Polymer Micro-Ring Filters and Modulators
Payam Rabiei, Student Member, IEEE, William H. Steier, Life Fellow, IEEE, Cheng Zhang, and Larry R. Dalton
Abstract—Micro-ring wavelength filters and resonant modulators using polymer materials at 1300 nm and 1550 nm are analyzed, designed, and demonstrated. The rings are integrated with vertically coupled input and output waveguides. The devices are fabricated using optical lithography. Filters with a finesse of 141 and free spectral range of 5 nm at 1300 nm and finesse of 117 with a free spectral range (FSR) of 8 nm at 1550 nm are demonstrated. Ring resonators with a as high as 1.3 105 at 1300 nm are demonstrated. The filters can be temperature tuned at the rate of 14 GHz/ C. Resonant ring modulators, which use an electrooptic polymer, are demonstrated. The resonance wavelength voltage tunes at the rate of 0.82 GHz/V. The modulators have a bandwidth larger than 2 GHz. Using the resonant modulator, and open eye diagram at 1 Gb/s is demonstrated.
Index Terms—Electrooptic modulation, integrated optics, optical filters, optical polymers, optical resonators, wavelength division multiplexing.
I. INTRODUCTION THE STRONG confinement of electromagnetic energy in small microresonators can result in very functional microphotonic integrated circuits. Previously very high discrete silica microsphere resonators have been demonstrated [1] along with their applications in lasers and channel filters [2], [3]. In addition, integrated ring and disc microresonators coupled to waveguides have been demonstrated in GaAs, InP, and glass. Microdisk lasers, channel add–drop filters, and optical crossconnect networks have been achieved using these technologies [4]–[7]. Polymers are promising materials for microresonators because of the wide range of indexes of refraction available, they can be patterned by photo processing, and because electrooptic polymer are now available. In this paper, we are reporting on some of the first work using polymers in both passive and voltage controlled microresonators. We first will present an analysis of the micro-resonator in order to estimate the expected performance of the polymer devices. Next, we will show some results for passive resonators followed by a wavelength sensitive modulator made by using an electrooptic polymer.
II. ANALYSIS AND DESIGN OF MICRO-RESONATORS
In this section, we derive simple expressions for the transfer function and free spectral range (FSR) of a microresonator.
Manuscript received December 28, 2001; revised June 4, 2002. This work was supported by AFOSR and BMDO. P. Rabiei and W. H. Steier are with the Department of Electrical Engineering, University of Southern California, Los Angeles, CA 90089 USA (e-mail: rabiei@usc.edu). C. Zhang was with the Department of Chemistry, University of Southern California, Los Angeles, CA 90089 USA. L. R. Dalton was with the Department of Chemistry, University of Southern California. He is now with the Department of Chemistry, University of Washington, Seattle, WA 98195 USA. Digital Object Identifier 10.1109/JLT.2002.803058
Fig. 1. The radius required to achieve 1 dB/cm bending loss and the corresponding FSR as a function of the index difference between core and cladding calculated for 1.55 m for the waveguide shown in the inset.
These expressions include the resonator coupling and the different loss mechanisms. Bending loss, scattering loss and material loss are the main loss mechanisms for a microresonator. Bending loss is primarily determined by the index difference between the core and the cladding and sets the minimum diameter and hence the FSR of a ring resonator. In polymers, the maximum index difference of available materials is 0.3. We have used TempSelene [8], which is commercially available optical waveguide simulation package, to do the bending loss calculation. This software uses semivectorialfinitedifference methodin cylindrical coordinates with absorbing boundary conditions to calculate the mode profile and the loss of a curved waveguide. Fig. 1 shows the radius to achieve 1 dB/cm bending loss as a function of the index contrast between the core and cladding for the structure shown. In practice the other losses in microresonator will be as high as 10 dB/cm so 1 dB/cm bending loss is negligible compared to scattering and material loss. Fig. 1 also shows the calculated FSR for the microresonator. Based on this calculations an index contrast of 0.3 is enough to achieve a FSR of 10 nm and a ring radius of 25 m. The scattering loss from the rough surface of a straight waveguide was previously analyzed [9], [10]. Since the radius of the ring is much larger than the roughness function the straight waveguide results can be applied to the ring shaped waveguide. In our fabrication process, the roughness parameters are determined largely by the photomask roughness [11]. Based on the numbers in [11] and our estimate of our mask quality, we expect the standard deviation of the roughness to be 30 nm and the correlation length of the roughness to be 100 nm for a typical polymer device. Using the results in [10] and based on the calculation of the electric field using TempSelene [8] software, we expect a scattering loss of 20 dB/cm for a curved waveguide with index difference of 0.3 between the core and cladding and a radius of 25 m. For a larger ring of radius 250 m and index difference of 0.1 the calculated scattering loss is 2 dB/cm.
The loss and the refractive index of the polymers used in our work were measured and are summarized in Table I. The loss of the polymers is measured using liquid out-coupling method [12] and the refractive index is measured using ellipsometer. In summary, after analyzing the various sources of loss, we expect scattering loss to be dominate in the smallest rings of radius 25 m and index difference of 0.3. In the larger rings of radius 250 m with index difference of 0.1 we expect th
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聚合物微波滤波器和调制器
Payam Rabiei, Student Member, IEEE, William H. Steier, Life Fellow, IEEE, Cheng Zhang, and Larry R. Dalton
摘要
本文分析，设计和证明了在1300 nm和1550 nm处使用聚合物材料的微环波长滤波器和谐振调制器。环与垂直耦合的输入和输出波导集成。器件使用光学光刻制造。显示出精细度为141的滤光片，1300nm处的5nm的自由光谱范围和117nm的光谱范围，在1550nm具有8nm的自由光谱范围（FSR）。证明了在1300nm处具有高达1.3times;105的环形谐振器。滤波器可以以14 GHz / C的速率进行温度调节。演示了使用电光聚合物的共振环调制器。谐振波长电压以0.82 GHz / V的速率调谐，调制器的带宽大于2 GHz，证明了使用谐振调制器和1Gb / s的眼图。
关键字- 电光调制，集成光学，光学滤波器，光学聚合物，光学谐振器，波分复用。
1 简介
小型谐振器中电磁能的强大限制可以产生非常实用的微电子集成电路。以前非常高的离散二氧化硅微球谐振器已被证明[1]及其在激光器和通道滤波器中的应用[2]-[3]。此外，在GaAs，InP和玻璃中已经证明了耦合到波导的集成的环形和圆盘微谐振器。使用这些技术已经实现了微盘激光器，通道分插滤波器和光交叉网络[4] - [7]。聚合物是微谐振器的有材料，因为可用的折射率范围很广，它们可以通过照相处理进行图案化，因为现在可以使用电光聚合物。在本文中，我们报告了在无源和电压控制的微谐振器中使用聚合物的一些首项工作。我们首先将介绍微谐振器的分析，以估计聚合物器件的预期性能。接下来，我们将展示无源谐振器的一些结果，随后是使用电光聚合物制成的波长敏感调制器。
2 微型谐振器的分析与设计
在本节中，我们得到了微谐振器的传递函数Q和自由光谱范围（FSR）的简单表达式。
手稿于2001年12月28日收到; 2002年6月4日修订。这项工作得到了AFOSR和BMDO的支持。 P. Rabiei和W. H. Steier先生与南加州大学电气工程系，洛杉矶，CA 90089 USA（电邮：rabiei@usc.edu）。 C.张先生与南加州大学化学系洛杉矶分校CA 90089 USA。 南加州大学化学系L. R. Dalton先生。 他现在在华盛顿大学化学系，西雅图，WA 98195 USA。数字对象标识符10.1109 / JLT.2002.803058
散射损耗和材料损耗是微谐振器的主要损耗机制。弯曲损耗主要由芯和包层之间的折射率差决定，并设定最小直径，从而确定环形谐振器的FSR。在聚合物中，可用材料的最大折射率差为0.3。我们使用了市售光波导模拟软件TempSelene [8]进行弯曲损耗计算。该软件使用具有吸收边界条件的圆柱坐标系中的半定义参数方法来计算弯曲波导的模式分布和损耗。图1示出了作为所示结构的芯和包层之间的折射率对比度的函数，实现1dB / cm的弯曲损耗的半径。在实践中，微谐振器中的其他损耗将高达10 dB / cm，因此与散射和材料损耗相比，1 dB / cm的弯曲损耗可以忽略不计。
之前分析了直波导粗糙表面的散射损耗[9]-[10]。 由于环的半径远大于粗糙度函数，所以直线波导可以应用于环形波导。在我们的制造工艺中，粗糙度参数主要由光掩模粗糙度决定[11]。根据[11]中的数字和我们对面罩质量的估计，我们预期，典型聚合物器件的粗糙度标准偏差为30nm，粗糙度的相关长度为100nm。 使用[10]中的结果，并且基于使用TempSelene [8]软件计算电场，我们预期芯和包层之间的折射率差为0.3的弯曲波导的散射损耗为20dB / cm，半径 25mu;m对于较大的半径为250mu;m的环，指数差为0.1，计算出的散射损失为2 dB / cm。
测量我们工作中使用的聚合物的损耗和折射率。聚合物的损失是使用液体输出耦合方法[12]测量的，折射率是使用椭偏仪测量的。总之，在分析了各种损耗源之后，我们预计散射损耗在半径25 mu;m的最小环和0.3的最小环中占主导地位。在半径250mu;m，指数差为0.1的较大环中，我们预期损失由材料损失和散射损失的组合决定。在所有研究的情况下，弯曲损耗预期为最小.
已经指出了在环上方或下方从波导垂直耦合到谐振器的优点[13]-[14]。垂直耦合非常适合于聚合物技术，因为在不同层中的制造容易以及可用的指数范围。以前已经开发了一些分析方法来进行耦合计算[15] - [17]。在以前的工作中，我们已经使用三维（3-D）光束传播软件来计算从通道波导耦合到垂直位移的弯曲波导中的功率。在该计算中，弯曲波导的耦合功率在被定义为波束传播方法的边界的吸收边界中丢失。如预期的那样，当耳语画廊模式（WGM）的有效指数（WGM模式的有效指数被定义为导向模式具有最大强度的半径处的弯曲波导模式的有效指标）时，耦合是最大的，并且通道波导的有效折射率相等。为了实现最大耦合，有效折射率匹配必须大约为0.001，这可以通过波导设计或材料的指数来控制。我们使用这些计算的耦合结果来设计本文中描述的环形谐振器
为了将我们的计算与谐振器特性相关联，我们考虑耦合到沟道波导的微谐振器。使用耦合模式理论[18]，我们将耦合区域中的电场相关联
(1)
其中||和||是耦合系数，也可以写作
(2)
其中k是方位波数，R是环半径， 是由材料损失的总和给出的总损耗，由于弯曲引起的辐射损耗系数，以及由于壁面粗糙度引起的散射损耗系数。 通过解（1）和（2）我们得到了下降功率与输入功率的比值
(3)
接下来我们来定义和计算一些对于微共振器重要的参数。第一个参数是微谐振器的Q
(4)
其中是丢弃功率或发射功率的一半最大值的全带宽，是谐振波长。 我们可以使用法布里 - 珀罗共振器[19]的类似方法计算并得到
(5)
其中L是谐振器的长度，是给定的组索引
(6)
是导向模式的有效指标。 等式（5）指定谐振器的负载Q。注意，加载的Q考虑到与谐振器的耦合。如果我们考虑卸载Q，我们可以将和替换为1.另外，因为我们有
(7)
我们可以得到这个卸载Q的方程
(8)
请注意，对于1 dB / cm的损耗，Q大于105。 接下来我们考虑FSR，这基本上是峰之间的距离,,在谐振器中。为了计算FSR，我们认为模式号m可以被指定
(9)
所以自由光谱范围是
(10)
最后，微谐振器的另一个重要参数是f。对于无负载情况，定义和计算（大概）的精细度
(11)
该参数和FSR是微谐振器最重要的参数。
3被动微型计算机
我们制造了两套不同的设备;一个指标差为0.1，半径大于220mu;m，距离为0.3，半径为25mu;m。使用聚合物材料在几个层次上的制造[20]是比较直接的，指数差为0.3。器件的制造首先在硅基板上旋涂2.8mu;m的Teflon薄膜，使用Teflon AF 1600在3M FC-40溶剂中的11％溶液[21]。在氧气中使用RIE蚀刻该层2分钟，以改善特氟隆与下一层的粘合性。在下一步骤中，旋涂1.5mu;m的SU-8 [21]层并形成图案微环。SU-8是负性光致抗蚀剂，因此通过光刻形成环，并且不需要蚀刻。在下一步中，旋涂4.5mu;m的特氟龙层，使样品平坦化。通过RIE再次蚀刻特氟隆层，以改善下一步工序的粘合性。在下一步骤中，使用光致抗蚀剂对特氟龙层进行图案化并蚀刻以形成用于沟道波导的沟槽。将UFC 170A [21]层旋涂在装置上并使用UV曝光和烘烤固化以填充前一步骤中形成的沟槽。使用RIE蚀刻将UFC 170层的板坯部分去除，最后使用切割锯切割装置，表示出制造的器件的器件横截面和顶部。输入和输出波导都已经形成，但两个不交叉。具有0.1折射率差异的环的制造是类似的，除了包层材料是UFC170，并且通道波导材料是NOA61。
具有0.3个折射率差异的两个不同尺寸器件的下降端口中1550nm的测量功率，所有器件的测量器件性能。以1300nm或1550nm的可调谐新焦点激光器作为源。频率的调谐分辨率为60 MHz。所有测量都是垂直于环平面偏振的光场（TM样）。得到高达141 @ 1300nm和117 @ 1550的精度。由于这些器件全部处于耦合状态，仅由谐振器损耗确定，并且可以从（11）计算出环中的损耗值。如果我们假设弯曲损耗小，我们可以得到一定的散射损耗。对于指数差为0.1，散射损失与预期的材料损失相当。对于指数差为0.3的较小器件，散射损失明显较高，为主要损失。如预期的那样，散射损耗随着波长的减小而增加，随着环的曲率半径的减小而增加。较小半径的增加是由于环包层界面处电场的增加。
在55mu;m直径的环中没有观察到更高的阶数，基本模式接近弯曲损耗极限，高阶模式具有较大的弯曲损耗。然而，对于较大的64mu;m直径的环，可以看到更高的模式。对于图中所示的较大的500mu;m直径环，能够实现相位匹配，观察到较大的耦合。基于通孔功率和谐振器线宽，我们估计从输入波导到环的耦合系数（），从直径为500mu;m的器件的环到输出波导的耦合为1％。要实现临界耦合，需要更好地控制波导和谐振器之间的距离以及材料的折射率以获得更好的速度匹配。
聚合物的折射率具有很大的热依赖性，这种效应用于聚合物波导热交换器。 因此，可以使用这种效果来调节聚合物微谐振器的谐振波长。在1550nm处直径为55mu;m的微谐振器具有热调谐。将该装置放置在用于这些测量的热电板上。谐振波长以14GHz / C的速率调谐。谐振波长的变化是由于材料的折射率的变化引起的。如果温度可以很好地控制，这个效果可以用来调谐共振。或者，通过使用无热设计可以减少热调节[22]。
4主动微环装置
如果在环形谐振器中使用电光聚合物并且保持高电平，则可以使用低电压电光调制器。微环的折射率的小的变化可能导致器件输出的大的变化，然而，正如Williamson [23]所指出的，光共振将限制调制器的带宽或速度。
电光谐振器的截面和照片，电光聚合物CLD1 / APC [24]，[25]被用作微环的材料。这种客体聚合物已被用于高速Mach-Zehnder调制器，并且具有@1550nm of =36 pm / V的电光系数。如图所示，环形谐振器垂直耦合到输入和输出波导。器件中使用的材料的折射率，器件制造类似于在这种情况下需要的电极和电晕轮廓之外的被动结构。Au涂层开始于Si衬底。UV可固化环氧树脂UV15用作下包层。该材料已被用于Mach-Zehnder调制器的制造，并且与电光材料具有良好的相容性。下包层厚度为5.0mu;m，以确保由于底部Au电极引起的等离子体损失可忽略不计。使用RIE在氧中涂覆和蚀刻A1 m CLD1 / APC层，以形成微环形式的通道波导。环形波导的宽度为5mu;m。在相同的基板上制造了几个不同半径的圆环，范围从200mu;m到800mu;m。由于芯和包层之间的折射率差为0.11，所以环形半径大于300mu;m，1.55mu;m，200mu;m为1.3mu;m，实现可忽略的弯曲损耗。接下来，将UFC-170的中间包层旋涂在该装置上。该层的厚度决定了环形和沟道波导之间的距离并确定了耦合，该层的厚度为4.5mu;m。
计算的耦合系数为3％，用于输入和输出通道波导的沟槽通过光刻和RIE制造。然后用成为波导芯的SU-8填充沟槽。SU-8波导的有效折射率与CLD1 / APC微环的模式的有效折射率相匹配。通过RIE蚀刻除去SU-8波导的板坯区域。最后，将3mu;mUFC170上覆层旋涂在器件上。 然后使用电晕轮廓对准CLD1 / APC聚合物。轮询温度为145℃，施加电压为10kV。将样品轮询30分钟。 沉积上金电极并在器件上图案化以覆盖微环。在环和下电极之间施加调制电压。 使用切割锯切割设备。除了波导之外，还可以看到顶部和底部的金层。
使用可调谐新焦点激光器测试器件，对于1300nm的750mu;m的半导体器件的波长变化的函数的下降端口功率。对于TM（TM定义为垂直于器件表面的电场），器件的FWHM带宽约为4 GHz，而Q是6.2*104。基于该设备测量的计算损耗为5.2 dB / cm。器件的1.55mu;m误差为该值。在固定的激光波长接近共振时，锯齿电压被施加到电极。在设备的丢弃端口处的调制信号。传统类型的调制器不适用，但等效地，我们可以定义电压以使谐振波长偏移。对于所示的调制器，为4.85V @ 1300nm，谐振以0.82GHz / V的速率调谐。这对应于33pm / V，小于在1300nm的常规马赫 - 曾德调制器中实现的50pm / V。这种下降可能是由于无效率极化，可以纠正。
在行波Mach-Zehnder高速聚合物电光调制器中，带宽受到几厘米长的微带线损失的限制。 然而在微环形调制器中，由于器件体积小，聚合物的微波折射率为1.5，所以电极尺寸可以远小于调制波长（甚至高达100 GHz），器件的高速行为 主要是电容式。 因此，电极损耗不是问
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