィールド径（ＭＦＤ）の測定方法と同様にして行い、測定結果からＩＴＵ－Ｔ　Ｇ．６５０．２の定義に従って算出される。その他、本明細書で特に定義しない用語についてはＩＴＵ－Ｔ　Ｇ．６５０．１における定義、測定方法に従うものとする。また、本明細書において用いる非線形係数（ｎ2／Ａeff）は、ＸＰＭ法による測定値である。
　図４は、図１に示す増幅用光ファイバ１１、１２を準備するための元光ファイバの零分散波長の長手方向での分布の一例を示す図である。図４に示すように、長さが２０００ｍの元光ファイバには、長手方向の零分散波長の変動が０．５ｎｍ／１００ｍの範囲内の部分があるので、この元光ファイバを用いて、増幅用光ファイバ１１、１２を準備することができる。なお、光ファイバの零分散波長の長手方向での分布は、非特許文献４に開示されている非線形ＯＴＤＲ法により、光ファイバの長手方向での波長分散の変動を測定することにより求めることができる。
　相対位相シフタ１３は、たとえばファイバブラッググレーティング（ＦＢＧ）で構成されており、そのブラッグ波長が増幅用光ファイバ１１、１２の零分散波長の近傍に設定されているものである。
　光合分波器３０は、ポンプ光源部２０と光増幅体１０とシグナル光源４１とを接続している。光合分波器３０はポンプ光とシグナル光とを合波する機能を有する。光合分波器３０は、たとえば２０ｄＢ光カプラや光バンドパスフィルタであるが、特に限定はされない。光合分波器３０が２０ｄＢ光カプラである場合は、ポンプ光源部２０と光増幅体１０とは低光損失で接続され、光増幅体１０とシグナル光源４１とは２０ｄＢ程度の光損失で接続される。
　つぎに、光増幅器１００の動作について説明する。ポンプ光源部２０は、位相変調されて光増幅され、かつＡＳＥ成分が除去されたポンプ光（以下では単にポンプ光と呼ぶ）を出力する。ここで、ポンプ光の波長は、増幅用光ファイバ１１、１２の零分散波長の近傍に設定される。一方、シグナル光源４１は、シグナル光を出力する。シグナル光の波長は、光増幅器１００の増幅帯域内の波長に設定される。光合分波器３０は、ポンプ光とシグナル光とを合波し、光増幅体１０に増幅用光ファイバ１１から入力させる。
　光増幅体１０は、ポンプ光が入力された増幅用光ファイバ１１、１２の非線形光学効果によって、シグナル光をパラメトリック増幅し、増幅用光ファイバ１２側から出力する。
　ここで、相対位相シフタ１３は、増幅用光ファイバ１１から伝搬してきた光の相対位相φrelを、入力するポンプ光のパワーや増幅用光ファイバ１１、１２の長さや非線形係数、分散特性などに応じて、適切な量だけずらす。増幅用光ファイバ１１、１２の長さや分散は、必要とされる利得スペクトル波形に応じて適切に設定する。
　たとえば、相対位相シフタ１３は、特許文献２等に示されるように、相対位相シフタ１３の前段側に接続された増幅段の増幅用光ファイバ１１から出力される光の相対位相φrelが０．５πより大きくなるように、増幅用光ファイバ１１の非線形定数γと長さＬとポンプ光の入力パワーＰとの積γＰＬが設定されており、相対位相シフタ１３は、相対位相φrelを０．５πよりも小さい値に変化させて後段の増幅用光ファイバ１２に出力する。
　相対位相シフタ１３の設置により、増幅用光ファイバ１１、１２の間に相対位相シフタを挿入しない場合では得られない利得スペクトルの平坦性が実現する。また、同時に相対位相シフタが無い場合より低い雑音指数(ＮＦ:Noise　Figure)が得られる。
　ここで、相対位相φrelは、シグナル光の位相φsignal[radian]、アイドラ光の位相φidler[radian]、ポンプ光の位相φpump[radian]を用いて、以下の式で記述される量である。
　φrel＝Δk+φsignal+φidler-2φpump[radian]
　ここで、Δk=ksignal+kidler-2kpumpで定義される。ksignal、kidler、kpumpは各光の波数である。
　上記のように、相対位相φrelは、複数の光の位相により規定される量である。したがって、相対位相シフタとしては、たとえばポンプ光の位相のみをずらすもの、シグナル光の位相のみをずらすもの、アイドラ光の位相のみをずらすもの、またはポンプ光の位相、シグナル光の位相、アイドラ光の位相のうちに２つ以上をずらすもののいずれを用いてもよい。本実施の形態１における相対位相シフタ１３は、ポンプ光の位相のみをずらすものである。
　特に、この光増幅器１００では、増幅用光ファイバ１１、１２として、長手方向の零分散波長の変動が０．５ｎｍ／１００ｍの範囲内、好ましくは０．２ｎｍ／１００ｍの範囲内である分散安定光ファイバを用いることによって、利得スペクトルの平坦性と広帯域性とを実現しつつ、さらに高利得であるという増幅特性が実現されている。
　なお、光増幅器１００の増幅用光ファイバ１１、１２には、以下に説明する温度調整機構を設けてもよい。図５は、図１に示す増幅用光ファイバ１１、１２に適用できる温度調整機構の模式的な構成図である。この温度調整機構１４は、増幅用光ファイバ１１または１２を巻き付けるための、たとえばアルミニウム等の熱伝導性が高い材料からなるボビン１４ａと、ボビン１４ａに巻き付けられたヒータ線１４ｂと、ボビン１４ａに取付けられたサーミスタや熱電対等の温度検出素子１４ｃと、ボビン１４ａを収容する凹部を有する、断熱性材料からなる筐体１４ｄ、１４ｅとを備えている。
　この温度調整機構１４を使用する場合には、ボビン１４ａに増幅用光ファイバ１１または１２を巻き付け、さらにボビン１４ａにヒータ線１４ｂを巻き付けた状態で、ボビン１４ａを筐体１４ｄ、１４ｅに収容する。そして、不図示の電源からヒータ線１４ｂに電流を流して発熱させ、増幅用光ファイバ１１または１２を所定の設定温度に加熱する。なお、増幅用光ファイバ１１または１２の温度は温度検出素子１４ｃによって測定されている。増幅用光ファイバ１１または１２の温度は、測定した温度に基づいてヒータ線１４ｂに流す電流を調整することによって、設定した温度±２℃以内となるように調整されることが好ましい。
　増幅用光ファイバ１１または１２の零分散波長は、温度を上昇させると長波長側にシフトする。したがって、増幅用光ファイバ１１または１２の温度を調整することによって、その零分散波長を調整することができる。したがって、たとえば所望のポンプ光波長を使用したい場合に、周囲温度（たとえば２５℃±５℃の室温）における零分散波長がその所望のポンプ光波長よりも５ｎｍの範囲内で短波長側（たとえば１～２ｎｍ程度短波長側）にある増幅用光ファイバ１１または１２を使用し、温度調整機構１４で増幅用光ファイバ１１または１２を加熱して零分散波長を精密に長波長側にシフトさせることによって、その零分散波長を所望のポンプ光波長に対して最適な値（たとえば光増幅器１００の利得帯域が最大になる値）に近づける、好ましくは一致するように調整することができる。なお、このような温度調整による零分散波長の調整は、増幅用光ファイバ１１および１２のいずれか一方のみに行ってもよいが、両方に行うことが好ましい。増幅用光ファイバ１１および１２の両方に対して行う場合には、それぞれの周囲温度における零分散波長に応じて、所望の最適な零分散波長にシフトすべく、それぞれに最適な調整をすることがより好ましい。
　なお、相対位相シフタ１３が主にポンプ光の位相をずらす相対位相シフタである場合に、光増幅器１００が平坦かつ広帯域な利得スペクトル特性を持つには、増幅用光ファイバ１１および１２の零分散波長と、ポンプ光の波長と、ポンプ光の位相をずらす相対位相シフタ１３の波長（たとえば、位相シフトの波長変化率が最大となる波長）が、±１ｎｍ程度の範囲で一致することが望ましい。
　より具体的には、増幅用光ファイバ１１および１２については、温度調節や張力調節により零分散波長を調節できる。ポンプ光源２１がＤＦＢレーザやＦＰレーザやＶＣＳＥＬなどの半導体レーザ素子で構成される場合、半導体レーザ素子の温度調節や駆動電流の調節によりその発振波長を調節することができる。また、相対位相シフタ１３がＦＢＧの場合は、ＦＢＧのブラッグ波長を温度調節や張力調節により調節することができる。これらの３つの特性波長（零分散波長、発振波長、ブラッグ波長）の１つから３つを、任意に組み合わせて調節することにより、光増幅器１００において平坦かつ広帯域な利得スペクトルを得ることができる。従って、光増幅器１００は、増幅用光ファイバ１１および１２に掛かる張力を調整する張力調整機構、半導体レーザ素子の温度を調整する温度調整機構または半導体レーザ素子の駆動電流を調整する駆動電流調整機構、またはＦＢＧの温度を調整する温度調整機構もしくはＦＢＧに掛かる張力を調整する張力調整機構を備えることが好ましい。
　たとえば、相対位相シフタ１３を構成するＦＢＧとして反射波長の温度依存性をキャンセルしたアサーマルＦＢＧを用いる場合は、上記機構により、該ＦＢＧのブラッグ波長に、増幅用光ファイバ１１および１２の零分散波長と、半導体レーザ素子の発振波長とを合わせるように調節することができる。また、増幅用光ファイバ１１および１２の零分散波長を固定した場合は、上記機構により、相対位相シフタ１３を構成するＦＢＧのブラッグ波長と半導体レーザ素子の発振波長とを調節して、零分散波長に合わせるようにすることができる。
　なお、ここで、ＦＢＧは、温度調整機構としてのペルチェ素子やヒータなどの上に、銅、アルミ、セラミックなどからなるヒートシンクを介して配置し、ペルチェ素子やヒータなどに熱的に接触するように固定することで、温度調節することができる。また、サーミスタなどの温度センサをヒートシンク上に設け、温度をモニタしながら温度調節をすることで、より精密に温度調節を行うことができる。
　つぎに、本実施の形態１に係る光増幅器１００に温度調整機構１４を適用した実施例１の光増幅器を作製して、図１に示す測定系にてその特性を測定した。なお、増幅用光ファイバ１１、１２は、周囲温度が２５℃の室温では、零分散波長が１５６２．６ｎｍであったが、温度調整機構１４によって１２６．５℃に加熱し、零分散波長を１５６５．６ｎｍに調整した。波長１５５０ｎｍにおける分散スロープが０．０４ｐｓ／ｎｍ２／ｋｍ、波長１５５０ｎｍにおける伝送損失が１．２ｄＢ／ｋｍ、波長１５５０ｎｍにおける非線形定数が２１．４／Ｗ／ｋｍであった。また、増幅用光ファイバ１１、１２の長さはそれぞれ１００ｍ、１３０ｍであった。増幅用光ファイバ１１、１２の長手方向の零分散波長の変動は０．５ｎｍ／１００ｍの範囲内であった。これらの増幅光ファイバ１１、１２は、ＩＴＵ－Ｔ　Ｇ．６５２に準拠する通信用の標準シングルモード光ファイバと０．１ｄＢ以下の接続損失で融着することができた。
　また、光増幅体１０に入力されるポンプ光のパワーは約３１．７６ｄＢｍ、ポンプ光波長は１５６５．６ｎｍであった。ポンプ光源部２０における光バンドパスフィルタ２４の透過波長帯域は０．８ｎｍであった。光増幅体１０に入力されるシグナル光のパワーは約－２０ｄＢｍであった。相対位相シフタ１３はＦＢＧであり、ブラッグ波長１５６５．９ｎｍであり、増幅光ファイバ１１、１２の温度調整後の零分散波長よりも０．３ｎｍだけ長波長であった。また、ＦＢＧの反射帯域線幅は０．６５ｎｍであり、ブラッグ波長での透過損失は－３９ｄＢであった。このとき、ポンプ光の位相は、０．３５π±０．１５π程度ずれていると考えられる。
　図６は、作製した実施例１の光増幅器の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。横軸は入力したシグナル光の波長を示している。なお、本明細書において、利得、ＮＦ特性は、光合分波器等の光損失等の影響を除いた値、すなわち光増幅体のネット値である。図６に示すように、作製した実施例１の光増幅器では、利得が２０．７ｄＢであり、１ｄＢ利得帯域がＣバンドをカバーできる３８ｎｍであり、１ｄＢ利得帯域内でのＮＦが４．５ｄＢ以下という増幅特性が得られた。すなわち、作製した実施例１の光増幅器では、きわめて高い利得スペクトルの平坦性、Ｃバンドをカバーできる広帯域性、および２０ｄＢ以上の高利得性が実現されるとともに、きわめて低いＮＦが得られた。また、後述する長手方向の零分散の変動が大きい増幅用光ファイバを用いた場合と比較して、利得スペクトルの平坦性と広帯域性とを実現しつつ、さらに高利得であるという増幅特性が実現されている。
　図７は、作製した実施例１の光増幅器でポンプ光波長および増幅用光ファイバ１１、１２の温度を調整した場合のＡＳＥスペクトルを示す図である。なお、シグナル光は入力していない。実線は、増幅用光ファイバ１１、１２の温度を室温として、ポンプ光波長を１５６２．６ｎｍ（すなわち室温での零分散波長）に設定した場合を示している。破線は、増幅用光ファイバ１１、１２の温度を１２８．７℃として、ポンプ光波長を室温の場合よりも２．４ｎｍだけ長い１５６５．０ｎｍに設定した場合を示している。
　ポンプ光を示すピークの周囲にある広帯域なスペクトルが光増幅器のＡＳＥスペクトルを示している。ＯＰＡである光増幅器ではＡＳＥスペクトルの形状がほぼ利得スペクトルの形状に対応する。なお、ＡＳＥスペクトルにおいて長波長側に向かって強度が低下する形状であるのは、測定系における光減衰器２００の光減衰量（約－２０ｄＢ）が長波長側に向かって大きくなる特性であることを反映している。
　図７に示すように、実線と破線とではＡＳＥスペクトルがほぼ重なっている。このことは、室温において零分散波長とポンプ光波長が一致している状態から、ポンプ光波長を変更したときに、これに応じて増幅用光ファイバ１１、１２の温度を調整してその零分散波長をずらし、ポンプ光波長に近づけることによって、室温において零分散波長とポンプ光波長が一致している状態のＡＳＥスペクトル（あるいは利得スペクトル）と同様の形状のＡＳＥスペクトル（あるいは利得スペクトル）が得られることを示している。増幅用光ファイバ１１、１２の温度を調整する技術によれば、ポンプ光波長と零分散波長とを容易に±０．５ｎｍの範囲に近づけることができる。
　図８は、作製した実施例１の光増幅器の利得、ＮＦの入力シグナル光強度依存性を示す図である。なお、縦軸は、入力するシグナル光の強度が－２０ｄＢｍである場合の利得、ＮＦとの差分を示している。図８に示すように、入力するシグナル光の強度が－１０ｄＢｍ以下では、利得もＮＦもほぼ一定であったが、－１０ｄＢｍ以上では利得の減少とＮＦの増加とが観測された。
　図９は、作製した実施例１の光増幅器の構成において相対位相シフタを削除し、増幅用光ファイバ１１と１２とを直接融着接続した場合の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。図９に示すように、相対位相シフタが無い場合は、図６に示す相対位相シフタが有る場合よりも利得の平坦性は低下したものの、ＮＦの改善が見られた。
　つぎに、比較のために、本発明者らが非特許文献２で開示した光増幅器の特性を説明する。図２５は、開示した光増幅器およびその増幅特性測定系の模式的な構成図である。この光増幅器１０００は、図１に示す実施の形態１に係る光増幅器１００において、光増幅体１０を光増幅体１０１０に置き換えた構成を有している。光増幅体１０１０は、増幅用光ファイバ１０１１、１０１２、１０１３と、増幅用光ファイバ１０１１、１０１２、１０１３の間に挿入された相対位相シフタ１０１４、１０１５とを備えている３段構成の光増幅体である。
　増幅用光ファイバ１０１１、１０１２、１０１３は、零分散波長が室温で１５６７．０ｎｍであった。波長１５５０ｎｍにおける分散スロープが０．０１７ｐｓ／ｎｍ２／ｋｍ、波長１５５０ｎｍにおける伝送損失が０．８ｄＢ／ｋｍ、波長１５５０ｎｍにおける非線形定数が１２／Ｗ／ｋｍであった。また、増幅用光ファイバ１０１１、１０１２、１０１３の長さはそれぞれ１２０ｍ、１５０ｍ、２００ｍであった。増幅用光ファイバ１０１１、１０１２、１０１３の長手方向の零分散波長の変動は０．５ｎｍ／１００ｍよりも大きかった。
　また、光増幅体１０１０に入力されるポンプ光のパワーは約３２．２ｄＢｍ、ポンプ光波長は１５６７．２ｎｍであった。ポンプ光源部２０における光バンドパスフィルタ２４の透過波長帯域は０．８ｎｍであった。光増幅体１０１０に入力されるシグナル光のパワーは約－２０ｄＢｍであった。相対位相シフタ１０１４、１０１５はオールパス型誘電体多層膜フィルタであった。相対位相シフタ１０１４、１０１５の挿入損失は波長１５５０ｎｍでそれぞれ１．０ｄＢ、１．２ｄＢであったが、これらの挿入損失は、ポンプ光およびシグナル光の波長に対してもほぼ同様の値であった。
　図２６は、図２５に示す光増幅器の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。横軸は入力したシグナル光の波長を示している。また、「１ｓｔ　ＨＮＬＦ　ｏｕｔ」、「２ｎｄ　ＨＮＬＦ　ｏｕｔ」、「３ｒｄ　ＨＮＬＦ　ｏｕｔ」は、それぞれ、増幅用光ファイバ１０１１、１０１２、１０１３の出力側での特性を示している。
　図２６に示すように、光増幅器１０００は、３段構成を採用することによって、実用的な利得である２０ｄＢを越えた２１ｄＢの利得を実現しているが、利得の１ｄＢ帯域は２５ｎｍであり、Ｃバンドをカバーするには到らなかった。
　以上説明したように、本発明の実施の形態１によれば、利得スペクトルの平坦性と広帯域性とを実現しつつ、さらに高利得である光増幅器を実現できる。
（変形例）
　図１０は、本発明の実施の形態１の変形例に係る光増幅器１００Ａおよびその増幅特性測定系の模式的な構成図である。図１０に示すように、本変形例に係る光増幅器１００Ａは、実施の形態１に係る光増幅器１００において、光合分波器３０を光合分波器３０Ａに置き換えたものである。
　光合分波器３０Ａは、３ポートの光バンドパスフィルタで構成されている。この光バンドパスフィルタは、ポンプ光を通過し、ポンプ光の波長以外の光を反射する特性を有するものである。なお、この光バンドパスフィルタは、Ｃ／Ｌバンド光カプラに置き換えてもよい。Ｃ／Ｌバンド光カプラとは、ローパスフィルタもしくはハイパスフィルタを利用して、ＣバンドとＬバンド（たとえば１５６５ｎｍ～１６２０ｎｍ）の両バンドの光を合波する機能を持つ光カプラである。Ｃ／Ｌバンド光カプラを用いた場合は、ポンプ光は、光合分波器３０ＡのＬバンド用ポート側から入力される。光合分波器３０Ａを用いることで、２０ｄＢ光カプラである光合分波器３０を用いた場合よりも、シグナル光との合波時のポンプ光の光損失を低減でき、たとえば０．５ｄＢだけ高い強度のポンプ光を光増幅体１０に入力させることができる。
　つぎに、本変形例に係る光増幅器１００Ａに温度調整機構１４を適用した実施例２の光増幅器を作製して、図１０に示す測定系にてその特性を測定した。なお、実施例２の光増幅器は、光合分波器３０Ａは、３ポートの光バンドパスフィルタで構成し、光増幅体１０に入力させたポンプ光の強度が０．５ｄＢだけ高い以外は、実施例１の光増幅器と同じ構成であり、同じ測定条件で測定を行った。ただし、増幅用光ファイバ１１、１２の温度調整をさらに精度良く行った。
　図１１は、作製した実施例２の光増幅器の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。横軸は入力したシグナル光の波長を示している。図１１に示すように、作製した実施例２の光増幅器では、利得が２３ｄＢであり、１ｄＢ利得帯域がきわめて広くＣバンドを十分にカバーできる５０ｎｍ（１５１５ｎｍ～１５６５ｎｍ）であり、１ｄＢ利得帯域内でのＮＦが４．５ｄＢ以下という増幅特性が得られた。すなわち、作製した実施例２の光増幅器では、きわめて高い利得スペクトルの平坦性、Ｃバンドを十分にカバーできるきわめて広い広帯域性、および２０ｄＢ以上の高利得性が実現されるとともに、きわめて低いＮＦが得られた。
　ところで、作製した実施例２の光増幅器において、増幅用光ファイバ１１、１２の温度調整を行ってその零分散波長をポンプ光波長から０．１ｎｍ～０．２ｎｍだけ短波長側にずらしたところ、以下の特性が得られた。
　図１２は、作製した実施例２の光増幅器において、零分散波長を調整した場合の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。図１２に示すように、零分散波長を調整した場合に、図１１の場合と比較して、利得の平坦性は低下したものの、ＮＦはきわめて改善し、１５２５ｎｍ～１５６０ｎｍの広い範囲で約３ｄＢとなった。
　このように、増幅用光ファイバ１１、１２の零分散波長をポンプ光波長から適度に短波長側にずらすことで、利得の平坦性は低下するものの、きわめて改善されたＮＦを得ることを、本発明者らは発見した。なお、図１２の状態の光増幅器は、利得の平坦性は低下しているが、１５１０ｎｍ～１５６０ｎｍのきわめて広い帯域で２０ｄＢ以上の利得が実現されている。したがって、図１２の状態の光増幅器の出力側に、図１２の利得波長特性を反転させた透過波長特性（たとえば利得が高い波長では透過率が低い波長特性）を有し、出力後の利得波長特性を平坦にする利得平坦化光フィルタを配置すれば、きわめて広い帯域で２０ｄＢ以上の利得を実現しつつ、さらにきわめて低ＮＦの光増幅器を実現することができる。
　なお、このようにきわめて低いＮＦが実現される理由は明らかではないが、図１２において波長１５２０ｎｍに発生した利得が高い領域は、ポンプ光波長が増幅用光ファイバ１１、１２の異常分散領域にあることによって発生した変調不安定性（ＭＩ）による利得であると考えらえる。したがって、図１２の状態の光増幅器では、増幅用光ファイバ１１、１２の零分散波長をポンプ光波長から適度に短波長側にずらすことで、ＭＩが適度に発生し、波長依存性の有るＭＩの利得によって利得の平坦性の低下が発生するものの、その低下量は適度に抑制されつつ、きわめて低ＮＦの状態が実現されていると考えられる。
（実施の形態２）
　図１３は、本発明の実施の形態２に係る光増幅器の模式的な構成図である。図１３に示すように、本実施の形態２に係るＯＰＡである光増幅器１００Ｂは、光増幅体１０と、ポンプ光源部２０Ａと、光合分波器３０と、光合分波器３１と、光サーキュレータ５１と、偏波合分波器５２と、接続偏波保持光ファイバ６１、６２とを備えている。
　ポンプ光源部２０Ａは、ポンプ光源２１Ａと、光アイソレータ２２Ａと、偏光子２３Ａと、波長板２４Ａとを備えている。ポンプ光源２１Ａは、たとえば図１に示すポンプ光源部２０と同様の構成を有しており、所定のポンプ光波長のポンプ光を光アイソレータ２２Ａに出力する。光アイソレータ２２Ａは、ポンプ光を偏光子２３Ａ側に透過するとともに偏光子２３Ａ側から伝搬してきた戻り光のポンプ光源２１Ａへの入力を遮断する。偏光子２３Ａは光アイソレータ２２Ａを透過したポンプ光を直線偏光とする。波長板２４Ａは、１／２波長板または１／４波長板などであり、直線偏光となったポンプ光の偏波方向を回転させる。波長板２４Ａによるポンプ光の偏波方向の回転角度は波長板２４Ａの角度調整によって調整することができる。
　光合分波器３０は、ポンプ光源部２０Ａから入力されたポンプ光と、外部から入力されたシグナル光とを合波し、光サーキュレータ５１に出力する機能を有する。光合分波器３０はたとえば２０ｄＢ光カプラやＣ／Ｌバンド光カプラであるが、特に限定はされない。たとえば、光合分波器３０Ａと同様に３ポートの光バンドパスフィルタでもよい。
　光サーキュレータ５１は、光合分波器３０からポンプ光とシグナル光とを入力されて、これを偏波合分波器５２に透過する。偏波合分波器５２は、シグナル光およびポンプ光を互いに直交する偏波状態を有する偏波成分に偏波分離し、接続偏波保持光ファイバ６１、６２にそれぞれ出力する。
　接続偏波保持光ファイバ６１、６２は、光増幅体１０の両端に接続している。すなわち、接続偏波保持光ファイバ６１は光増幅体１０の増幅用光ファイバ１１側に接続しており、接続偏波保持光ファイバ６２は光増幅体１０の増幅用光ファイバ１２側に接続している。
　偏波合分波器５２によって偏波分離されたシグナル光およびポンプ光の角各偏波成分は、光増幅体１０に、それぞれ増幅用光ファイバ１１側、増幅用光ファイバ１２側から入力されて、増幅用光ファイバ１１、１２を互いに逆向きに伝搬する。増幅用光ファイバ１１、１２は、伝搬中のシグナル光をパラメトリック増幅する。互いに逆向きに伝搬しつつ増幅された各偏波成分は、光増幅体１０の入力した側とは逆側の増幅用光ファイバから出力し、それぞれ接続偏波保持光ファイバ６１、６２を伝搬する。偏波合分波器５２は、接続偏波保持光ファイバ６１、６２を伝搬した各偏波成分が入力され、これらを偏波合成し、光サーキュレータ５１に出力する。
　光サーキュレータ５１は、入力された、偏波合成され増幅されたシグナル光および偏波合成されたポンプ光を光合分波器３１に出力する。光合分波器３１はたとえば２０ｄＢ光カプラやＣ／Ｌバンド光カプラであるが、特に限定はされない。たとえば、光合分波器３０Ａと同様に３ポートの光バンドパスフィルタでもよい。光合分波器３１は、光サーキュレータ５１から入力された増幅されたシグナル光とポンプ光とを分波し、それぞれ別のポートから出力する。たとえば、光合分波器３１は、増幅されたシグナル光を図中直線で示されたポートから出力し、ポンプ光を図中曲線で示されたポートから出力する。
　なお、ポンプ光は通常１Ｗ以上の高強度の光であるので、ポートから出力後は、公知の光処理器によって処理される。このような光処理器は、たとえば光を吸収してそのエネルギーを熱に変換し、変換した熱を放熱する機能を有するものである。
　本実施の形態２に係る光増幅器１００Ｂは、実施の形態１と同様に、長手方向の零分散波長の変動が少ない増幅用光ファイバ１１、１２を備える。また、光増幅器１００Ｂは、入力されたポンプ光およびシグナル光を偏波分離し、互いに直交する偏波成分を、増幅用光ファイバ１１、１２を互いに逆向きに伝搬するように増幅用光ファイバ１１、１２に入力させ、増幅用光ファイバ１１、１２を互いに逆向きに伝搬して増幅された互いに直交する偏波成分を偏波合成する構成を有している。これによって、光増幅器１００Ｂは、実施の形態１において得られる効果を奏するとともに、入力するシグナル光が任意の偏波状態を有していたとしても偏波依存性の少ない利得を与えることができる、いわゆる偏波無依存型の光増幅器として機能する。なお、入力するポンプ光の偏波方向は、波長板２４Ａの角度調整によって、光増幅器１００Ｂの偏波依存性が低い、好ましくは最小の状態となるような偏波方向とすることが好ましい。また、光増幅体１０は、中心対称性を有する構成とすることが好ましい。たとえば、増幅用光ファイバ１１、１２が同じ特性を有する光ファイバであれば、増幅用光ファイバ１１、１２は等しい長さであり、相対位相シフタ１３が光増幅体１０の長手方向の中央に配置されることが好ましい。
　なお、上記実施の形態１、２またはその変形例に係る光増幅器は、増幅用光ファイバ１１、１２の間に１つの相対位相シフタ１３が挿入された２段構成の光増幅体１０を備えている。しかしながら、光増幅体は２段構成に限らず、１段構成でも３段構成以上でもよい。たとえば、光増幅体としては、図１４に示すように、増幅用光ファイバ１１、１２、１５の間に、それぞれ相対位相シフタ１３、１６が挿入された光増幅体１０Ａを用いてもよい。このような光増幅体１０Ａは、増幅段ＳＴ１、ＳＴ２、ＳＴ３の３段構成の光増幅体である。なお、増幅用光ファイバ１５は、増幅用光ファイバ１１、１２と同様の構成を有するものでよく、相対位相シフタ１６は相対位相シフタ１３と同様の構成を有するものでよい。なお、実施の形態２の構成に適用する３段以上の構成の光増幅体については、２段構成の場合と同様に、増幅用光ファイバの増幅特性や長さ、相対位相シフタの位相シフト量等について、長手方向で中心対称になるように構成、配置することが好ましい。たとえば、増幅媒体が３段構成、すなわち、３つの増幅用光ファイバを用い、位相シフト量が同じ２つの相対位相シフタが各増幅光ファイバの間に接続されてなる場合は、各増幅用光ファイバが同じ特性を有するものとすると、両側に配置される増幅用光ファイバを同じ長さとし、中央に配置される増幅用光ファイバをそれよりも長くすると良い。これにより、いずれの方向を伝搬する偏波成分についても、相対位相シフタの挿入損失に起因する利得の減少を、中央の増幅用光ファイバを長くすることで補償することができる。
　また、相対位相シフタとしては、ＦＢＧを用いたものに限らず、誘電体多層膜フィルタと反射型モジュールにて構成されたオールパスフィルタ型の相対位相シフタを用いてもよい。このようなオールパスフィルタ型の相対位相シフタは、ポンプ光波長を調節することで位相シフト量を調節できる。また、特定波長の反射が無いので好ましい。
　なお、相対位相シフタがモジュール化されたものである場合、そのピッグテールファイバとして使用する光ファイバとしては、使用するポンプ光波長±１０ｎｍの範囲に零分散波長がある、もしくは分散スロープが０．０６ｐｓ／ｎｍ２／ｋｍ以下である、またはその両方の特性を有する光ファイバが望ましい。その理由は、ピッグテールファイバの波長分散により相対位相が変動し、位相整合状態を壊すことを避けるためである。また、ピッグテールファイバを増幅用光ファイバと融着接続する場合は、ピッグテールファイバのモードフィールド径（ＭＦＤ）が、増幅用光ファイバのＭＦＤの±５０％の範囲で一致していることが好ましい。その理由は、ＭＦＤを当該範囲で一致させることによって、ピッグテールファイバと増幅用光ファイバとの融着接続損失を０．５ｄＢ以下にできるからである。
　ところで、ＯＰＡに波長多重（ＷＤＭ）シグナル光を入力すると、増幅用光ファイバの非線形光学効果によって不要な４光波混合（ＦＷＭ）光が発生し、ＦＷＭ光とシグナル光とのクロストークにより、ＷＤＭシグナル光に含まれる各シグナル光が劣化し、ＮＦが増大する。
　非特許文献３では、ＷＤＭシグナル光の代わりにＡＳＥ光をシグナル光として、ＯＰＡにおけるＦＷＭ光によるＮＦ特性を調べた結果、ポンプ光の強度と増幅されたＡＳＥ光との強度差が２０ｄＢ以上であれば、ＮＦの増大が抑制されると報告している。
　これに対して、本発明者らが鋭意検討したところ、ＯＰＡにおいて、光増幅器に入力されるポンプ光の強度とＷＤＭシグナル光の総強度との強度比が２４ｄＢ以上である場合に、実使用上十分なＷＤＭシグナル光の劣化量であることを見出した。
　以下、ＷＤＭ増幅特性実験の結果を用いて具体的に説明する。図１５は、実施の形態１に係る光増幅器およびそのＷＤＭ増幅特性測定系の模式的な構成図である。なお、ここでは、ＷＤＭシグナル光源として、８つのシグナル光源４１－１～４１－８に、それぞれ偏波コントローラ４２－１～４２－８を接続した、シグナル光源４１－１～４１－８から出力された互いに異なる波長（１５５０ｎｍ～１５６０ｎｍの範囲内で約１．２ｎｍ間隔）を有するシグナル光をＡＷＧ４３にて合波し、８チャネルのＷＤＭシグナル光を発生させ、実施の形態１に係る光増幅器１００に入力させた。また、実施の形態１に係る光増幅器１００として、作製した実施例１の光増幅器を用いた。また、ポンプ光のポンプ光波長は、８チャネルのＷＤＭシグナル光の波長に対して５ｎｍ以上離間して設定されている。
　図１６は、入力させる８チャネルＷＤＭ信号光のスペクトルを示す図である。なお、各偏波コントローラ４２－１～４２－８は、光増幅器における各シグナル光の利得が最大になるようにそれぞれ調整した。その他は、図６に結果を示した実験と同様の条件とした。なお、入力されるポンプ光の強度は３２．２ｄＢｍとした。
　図１７～図２２は、増幅された８チャネルＷＤＭシグナル光のスペクトルを示す図である。図１７～図２２は、光増幅器に入力されるＷＤＭシグナル光の１チャネル当たりの光強度が、それぞれ－１１ｄＢｍ／ｃｈ、－１６ｄＢｍ／ｃｈ、－２１ｄＢｍ／ｃｈ、－２６ｄＢｍ／ｃｈ、－４１ｄＢｍ／ｃｈ、－５１ｄＢｍ／ｃｈの場合である。なお、光減衰器２００はの減衰量は－１９ｄＢ（－１１ｄＢｍ／ｃｈ、－１６ｄＢｍ／ｃｈの場合）または－２０ｄＢ（それ以外の場合）であったので、光増幅器から出力された実際の光強度は各図の縦軸の数値に１９ｄＢまたは２０ｄＢを加算した値である。
　図１７～図２２に示すように、８チャネルＷＤＭシグナル光の強度が高いほど、発生するＦＷＭ光の強度が高く、特に－２１ｄＢｍ／ｃｈより高い場合にはＦＷＭ光による８チャネルＷＤＭシグナル光の劣化が顕著であった。しかしながら、実使用で想定される－２１ｄＢｍ／ｃｈの場合は、８チャネルＷＤＭシグナル光とＦＷＭ光との強度差が２０ｄＢ以上あり、実用的な光増幅器として利用可能な程度のＦＷＭ光の発生量であった。なお、８チャネルＷＤＭシグナル光の強度が－２１ｄＢｍ／ｃｈより低い場合は、ＦＷＭ光の発生量は顕著に低下していった。
　このとき、光増幅器に入力される８チャネルＷＤＭシグナル光の総強度は、（－２１＋２０＋９）ｄＢｍ＝８ｄＢｍである。一方、ポンプ光強度は３２．２ｄＢｍである。したがって、ポンプ光の強度と波長多重シグナル光の総強度との強度比は（３２．２ｄＢｍ－８ｄＢｍ）＝２４．２ｄＢであった。このように、光増幅器に入力されるポンプ光の強度とＷＤＭシグナル光の総強度との強度比が２４ｄＢ以上である場合に、実使用上十分なＷＤＭシグナル光の劣化量であった。
　つぎに、図２３は、実施例１の光増幅器の８チャネルＷＤＭシグナル光入力時の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。なお、１チャネル当たりのシグナル光の強度は、－５６ｄＢｍ／ｃｈから－１１ｄＢｍ／ｃｈまで変化させている。図２３に示すように、実施例１の光増幅器は、８チャネルＷＤＭシグナル光入力時でも、十分な利得が得られた。なお、ＮＦについては、８チャネルＷＤＭシグナル光のシグナル光間の波長間隔が狭いため、ノイズフロアが実際より大きく測定されてしまったため、実際の値よりも大きいと考えられる。そこで、８チャネルＷＤＭシグナル光にかえて、４チャネルＷＤＭシグナル光（１５５０ｎｍ～１５６０ｎｍの範囲内で約２．４ｎｍ間隔）を用いて、同様なＷＤＭ増幅特性実験を行った。
　図２４は、実施例１の光増幅器の４チャネルＷＤＭシグナル光入力時の利得、ＮＦの波長依存性を示す図である。なお、１チャネル当たりのシグナル光の強度は、－５６ｄＢｍ／ｃｈから－１１ｄＢｍ／ｃｈまで変化させている。図２４に示すように、ＮＦについては、実使用で想定される－２１ｄＢｍ／ｃｈの場合に４．５ｄＢより小さいＮＦが得られた。また、シグナル光の強度が－２１ｄＢｍ／ｃｈより大きい場合は、ノイズフロアが実際より大きく測定されてしまったため、実際の値よりも大きいと考えられる。
　なお、特許文献１、２と同様に、上記実施の形態に係る光増幅器を、ＥＤＦＡの前段やＲａｍａｎ効果を利用した光増幅システムの後段に設置して、光増幅システムを構成してもよい。このような光増幅システムは、実施の形態に係る光増幅器の低ノイズ特性によって、システム全体で低ノイズかつ高出力な光増幅システムである。
　また、特許文献１、２と同様に、上記実施の形態に係る光増幅器を利用した、光通信システムを構築することも可能である。このことで、従来のＥＤＦＡを光増幅器として用いている光通信システムの伝送距離を伸ばす、送信パワーを減らして消費電力を削減するなどが、可能となる。
　また、特許文献１、２と同様に、上記実施の形態に係る光増幅器は、波長変換器やＰＳＡとしても使用できる。
　なお、上記実施の形態により本発明が限定されるものではない。上述した各構成要素を適宜組み合わせて構成したものも本発明に含まれる。また、さらなる効果や変形例は、当業者によって容易に導き出すことができる。よって、本発明のより広範な態様は、上記の実施の形態に限定されるものではなく、様々な変更が可能である。
　以上のように、本発明に係る光増幅器、光増幅システム、波長変換器および光通信システムは、主に光通信の分野に利用して好適なものである。
　１０、１０Ａ　光増幅体
　１１、１２、１５　増幅用光ファイバ
　１１ａ　コア部
　１１ａａ　中心コア部
　１１ａｂ　緩衝コア層
　１１ａｃ　外側コア層
　１１ｂ　クラッド部
　１１ｃ　被覆
　１２　外側コア層
　１３、１６　相対位相シフタ
　１４　温度調整機構
　１４ａ　ボビン
　１４ｂ　ヒータ線
　１４ｃ　温度検出素子
　１４ｄ　筐体
　２０、２０Ａ　ポンプ光源部
　２１、２１Ａ　ポンプ光源
　２２　位相変調器
　２２Ａ　光アイソレータ
　２３　光ファイバ増幅器
　２３Ａ　偏光子
　２４　光バンドパスフィルタ
　２４Ａ　波長板
　２５　白色雑音源
　２６　広帯域ＲＦ増幅器
　３０、３０Ａ、３１　光合分波器
　４１、４１－１～４１－８　シグナル光源
　４２、４２－１～４２－８　偏波コントローラ
　５１　光サーキュレータ
　５２　偏波合分波器
　６１、６２　接続偏波保持光ファイバ
　１００、１００Ａ、１００Ｂ　光増幅器
　２００　光減衰器
　３００　光スペクトラムアナライザ
　ＳＴ１、ＳＴ２、ＳＴ３　増幅段

Claims (16)

  1. 　増幅用光ファイバと、
    　前記増幅用光ファイバに入力されるシグナル光を前記増幅用光ファイバの非線形光学効果によってパラメトリック増幅するためのポンプ光を前記増幅用光ファイバに供給するポンプ光源と、
    　を備え、前記増幅用光ファイバは、長手方向において零分散波長の変動が０．５ｎｍ／１００ｍの範囲内であることを特徴とする光増幅器。
  2. 　前記増幅用光ファイバは、
    　中心コア部と、
    　前記中心コア部の周囲に形成され前記中心コア部よりも屈折率が低い外側コア層と、
    　前記中心コア部と前記外側コア層との間に形成され前記中心コア部よりも屈折率が低くかつ前記外側コア層よりも屈折率の高い１以上の緩衝コア層と、
    　を有するコア部と、
    　前記外側コア層の周囲に形成され前記中心コア部よりも屈折率が低くかつ前記外側コア層よりも屈折率が高いクラッド部と、
    　を有し、波長１５５０ｎｍにおける有効コア断面積が１８μｍ2以下であることを特徴とする請求項１に記載の光増幅器。
  3. 　前記増幅用光ファイバは、
    　波長１５５０ｎｍにおける有効コア断面積が１０．２７μｍ2以上１８μｍ2以下であり、
    　前記中心コア部の前記クラッド部に対する比屈折率差が１．８％以上３．０％以下であり、
    　前記外側コア層の前記クラッド部に対する比屈折率差が－１．２％以上－０．２％以下であり、
    　前記緩衝コア層の前記クラッド部に対する比屈折率差が０．１％以上０．６％以下であり、
    　前記外側コア層の外径が９．４μｍ以上２１．４μｍ以下であり、
    　前記外側コア層の外径に対する前記中心コア部の直径の比が０．２０以上０．４０以下であり、
    　前記外側コア層の外径に対する前記緩衝コア層の外径の比が０．２４以上０．８０以下であり、
    　波長１５５０ｎｍにおける波長分散の絶対値が５ｐｓ／ｎｍ／ｋｍ以下の範囲において、前記外側コア層の外径が１％変動したときの波長１５５０ｎｍにおける波長分散の変動が、０．７ｐｓ／ｎｍ／ｋｍ以下であることを特徴とする請求項２に記載の光増幅器。
  4. 　前記増幅用光ファイバの温度を調整する温度調整機構または前記増幅用光ファイバに掛かる張力を調整する張力調整機構を備えることを特徴とする請求項１～３のいずれか一つに記載の光増幅器。
  5. 　前記ポンプ光源内の半導体レーザ素子の温度を調整する温度調整機構または前記半導体レーザ素子の駆動電流を調整する駆動電流調整機構を備えることを特徴とする請求項１～３のいずれか一つに記載の光増幅器。
  6. 　前記位相シフタがファイバブラッググレーティングであって、前記ファイバブラッググレーティングの温度を調整する温度調整機構または前記ファイバブラッググレーティングに掛かる張力を調整する張力調整機構を備えることを特徴とする請求項１～３のいずれか一つに記載の光増幅器。
  7. 　前記増幅用光ファイバは、周囲温度における前記零分差波長が、前記ポンプ光の波長を所定のポンプ光波長に設定した場合に当該光増幅器の平坦な利得帯域が最大となる第１零分散波長よりも５ｎｍ以下だけ短波長側に位置し、
    　前記温度調整機構は、前記増幅用光ファイバの前記零分差波長が前記第１零分散波長に近づくように前記増幅用光ファイバの温度を調整することを特徴とする請求項４に記載の光増幅器。
  8. 　前記増幅用光ファイバの零分散波長は前記ポンプ波長よりも短く、
    　当該光増幅器の利得波長特性を平坦にする利得平坦化フィルタを備えることを特徴とする請求項１～７のいずれか一つに記載の光増幅器。
  9. 　前記シグナル光および前記ポンプ光が入力され、前記シグナル光および前記ポンプ光を互いに直交する偏波状態を有する偏波成分に偏波分離し、前記互いに直交する偏波成分を前記増幅用光ファイバを互いに逆向きに伝搬するように前記増幅用光ファイバに入力させ、前記増幅用光ファイバを互いに逆向きに伝搬して増幅された前記互いに直交する偏波成分を偏波合成する偏波合分波器を備えることを特徴とする請求項１～８のいずれか一つに記載の光増幅器。
  10. 　前記複数の増幅用光ファイバの間に挿入され、入力された光の相対位相を変化させる相対位相シフタをさらに備えることを特徴とする請求項１～９のいずれか一つに記載の光増幅器。
  11. 　当該光増幅器に入力される前記ポンプ光の強度と前記シグナル光の総強度との強度比が２４ｄＢ以上であることを特徴とする請求項１～１０のいずれか一つに記載の光増幅器。
  12. 　増幅用光ファイバと、
    　前記増幅用光ファイバに入力される波長多重シグナル光を、前記増幅用光ファイバの非線形光学効果によってパラメトリック増幅するためのポンプ光を前記増幅用光ファイバに供給するポンプ光源と、
    　を備え、当該光増幅器に入力される前記ポンプ光の強度と前記波長多重シグナル光の総強度との強度比が２４ｄＢ以上であることを特徴とする光増幅器。
  13. 　前記ポンプ光のポンプ光波長が前記波長多重シグナル光の波長に対して５ｎｍ以上離間して設定されていることを特徴とする請求項１２に記載の光増幅器。
  14. 　請求項１～１３のいずれか一つに記載の光増幅器を備えたことを特徴とする光増幅システム。
  15. 　請求項１～１３のいずれか一つに記載の光増幅器を備えたことを特徴とする波長変換器。
  16. 　請求項１～１３のいずれか一つに記載の光増幅器を備えたことを特徴とする光通信システム。
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