BRPI0617634A2

BRPI0617634A2 - aparelho para sensoreamento interferométrico

Info

Publication number: BRPI0617634A2
Application number: BRPI0617634-8A
Authority: BR
Inventors: Jong H Chow; Malcolm B Gray; David E Mcclelland
Original assignee: Univ Australian
Priority date: 2005-10-18
Filing date: 2006-10-18
Publication date: 2011-08-02
Also published as: CA2626417A1; WO2007045028A9; EP1946047A4; JP5039708B2; JP2009511922A; NO20082141L; EP1946047A1; CA2626417C; MY147887A; AU2005225034B2; KR101322935B1; BRPI0617634B1; AU2005225034A1; US7920270B2; EP1946047B1; DK1946047T3; NO340954B1; KR20080080500A; US20090091765A1; WO2007045028A1

Abstract

<B>APARELHO PARA SENSOREAMENTO INTERFEROMETRICO <D>Um aparelho para sensoreamento interferométrico,compreendendo uma pluralidade de fontes de laser de modo longitudinal único, cada uma provendo radiação a uma correspondente pluralidade de comprimentos de onda selecionados, e pelo menos um modulador para modular freqúência ou fase da radiação de cada laser; uma pluralidade de interferómetros Fabry-Perot formada por Grades de Bragg gravadas na fibra óptica, cada interferómetro sendo responsivo à radiação modulada em um da mencionada pluralidade de comprimentos de onda para que cada um produza um sinal de saída refletido ou transmitido dependente do correspondente comprimento de passo de interferómetro; e um ou mais demoduladores para demodular os sinais de saída ópticos e produzir uma correspondente pluralidade de sinais de medição indicadores de comprimentos de passo óptico dos respectivos interferómetros.

Description

"APARELHO PARA SENSOREAMENTO INTERFEROMÉTRICO"

A presente invenção relaciona-se a um aparelho parasensoreamento interferométrico.

FUNDAMENTOS

Há uma demanda em muitas indústrias para melhorar asensibilidade de sensores passivos que provêm informação em tempo realsobre seu ambiente tais como medidas de esforço e tensão, que podem serinduzidos por movimento nas estruturas, mudança da pressão e mudança detemperatura. O método tradicional para detectar a tensão baseou-se nosmedidores de tensão piezoeléctricos, que geram uma voltagem indicativa datensão aplicada. Entretanto, sistemas em grande escala baseados empiezoeletricidade sofrem de numerosos problemas, incluindo o custo dossensores piezoeléctricos, o tamanho dos sensores, a atenuação do sinal sobrecabos longos, sinais falsos causados pela interferência eletromagnética, e adespesa com o cabeamento elétrico de alta velocidade para conectar sensoresem arranjos maiores. Numerosos problemas dos métodos baseados empiezoeletricidade podem ser superados usando-se as técnicas baseadas emequipamento óptico. Por exemplo, os sensores podem ser conectados comfibra óptica, que tem uma largura de faixa muito maior do que a docabeamento elétrico e são imunes à interferência eletromagnética. Os sistemasópticos podem ser construídos de equipamento de telecomunicações barato,comoditizado. As medidas da tensão podem ser feitas nos sistemas ópticosusando-se fibra de Grades de Bragg relativamente baratas.

As fibras de Grades de Bragg são criadas queimando (isto é,gravando) um padrão periódico ao longo de um segmento de fibra ópticausando luz ultravioleta de alta intensidade; o padrão consistindo em linhasalternadas de índices de refração alto e baixo, que é uma Grade de Bragg.Uma Grade de Bragg é um espelho altamente seletivo de cor: a luz passandoatravés da estrutura periódica é, ou transmitida, ou refletida dependendo deseu comprimento de onda. Os comprimentos de onda que são refletidospodem ser escolhidos no projeto da grade: por exemplo, a extensão que a luzde um comprimento de onda (ou cor) é refletida depende do espaçamento daslinhas que compõem a grade.

Uma fibra de Grade de Bragg pode ser usada como um sensorporque o espaçamento da linha, e, portanto, a quantidade de luz refletida emum comprimento de onda selecionado, muda com o comprimento óptico dafibra, que, por sua vez, muda com a tensão mecânica ou temperatura

Fibras de Grade de Bragg têm sido propostas como detectoresde tensões dinâmicas e estáticas ultra-sensíveis para uma variedade deaplicações, tais como, arranjos de sensores acústicos subaquáticos,monitoração embutida de estruturas inteligentes, em indústrias civis eaeroespaciais, hidrofones ultra-sônicos, sensoreamento médico, inspeçãosubmarina e sensores sísmicos para pesquisas geofísicas. Os benefícios sobreos sensores de tensão piezoeléctricos incluem sua área de seção transversalmenor, sua capacidade de ser configurada para arranjos grandes, e suacompatibilidade com aplicações ambientais perigosas e sensíveis àinterferência eletromagnética. Adicionalmente, arranjos de sensores ópticospodem ser remotamente interrogados e oticamente multiplexados usando-seequipamento de telecomunicações padrão, comoditizado. Demonstraçõesanteriores basearam-se em mudanças no comprimento de onda de Bragg brutaquando as grades eram perturbadas pela tensão e pela temperatura. Quando astécnicas de interrogação se tornaram mais sofisticadas, foram empregadosvários processamentos de sinais e esquemas de travamentos laterais da franjaativa, que melhoraram, dramaticamente, a resolução destes esquemas desensoreamento.

O pedido de patente U.S. 2001/0013934 apresenta umdispositivo de sensoreamento interferométrico usando uma fonte ópticacomutada de faixa larga e interferômetros de sensoreamento que podem serformados em Grades de Bragg de fibra óptica. Um interferômetro combinadocontém um modulador da fase e os interferômetros de sensoreamento têmuma diferença de caminho óptico aproximadamente igual à diferença decaminho óptico no interferômetro combinado. Um sinal óptico deinterferência em um comprimento de onda diferente é retornado a um detectorpor cada um dos interferômetros de sensoreamento. Cada sinal deinterferência é representante da diferença entre o comprimento de caminhoóptico do interferômetro de sensoreamento e aquele do interferômetrocombinado e isto pode ser usado como um sinal de medida. Esta aproximaçãoé limitada por numerosas dificuldades, incluindo: (i) conseguir um controleexato da diferença de comprimento de caminho entre o interferômetro dereferência e o de sensoreamento; (ii) reduzir o ruído acústico produzido pelointerferômetro de referência; e (iii) melhorar a resolução limitada da tensão eo alcance dinâmico produzidos a partir do uso de luz branca.

Outra abordagem é descrita por G. Gagliardi et al. em Optics

Express, volume 13, n°. 7 onde técnicas de modulação de radiofreqüência sãousadas para interrogar fibras de Grades de Bragg. As medidas da tensão sãofeitas obtendo-se uma medida das mudanças nos comprimentos de onda deBragg a partir de radiação laser refletida pela grade. Esta aproximação élimitada por numerosas dificuldades, incluindo: (i) a modulação deradiofreqüência precisa ser muito elevada comparada à largura da faixasensível da fibra de Grade de Bragg; e (ii), a sensibilidade atingível é pobre,uma vez que a discriminação da freqüência e a discriminação da tensão dosinal de erro são limitadas pela largura da faixa sensível da fibra de Grade deBragg.

SUMÁRIO

Subseqüentemente, um aspecto da presente invenção provê umaparelho para sensoreamento interferométrico, compreendendo umapluralidade de fontes de laser de modo longitudinal único para cada radiaçãoprovida a uma pluralidade correspondente de comprimentos de ondaselecionados, e, pelo menos, um modulador para modular a freqüência ou fasede radiação a partir de cada laser; uma pluralidade de interferômetros Fabry-Perot formados por Grades de Bragg gravados em fibra óptica, cadainterferômetro sendo responsável pela radiação modulada em uma dasmencionadas pluralidades de comprimentos de onda, para cada um delesproduzir um sinal de saída óptico refletido ou transmitido dependente docomprimento de caminho do interferômetro correspondente; e um ou maisdemoduladores para demodular os sinais de saída ópticos e produzir umapluralidade correspondente de sinais de medidas indicativos doscomprimentos dos caminhos ópticos dos interferômetros.

DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

Modos de realização da invenção serão, agora, descritosunicamente como exemplos e em referência aos desenhos anexos, nos quais:

FIG.l é um desenho esquemático do arranjo geral de umsensor interferométrico.

FIG. 2 é um desenho esquemático de uma implementaçãoexperimental de um aparelho para sensoreamento interferométrico.

FIG. 3 a é um desenho esquemático da sintonia de uminterferômetro de fibra de Grade de Bragg Fabry. Perot.

FIG. 3b é um desenho esquemático de um exemplo de umperfil de exposição ultravioleta usado para gravar um inteferômetro de fibrade Grades de Bragg Fabry-Perot (FFP),

FIG. 4 é um desenho esquemático de uma implementaçãoexperimental do aparelho para sensoreamento interferométrico.

FIG. 5 é um desenho esquemático de uma execuçãoexperimental adicional do aparelho para sensoreamento interferométrico

FIG. 6 é um desenho esquemático de uma implementaçãoexperimental adicional do aparelho para o sensoreamento interferométrico.FIG. 7 é um gráfico de plotagens teóricas para sinais de erroPound-Drever-Hall normalizados quando um interferômetro de fibra deGrades de Bragg Fabry-Perot (FFP) de largura de linha de 150 MHz éinterrogado com faixas laterais de modulação de fase (a) de 15 MHz5 (b) de1500 MHz5 e (c) de 300 MHz.

FIG. 8 é um gráfico de uma plotagem teórica para a separaçãode freqüência dos pontos de sintonia dos erros de sinal versus a freqüência demodulação. Ambos os eixos são normalizados por Δν0,5·

FIG. 9 é um. gráfico de uma plotagem teórica para o sinal deerro pico-a-pico normalizado versus a freqüência de modulação, normalizadapor, Av0j. A inserção mostra regimes operacionais experimentaisnormalizados para duas ressonâncias, recobertos com uma plotagem teóricaexpandida.

FIG. 10 mostra escaneamentos experimentais para (a) reflexão,(b) transmissão, e (c) um sinal de erro Pound-Drever-Hall para uma fibra deGrades de Bragg Fabry-Perot

FIG. 11 mostra porções ampliadas de escaneamentosexperimentais para (a) um sinal de potência transmitido, e (b) um sinal de errorefletido para um interferômetro de fibra de Grades de Bragg Fabry-Perot(FFP).

FIG. 12 mostra traços de osciloscópio para intensidades (a)transmitidas, e (b) refletidas durante aquisição de travamento. O laço deretroalimentação foi acoplado após aproximadamente 5.5 segundos.

FIG. 13 mostra (a) o ruído de freqüência de um interferômetrode fibra de Grades de Bragg Fabry-Perot (FFP) quando medido por umanalisador de sinal dinâmico, recoberto com (b) ruído de disparo calculado, e(c) ruído eletrônico medido.

FIG. 14 mostra o ruído de freqüência de um sensorinterferométrico quando medido por um analisador de sinal dinâmico,formado por um interferômetro de fibra de Grades de Bragg Fabry-Perot(FFP) interrogado com um diodo laser que estava (a) simplesmente em fasemodulada; e (b) corrente modulada.

FIG. 15 é um desenho esquemático de um aparelho parasensoreamento interferométrico com uma pluralidade de sensores.

FIG. 16 é um desenho esquemático do hardware do aparelhopara sensoreamento interferométrico com uma pluralidade de sensores.

FIG. 17 é um espectro de freqüência na presença de um padrãoparasítico, mostrando o espaçamento ótimo da freqüência de modulação pararemover a influência parasítica do padrão.

FIG. 18 é um desenho esquemático de um aparelho parasensoreamento interferométrico com uma pluralidade de sensores e um únicodemodulador.

FIG. 19 é um desenho esquemático de um aparelho para.sensoreamento interferométrico com uma pluralidade de sensores e um únicofotodetector.

DESCRIÇÃO DETALHADA DOS MODOS DE REALIZAÇÃOPREFERIDOS

Uma fonte de laser 100, como mostrado na FIG. 1,compreende um laser com um modo longitudinal único em um comprimentode onda central que pode ser selecionado. Um modulador 102 modula aradiação de comprimento de onda selecionado a partir do laser em freqüênciaou fase, que resulta em uma saída de freqüência modulada (FM) 104. O feixede luz de FM (isto é, radiação modulada) é transmitido para uminterferômetro de fibra de Grades de Bragg Fabry-Perot (FFP) 106. Ocomprimento de onda central da fonte de laser 100 é escolhido para.corresponder à, ou cair dentro do. comprimento de onda de ressonância dointerferômetro 106. Isto pode ser conseguido sintonizando-se o comprimentode onda central da fonte de laserou sintonizando-se o interferômetro de fibra.O interferômetro pode ser sintonizado através de numerosos mecanismos,incluindo sintonizador de esforço, sintonizador de tensão e sintonizador detemperatura. Os mecanismos de sintonização para o laser serão descritosabaixo.

O interferômetro de fibra de Grades de Bragg Fabry-Perotmultiplica eficazmente a troca de fase em uma única fibra de Grades de Braggdevido aos deslocamentos dos caminhos da fibra óptica. Com controlecuidadoso do processo de gravação da grade e a escolha apropriada domaterial do vidro, um Interferômetro de fibra de Grades de Bragg Fabry-Perot(FFP) pode ter uma finura acima de 1000 e uma largura de linha de poucosMHz.

O feixe de laser modulado 104 ou é refletido a partir de, outransmitido através do interferômetro de fibra 106 para produzir um sinal desaída óptico. O sinal de saída óptico contém um sinal de saída óptico 108 quetransmite informação sobre o comprimento óptico do interferômetro 106. Osinal de saída óptico 108 é detectado por um demodulador 110, que estásincronizado com o modulador 102 através de um sinal de modulação 112, e,é produzido após a demodulação, um sinal de medida 114 que depende docomprimento óptico do interferômetro 106.

O interferômetro de fibra 106 pode ter numerosas vantagenssistemáticas obrigatórias para o sensoreamento das tensões. O sensor pode serrelativamente barato porque pode usar fibra óptica SMF-28 que tem perdabaixa de 0,3db/km. O sensor exige somente potência de laser baixa ao nívelde microwatt, e é imune ao ruído de muitas fontes que, de outro modo, seriamlimitativas, tais como o ruído da intensidade do laser e o ruído remoto da faseda faixa fibra. O sensor é, além disto, facilmente escalável para arranjostotalmente ópticos grandes, descritos em seguida.

Em uma realização experimental do aparelho parasensoreamento interferométrico, mostrado na FIG. 2, o laser 202 gera umfeixe 204 que é dirigido através dos espelhos 206 a um isolador 208, usadopara bloquear as reflexões ópticas que, de outra maneira, poderiam propagar-se de volta para dentro do laser. Uma placa de meia onda 210 é usada paraajustar a polarização do feixe antes dele ter freqüência modulada usando-seum modulador de fase externo 216. O modulador de fase é acionado pelogerador de sinal 212. O feixe modulado 218 é dirigido via espelhos 220 a umasegunda placa de meia onda 222 e à lente 224, que focaliza o feixe paradentro de um comprimento da fibra óptica 226. O feixe incidente Ei viaja viaum circulador óptico 228 e um segundo comprimento de fibra 230 para uminterferômetro de fibra de Grades de Bragg Fabry-Perot formado a partir deduas fibras de Grades de Bragg 232 e 234.

A porção Er do feixe incidente Ei é refletida pelointerferômetro 236; esta porção Er sendo refletida de volta ao longo da fibra230 via circulador 228 a um terceiro comprimento, de fibra 244, que despachao feixe refletido, via lente de focalização 246, a um detector óptico 248. Aporção refletida E, e, assim, o sinal detectado pelo fotodetector de reflexão248, dependem das propriedades reflexivas do interferômetro 236, quedependem, por sua vez, do comprimento óptico do interferômetro. O sinaldetectado pelo fotodetector de reflexão 248 é misturado para baixo com ummisturador 250 para prover um sinal de medida, ou sinal de erro, 256, que éindicativo do comprimento óptico do interferômetro. O misturador 250 usaum sinal de demodulação que tem um relacionamento de fase fixo, ajustadopelo trocador de fase 252, ao gerador de sinal 212. Um filtro de baixapassagem 254 pode ser usado opcionalmente para filtrar o ruído de altafreqüência do sinal do erro.

Outra porção do feixe incidente é transmitida pelointerferômetro através de um segundo isolador 238 e da lente de focalização240, a um fotodetector de transmissão 242. De maneira similar ao sinal dofotodetector de reflexão 248, o sinal do fotodetector de transmissão 242 émisturado com um sinal de fase constante do gerador de sinal 212,despachando um sinal de erro que indica o comprimento óptico dointerferômetro 236.

No aparelho da FIG. 2, o laser 202 pode ser um diodo de laserde cavidade externa com uma largura de linha estimada de fábrica de 1 MHze uma largura de linha intrínseca de aproximadamente 300 kHz, por exemplo,um New Focus Vortex 6029. O comprimento de onda óptico do laser pode sercentralizado a aproximadamente 1550,15 nm, com uma faixa de sintonizaçãode aproximadamente 0,40 nm. O comprimento de onda central selecionado dolaser 202 pode ser sintonizado aplicando-se uma voltagem a um transdutorpiezoelétrico (PZT) no próprio laser, desse modo mudando o comprimento dacavidade do laser. Por exemplo, a calibração de fábrica de um New FocusVortex 6029 especifica que o atuador piezoelétrico tem um ganho de 12,5GHz/V, e, por isto, uma faixa de sintonia de aproximadamente 0,40nmcorresponde a uma faixa de freqüência de aproximadamente 50 GHz. Apóspassar através do isolador óptico 208, a polarização do laser pode ser ajustadapara a vertical pela placa de meia onda 210 antes de ser modulada em 15MHz pelo modulador de fase ressonante 216, por exemplo, um New Focus4003. O modulador de fase 216 pode ser acionado por um gerador de sinal deradiofreqüência (RF) 212, que possa igualmente prover o oscilatório de sinallocal para a eletrônica de demodulação, como discutido acima. O feixe delaser modulado 218 pode ser acoplado a uma lente asférica 224 para dentro deum circulador óptico de polarização independente 228 de fibra encaracolada,combinado com um interferômetro de fibra de Grades de Bragg Fabry-Perot(FFP) 236. Para testar a funcionalidade do sistema, o FFP pode ser preso entreum par de grampos magnéticos (não mostrados), com um dos grampos, porsua vez, montado em um estágio de translação, permitindo assim que ocomprimento de onda de Bragg seja sintonizado esticado para dentro da faixade comprimento de onda do laser. A figura 3a mostra esquematicamente asintonização do FFP 236. Uma separação de grade L é definida como ocomprimento de caminho óptico eficaz de passo único entre os espelhos dasgrades de Bragg 232, 234. A freqüência de ressonância do FFP. pode sersintonizada ou aumentando ou diminuindo L, onde um aumento de L diminuia freqüência de centro da ressonância, enquanto a diminuição de L aumenta afreqüência de centro da ressonância. Esta sintonização pode ser efetuada devárias maneiras, incluindo esticar, aquecer, refrigerar e comprimir o FFPdentro de um comprimento da tubulação, comprimindo a tubulação.

Um interferômetro de fibra de Grades de Bragg Fabry-Perotpode ser formado por um par de grades de Bragg combinadas nominalmente a13,5 dB (R aproximadamente 95,5%), para cada 15 mm de comprimento,espaçadas separadamente de 10 mm, fabricadas em um único processo degravação de fase coerente. Um exemplo de perfil de exposição ultravioleta aolongo do comprimento da fibra é ilustrado na FIG. 3b, onde A é 13 mm, B é10 mm e C é 15 mm. Outros perfis de exposições ultravioletas podem serusados para gravar o FFP como conhecido pelos peritos na técnica. As gradesde Bragg podem ser gravadas na fibra MF-28 hidrogenada sem apodisação.

Em referência à FIG. 2, tanto o sinal transmitido Et, quanto osinal refletido Er podem ser colimados de volta para dentro do espaço livrecom lentes asféricas e então focalizados para dentro dos fotodetectores 242 e248, respectivamente, cada um deles com largura de faixa deaproximadamente 20 MHz. O isolador óptico 238 na porta transmitida podeser usado para eliminar qualquer efeito parasítico do padrão devido àsreflexões de retorno residuais da colimação asférica. O oscilatório local deradiofreqüência (isto é, o gerador de sinal 212) pode ser trocado de faseatravés do trocador de fase 252 antes de ser usado para misturar para baixo osinal eletrônico da porta refletida.

O trocador de fase 252 oscilatório local pode ser aperfeiçoadoexperimentalmente maximizando-se o sinal de erro, provendo, assim, umarelação máxima de sinal/ruído para o sistema. Alternativamente, detectores dequadratura e dois canais em fase podem ser usados para otimizarautomaticamente a fase. A fase ótima refere-se à fase oscilatória local deradiofreqüência que vai para dentro do misturador a fim de gerar o sinal deerro. Há dois mecanismos que podem gerar um sinal erro dependendo darelação da freqüência do modulador (vm) e a largura de faixa de largura total emédia máxima (Av05) do interferômetro de fibra de Grades de Bragg Fabry-Perot. Para a baixa freqüência vm comparado à Δv05, o mecanismo dominante éa mudança relativa em uma faixa lateral em relação à outra faixa lateral. Parafreqüência alta vm (isto é, vm » Av05, o mecanismo dominante é a rotação defase do portador em relação a ambas as faixas laterais. O primeiro mecanismoexige uma fase de demodulação (fase oscilatória local) afastada 90° dosegundo mecanismo.

A dependência da polarização do interferômetro de fibra deGrades de Bragg Fabry Perot pode ser testada com uma placa de meia onda222 antes que o laser seja acoplado para dentro da fibra. Em um exemploexperimental, nenhuma troca visível nas freqüências de ressonância foiobservada quando a placa de onda foi girada; isto implicando que, parafinalidades práticas, a iluminação ultravioleta do núcleo da grade durante oprocesso de fabricação pode ser considerado, como isotrópico. Qualquer não-degeneração devida à birrefringência parasítica estaria além da resolução dalargura de linha do interferômetro de fibra de Grades de Bragg Fabry-Perot,quando os dois modos providos de sinais de erro bem comportados se livramdos efeitos das oscilações da polarização de entrada

Um aparelho alternativo para o sensoreamentointerferométrico, mostrado na FIG. 4, difere do aparelho descrito acima pelofato de um controlador 402 controlar o comprimento de onda central da saídado laser, e este controlador do comprimento de onda ser controlado, por suavez, pela retroalimentação 404 do demodulador 110.O comprimento de onda central da fonte de laser 100 pode sercontrolado trocando-se o comprimento da cavidade do laser, travando-se afreqüência do laser a uma cavidade externa de comprimento controlado,modulando-se a corrente de acionamento de um diodo de laser, ou por outrosmeios conhecidos dos peritos.

Em uma realização experimental do aparelho para osensoreamento interferométrico com retroalimentação e controle docomprimento de onda, mostrado na FIG. 5, o sinal de erro de um sistema dedemodulação 502 é amplificado e/ou tem a freqüência filtrada peloamplificador 508, e a seguir retroalimentado para dentro do controlador docomprimento de onda 402, por exemplo, um dispositivo piezoelétrico quesintonize o comprimento da cavidade do laser. A FIG. 6 mostra umarealização experimental adicional, onde a saída do laser é moduladamodulando-se, diretamente a corrente de acionamento do laser 602, em vez demodular a fase de saída externamente com um modulador de fase externo 216

A freqüência travando a fonte de laser 100 ao interferômetrode fibra de Grades de Bragg Fabry-Perot (FFP) 236 permite que o laser 202siga um modo do FFP 236 quando ele troca a freqüência em resposta a umdesvio térmico, e tensão de baixa freqüência. Em freqüências acima do desviotérmico, o sinal de erro em laço (isto é retroalimentação 404) representa sinaisacústicos coletados do FFP 236. Para freqüências baixas o sinal pode serrecuperado com um alcance dinâmico grande. O alcance dinâmico do sensorserá limitado somente pela faixa de sintonização de freqüência deinterrogação do laser. Esta saída do sinal de erro na retroalimentação 404 éproporcional à tensão induzida no FFP 236 em conseqüência do sinal acústicocolidindo sobre a fibra. O sinal na retroalimentação 404 pode ser derivadopara fora na entrada para o controlador do comprimento de onda 402 e éválido por toda a faixa de freqüência DC até a largura de faixa de ganhounitário do laço de controle de retroalimentação. O alcance dinâmico dafreqüência baixa pode ser bem maior do que a largura total e a média máxima(FWHM) do modo FFP, que é tipicamente de 100 a 200 MHz desde que afaixa de sintonização da freqüência do laser possa ser superior a 100 GHz.Sinais coletados pelos sensores acima da freqüência do ganho unitário do laçode controle podem ser acessados na saída do sistema de demodulação 502.Estes são sinais fora do laço e o alcance dinâmico será limitado pelo FWHMda largura do modo FFP, (por exemplo, 200 MHz) quando estão na faixa defreqüência acima do ganho unitário onde, as dinâmicas de travamento têm umefeito insignificante, e, por isto, o alcance dinâmico do sensor é otimizadomaximizando a largura de faixa de controle.

A técnica preferida para o travamento da freqüência da fontede laser 100 ao interferômetro de fogo 106 é o esquema de travamento Pound-Drever-Hall (PDH). Em modelos teóricos do esquema de travamento Pound-Drever-Hall, o sensor interferométrico pode ser abordado pela análise de umacavidade ressonante de espaço livre, dentro da largura da faixa de interesse, osrefletores Bragg usados no FFP 236 sendo de faixa larga, e ambos, osrefletores e o índice de refração do ressonador sendo não-dispersivos. Nafreqüência ν do portador óptico, a resposta de reflexão complexa de um FFP,sem perda, formado por dois refletores combinados separados pela distânciaL, ambos com coeficiente de reflexão r da amplitude, pode ser expressa como

<formula>formula see original document page 14</formula>

onde Er e o Ei são campos elétricos refletido e incidente; 0(v) = 2 π ν nL/c é afase de ida e volta em um material com índice de refração n; e A(v) e φ(ν) são,respectivamente, a amplitude e a resposta de fase. O FFP tem largura de faixade largura total e média máxima (FWHM) de Δν0ζ

O esquema de travamento Pound-Drever-Hall envolveinterrogar o FFP 236 com a fase portadora do laser modulada em vm quandomede a potência refletida com um fotodetector. Após a demodulaçãoeletrônica e a filtração de passagem baixa, este sinal pode ser reduzido a

<formula>formula see original document page 15</formula>

onde o termo transversal

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^^; Pc é a potência no portador enquanto Ps,: é a potênciaem cada faixa lateral. A troca de fase ψ é ajustada para otimizar o sinal deerro demodulado. Geralmente isto é conseguido quando

<formula>formula see original document page 15</formula>

onde m é um inteiro. A fase de ida e volta θ(ν) = ^^ quando o portador éressonante com o FFP.

Da equação (2), pode ser deduzido que no caso de vm ^^,φ (ν) - φ (v+) e φ (ν.) - φ (ν) são ambos muito pequenos, e assim a expressão édominada por sua parte real. Inversamente, quando vm » Avos, as faixaslaterais estão bastante fora da largura de linha do FFP quando o portador estáperto da ressonância. Neste caso estes termos da diferença de fase seaproximam de π/2 e a expressão é dominada por sua parte imaginária. Se aforma da linha de FFP é simétrica e o portador está em ressonância, A (v+) =A (v.) e φ(ν) - φ (ν+) = φ (ν.) - φ(ν) para ambos os casos implicando em que aequação (2), e daí, a equação (1), transformem-se em zero. Este é o pontousual de travamento da servo-freqüência. Da equação (1), fica claro quequando o termo transversal iguala 0 (travado à ressonância), a saída V (v) éigual a zero, e independente de Pc e Ps. Por isto,, quando travado, o sistemaPound-Drever-Hall é imune às variações de intensidade de ruído do laser até aprimeira ordem. Em comparação, uma técnica de travamento lateral da faixanão mostra nenhuma imunidade implícita à intensidade do ruído, e exigemonitoramento adicional da intensidade e eletrônicos de subtração.

A primeira curva (isto é o gráfico (a) na FIG. 7 ilustra o sinalde erro teórico para o caso de v^m/∆v0,5 = 0,1, enquanto a segunda curva (isto éo gráfico (b) é para o caso de v^m/∆v 0,5 =10, quando ν é escaneado através daressonância de um FFP. A terceira curva (isto é o gráfico (c) da FIG. 7 mostrao caso intermediário onde v^m/∆v0,5 = 2. Os dois sinais de erro, satélites nasegunda curva são devido às faixas laterais submetidas à ressonância de FFP,enquanto que, na terceira curva os sinais do erro devido ao portador e àsfaixas laterais se fundem para dar forma um sinal de erro quase quadrado,único. As plotagens assumem uma largura de linha de ressonância de 150MHz, e são interrogadas usando-se freqüências de modulação de fase de 15MHz, 1500 MHZ, e 300 MHz, respectivamente.

O caso onde vm » Δν0,5 descreve o regime de travamentoPound-Drever-Hall clássico, envolvendo cavidades Fabry-Perot de finuraselevadas. Os princípios de operação atrás de ambos os extremos são similarese, ambos serão referidos como travamento Pound-Drever-Hall nestedocumento.

Para uma ressonância dada FWHM, ∆v0,5, a separação dafreqüência entre os pontos críticos de um sinal de erro Pound-Drever-Hall édependente de vm Ela aproxima valores assintópticos para ambos os casos devm « ∆v0,5 e de vm » ∆v0,5, como ilustrado pela plotagem teórica na FIG. 8.A plotagem é calculada com ψ otimizado para cada vm.

Por outro lado, para uma freqüência de modulação dada, otamanho e conseqüentemente a inclinação do sinal de erro é dependente dalargura de faixa FWHM ∆v0,5. A FIG. 9 mostra a plotagem teórica dotamanho do sinal de erro normalizado pico-a-pico versus a largura de faixanormalizada de FWHM. O tamanho do sinal de erro se aproxima de zeroquando vm « ∆v0,5, mas atinge um valor assintóptico quando vm » ∆v0,5.

No aparelho mostrado na FIG. 5, uma rampa de voltagem de95 Hz de 2 Vp-p e simetria 50:50 pode ser aplicada à entrada do transdutorpiezoelétrico do laser para varrer a freqüência de portador do laser igualando-a a uma inclinação de 380 V/s. Três sinais que podem ser gravados usando-seum osciloscópio digital enquanto a freqüência do laser é escaneada sãomostrados, na FIG. 10. A primeira curva (isto é o gráfico (a) da FIG. 10mostra um exemplo do sinal refletido pelo FFP 236, como medido pelofotodetector de reflexão 248. A segunda curva da FIG. 10 mostra um exemplodo sinal transmitido e medido pelo fotodetector de transmissão 242. A terceiracurva da FIG. 10 mostra um exemplo correspondente do sinal de erroexperimental misturado para baixo 256. A FIG. 10 mostra igualmente duasressonâncias de FFP dentro da largura de faixa das Grades de Bragg naprimeira curva com picos máximos e Δν0,5 diferentes; as ressonâncias são osmodos de finura elevada 1002 e de freqüência baixa 1004.

As diferenças entre os modos de ressonância de fmura elevadae finura baixa na FIG. 10 poderiam ser devidas à refletividade dependente dafreqüência dos pares de Grades de Bragg, resultando em finuras diferentes nasduas ressonâncias.: Desde que as grades neste exemplo não são apodisadasdurante o processo de fabricação, uma refletibilidade mais elevada perto docentro de sua largura de faixa é esperada; a finura mais elevada (isto é, larguramais estreita) do primeiro modo ressonador confirma isto. Adicionalmente;comparando-se as alturas dos dois picos na FIG. 10 (a), a ressonância definura mais baixa é vista como estando mais perto de ser a impedânciacombinada. Neste modo de finura baixa, quase toda a luz do laser étransmitida e os sinais refletidos se aproximam de zero. A diferença naintensidade transmitida, comparada com o modo de finura elevada sub-acoplada, pode ser explicada pela perda induzida de ultravioleta noressonador, particularmente no espaçamento de 10 mm entre o par de grades.A ressonância de finura mais elevada transmitiu uma intensidade menordevido a seu maior número de idas e vindas ao ressonador, ou tempo dearmazenamento total, que resultou em perda total maior ao circular dentro doressonador. Para reduzir esta perda, o laser ultravioleta pode ser controladopara evitar exposição da fibra entre os pares de grades durante o processo defabricação do ressonador.

A curva de potência da transmissão (segunda curva na FIG.10) e o sinal de erro refletido (terceira curva na FIG. 10) para a ressonância definura elevada são mostrados ampliados na FIG. 11. O tempo de FWIHM parao escaneamento do transdutor piezoelétrico na primeira curva da FIG. 11 éaproximadamente 30μ8 que corresponderia a 11,4 mV no transdutorpiezoelétrico. Para um transdutor piezoelétrico de laser calibrado para prover12,5 GHz/V de sintonização, a largura de faixa de FWHM deste modo deveriaser 143 MHz. Para comparação, a ressonância de finura baixa (isto é, maislarga) tem um tempo de FWHM de 66 μβ, que implica em uma largura defaixa Δν0,5 de 314 MHz. A separação entre os dois picos de ressonância 1002e 1004 é de aproximadamente l,9ms, como visto na FIG. 10, correspondendoa uma faixa espectral de 9 GHz, por isto o modo mais estreito ter uma finurade aproximadamente 63 quando a ressonância mais larga tem uma finura deaproximadamente 29.

A relação vm/Av0,5 para o modo de finura mais elevada na FIG.10 é aproximadamente 0,1. O tempo pico-a-pico correspondente para seusinal de erro na segunda curva da FIG. 11 é aproximadamente 20, μ8,correspondendo a. um ponto crítico de sinal de erro da separação defreqüência para a relação Δν0,5 de aproximadamente 0,60. Por outro lado, aressonância da finura mais baixa tem um tempo pico-a-pico do sinal de errode 38μs, que corresponde a uma vm/Àv0,5 de aproximadamente 0,05, e umaseparação do ponto crítico do sinal de erro para a relação Δνο,5 deaproximadamente 0,58. A separação do ponto crítico do sinal de erro para asrelações de Av0,5 para os dois modos estão próximas uma da outra, econcordam com os valores como previsto na FIG. 8. Nestas larguras de linha,vm é suficientemente pequeno em relação a Av0,5 para aproximar-se do valorassintóptico do limite mais baixo.

O sinal do erro pico-a-pico para o modo de finura mais elevadaé maior do que aquele da mais baixa, como visto na terceira curva da FIG. 10,uma vez que vm/Av0,5 para o modo de finura mais elevada é duas vezes aqueledo modo de finura mais baixa, como previsto pela plotagem teórica na FIG. 9.A voltagem do sinal de erro pico-a-pico para o modo de finura elevada podeser medida para ser, por exemplo, 1.4 V, enquanto aquela para a ressonânciada finura mais baixa pode ser 0.63 V. Estes dois pontos, para vm/Av0,5 de 0,1 ede 0,05, estão normalizados e recoberto com a plotagem teórica naapresentação da FIG. 9.

Supondo-se um índice de refração efetivo de 1.45, uma faixaespectral livre de 9 GHz renderia um comprimento do ressonador de 11,5mmimplicando em que o ponto eficaz da reflexão das grades sejaaproximadamente 0,75 milímetros dentro de cada grade.

A inclinação do sinal de erro através da ressonância éaproximadamente 19 nV/Hz para o modo de finura mais elevada, eaproximadamente 9 nV/Hz para o modo de finura mais baixa. A ressonânciada finura mais elevada é um modo preferido para o travamento Pound-Drever-Hall, porque provê freqüência e discriminação de deslocamento maissensíveis do que o modo de finura mais baixa.

Para iniciar a retroalimentação no aparelho da FIG. 5, a rampade voltagem do gerador de sinal pode ser desligada, e a voltagem DC. dotransdutor piezoelétrico ajustada lentamente enquanto as intensidadestransmitidas e refletidas do laser são monitoradas com um osciloscópio.Quando o comprimento de onda do laser está quase ressonante com o pico deFFP 236 escolhido, a intensidade transmitida se aproxima de seu máximo, e olaço de retroalimentação pode então ser acoplado para adquirir o travamento.Um resultado exemplar deste processo é mostrado pelos traços digitais doosciloscópio da FIG. 12. O amplificador de retroalimentação 508 pode, por

exemplo, ter uma única resposta de pólo verdadeira com uma freqüência de

borda de 0,03Hz. O laço de retroalimentação total pode ter um ganho de DC.

de aproximadamente 1000 e uma largura de faixa de ganho unitário ao redor

40 Hz. Um aparelho deste tipo permaneceria travado por diversas horas. O

término do travamento ocorreria quando a grade derivar para fora da faixa de

sintonização do laser.

A FIG. 13 mostra um exemplo do espectro do ruído da

freqüência 1302, medido com o aparelho interferométrico com

retroalimentação ativa, com componentes como descritos acima. O ruído do

sistema é mostrado recoberto pelo ruído de disparo calculado 1304 e ruído

eletrônico medido 1306. Em freqüências acima da excitação ambiental, o

ruído de freqüência do laser operando livre limitaria esta medida a

aproximadamente 300 Hz/VHz. Assumindo-se que o laser tem uma forma de

linha Lorentziana com densidade espectral branca do ruído de freqüência Sf, a

largura de linha 3-dB do laser ∆vl pode ser estimada por

<formula>formula see original document page 20</formula>

onde S/tem unidades de Hz/√Hz. Assim, o ruído da freqüência da faixa largade aproximadamente 300 Hz/√Hz corresponde a uma largura de linha de laserintrínseca de aproximadamente 280 kHz, sendo consistente com a estimativado fabricante de 300 kHz para o laser do exemplo,

A capacidade de resposta de uma grade de Bragg pode ser

estimada por

<formula>formula see original document page 20</formula>

onde ε é a perturbação da tensão, λΒ é o comprimento de onda de Bragg. Porexemplo; 1 ppm de troca de comprimento de onda de grade induzidacorresponde, a uma tensão de aproximadamente 0.8 με. Em λΒ = 1550 nm, aequação (3) pode ser rearranjada para chegar ao fator de conversão<formula>formula see original document page 21</formula>

onde ΔνΒ é a troca de freqüência de grade induzida equivalente. Desde que 1pm é equivalente a 125 MHz a 1550 nm, um sistema com um piso de ruído defreqüência alta equivalente àquele mostrado na FIG., 13 teria umasensibilidade de tensão de faixa larga de aproximadamente 2 ρεH Hz.

O ruído de disparo 1304 na FIG. 13 foi calculado como segue:

<formula>formula see original document page 21</formula>

onde Vsn é a voltagem equivalente do ruído de disparo; e = 1,602x10"19 C é acarga eletrônica; Ydc é a voltagem da saída de DC. do fotodetector quando osistema está travado; géo ganho de trans-impedância do fotodetector; e α é oganho da conversão do misturador. O quociente de Vsn pela inclinação dosinal de erro dá, então, o ruído de disparo em unidades de Hz/VHz, que podeser calculado para ser 16 Ηζ/λ/Ηζ, correspondendo a uma sensibilidade limitedo ruído de disparo de aproximadamente 100fs/VHz (=16 Hz/VHz χ Δε/ΔνΒ)para este aparelho do exemplo. O ruído eletrônico 1306 é o ruído escuromedido na saída do misturador.

Dentro da largura de faixa do ganho unitário do sistema deretroalimentação, o alcance dinâmico do sensor depende da faixa desintonização da freqüência óptica do laser. Para um laser do exemplo comuma faixa de sintonização do transdutor piezoelétrico de 50 GHz, o alcancedinâmico de baixa freqüência do sistema seria limitado a 330 με (= 50 χ IO9Hz χ Δε/ΔνΒ). Supondo-se um esforço de quebra de >100 kpsi, e um móduloYoung de 1,02 xl04 kpsi para a sílica fundida, a tensão de quebra seria >9800με, que está tipicamente além da faixa de sintonia do laser. Acima da largurade faixa do ganho unitário, o alcance dinâmico do sensor seria limitado pelalargura de faixa FWHM do ressonador a 0.9 με (= 143x106 Hz χ Δε/Δνβ). Porconseguinte, para aplicações de alcances dinâmicos grandes, a abordagemoperacional preferida seria expandir para fora a largura de faixa do ganhounitário a um máximo, e executar medidas no laço na entrada do transdutorpiezoelétrico do laser.

No aparelho mostrado na FIG. 6, a modulação da correntepode ser usada para modular a saída do laser. Um exemplo de uma fonte delaser é um diodo de laser de cavidade externa sintonizável New Focus Vortex6029 centrado em 1550,15 nm, com aproximadamente 0,40nm, ouaproximadamente 50 GHz de faixa de sintonia. O comprimento de onda dolaser pode ser sintonizado aplicando-se uma voltagem ao transdutorpiezoelétrico, mudando, com isto, o comprimento da cavidade do laser. Ointerferômetro de fibra de Grades de Bragg Fabry-Perot (FFP) 236 podeconsistir em um par de Grades de Bragg combinadas nominalmente a 13.5db(R aproximadamente 95,5%) cada um com 15 mm de comprimento,espaçados separadamente de 10 mm. A ressonância selecionada de FFP podeter uma largura de linha de (FWHM) largura total e média máxima deaproximadamente 143 MHz. A demodulação e retroalimentação estãodescritas acima em referência à FIG. 5. Este sinal de erro 604 serve a duasfinalidades: (i) a baixas freqüências (< 20 Hz) o sinal é usado pelo servo-amplificador para retroalimentar o laser 202 para assegurar que o laserpermaneça travado ao centro da ressonância de FFP; (ii) a freqüências maiselevadas (>100 Hz) o sinal de erro provê uma saída dinâmica da tensão doFFP 236.

A FIG. 14 compara o ruído da freqüência de dois esquemas doexemplo: modulação de fase externa (como mostrado por um diagramaesquemático do exemplo na FIG. 5) no gráfico (c) 1402, e modulação decorrente direta (como mostrado por um diagrama esquemático do exemplo naFIG. 6) no gráfico (b) 1404.

Usando o modelo empírico para a capacidade de resposta dagrade descrito acima, esta densidade espectral do ruído da freqüência pode serconvertida em tensão equivalente da fibra. Os resultados na FIG. 14 destessistemas do exemplo ilustram que a modulação de fase externa e a modulaçãodireta podem ambas produzir uma sensibilidade da tensão de faixa larga deaproximadamente 2 ρε/VHz. Ambos os métodos podem exibir os mesmoscomponentes do ruído ambiental de freqüência de áudio, incluindo aressonância do transdutor piezoelétrico devido à excitação em laço fechado e,ruído acústico de faixa larga a baixas freqüências. Os dois esquemas damodulação podem produzir sensibilidades de faixa larga comparáveis.

Em um aparelho para sensoreamento interferométrico comuma pluralidade de sensores, mostrado na FIG. 15, a pluralidade de sinaismodulados de uma pluralidade de fontes de laser moduladas pode sercombinada, usando métodos Wavelength-Division Multiplexing (WDM),dentro de uma única fibra óptica. Uma pluralidade dos elementos sensores1502; cada um deles compreendendo um interferômetro de fibra de Grades deBragg Fabry-Perot,236 é arranjado em série ao longo de um únicocomprimento de fibra óptica. Os sensores podem ser arranjados de modo talque o sinal de saída óptico venha da transmissão através dos interferômetros,como descritos na FIG. 15, ou tal que o sinal de saída óptico seja produzidoda reflexão dos interferômetros, como explicado acima. Cada interferômetrona fibra responde à luz em comprimentos de onda selecionados, separados, λ1?λ2, λ3..., como mostrado na FIG. 15; cada interferômetro é interrogado, porum feixe de radiação que corresponde ao seu comprimento de ondaoperacional. O afastamento do comprimento de onda dos comprimentos deonda selecionados, separados, podem ser tipicamente por volta de 0,25nm,limitado por sistemas WDM disponíveis e estruturas de interferômetro defibra de Grades de Bragg Fabry-Perot.

No exemplo mostrado na FIG. 15, os feixes de raios laser deinterrogação, cada um deles em um comprimento de onda selecionado,separado, são, produzidos de uma pluralidade de fontes de laser separadas,1504, e os feixes são combinado com multiplexadores ópticos 1506. Aradiação de cada laser pode ter um comprimento de onda central controladopor um controlador correspondente do comprimento de onda, e é moduladopor uma de uma pluralidade de moduladores de radiofreqüência 1520. Apluralidade de saídas de sinais ópticos indicativos dos comprimentos ópticosdos mencionados interferômetros, são direcionadas para separardemoduladores usando um desmultiplexador óptico 1508, ou sistema ópticosimilar. Os sinais de saída óptica podem ser demodulados via uma pluralidadede fotodetectores 1510, misturadores 1512 e sinais oscilatórios locais de trocade fase (dos moduladores correspondentes de radiofreqüência 1520) em umamaneira descrita acima para o aparelho de interferômetro único. Os sinaisdemodulados são filtrados em passagem baixa e os sinais de erro 1518observados para indicar os comprimentos ópticos dos interferômetros. Ossinais de erro podem ser retroalimentados aos controladores do comprimentode onda dos lasers, permitindo assim que cada laser procure o comprimentode onda central de seu interferômetro correspondente via um esquema detravamento de freqüência tal como a técnica Pound-Drever-Hall descritaacima.

Com referência à fig. 16, no aparelho com uma pluralidade desensores, as distâncias 1602 entre os interferômetros de fibra 1604 podem serde 10 s a 100 s de metros, indicada pelas letras di - d4.

No aparelho com uma pluralidade de sensores, as freqüênciasde modulação são vantajosamente selecionadas para serem iguais a ummúltiplo de metade da Variação Espectral Livre (FSR) dos padrões Fabry-Perot secundários (ou seja, interferômetros secundários) formados entre ossucessivos Interferômetros Fabry-Perot de Grade de Fibra de Bragg ao longode uma única fibra; isso remove os efeitos de padrão residuais da saída desinal de interrogação. Essa relação de freqüência é mostradaesquematicamente na fig. 17. Se a freqüência de modulador 1702 (porexemplo, 10 a 20 MHz) for pequena, comparada à largura de FWHM domodo Interferômetro Fabry-Perot de Grade de Fibra de Bragg interrogado1704 (por exemplo, 100 a 200 MHz), e o atraso de fase de demodulador forotimizado, o sinal de erro representa a mudança relativa das bandas laterais1706, 1708 uma com relação à outra. Fazendo-se a sintonia fina da freqüência de modulação de corrente 1702 para que seja metade da FSR, ou um múltiplomais alto da metade da FSR, da resposta de freqüência de padrão 1710 entreinterferômetros sucessivos, ambas as bandas laterais experimentam efeitos depadrão idênticos. Isso pode eliminar a atenuação de banda lateral-bandalateral diferencial e assegurar que não haja sinal de erro produzido como resultado do padrão secundário parasítico. Nesse aparelho, todos osespaçamentos sensor-sensor na mesma fibra devem ser fixos e separados a umcomprimento idêntico (ou algum múltiplo de um espaçamento fixo) paraprover uma resposta de freqüência de padrão constante 1710. Essa técnica deespaçamento relaxa as exigências de apodisação sobre cada Interferômetro Fabry-Perot de Grade de Fibra de Bragg, e, desse modo, permite oespaçamento de canal de sensor mais próximo. Para um padrão de

<formula>formula see original document page 25</formula>

a freqüência de modulação, Fmod, deveria ser ajustada para

<formula>formula see original document page 25</formula>

para cada banda lateral a ser refletida/transmitida igualmente pelo padrão,onde j é um inteiro, η é o índice refrativo e d é o espaçamento entre sensores. Para um dado espaçamento entre os elementos de interferômetro em umaúnica fibra, onde o espaçamento é grande (por exemplo, alguns 10 s demetros), há uma pluralidade de freqüências de modulação que satisfazem oscritérios, cada uma com um valor de j diferente. Alternativamente, re-arranjarpara o espaçamento produz

<formula>formula see original document page 25</formula>Por exemplo, quando, F = 20 MHz, e η = 1,446, o espaçamento deveria ser demúltiplos de 2,6 metros.

Uma realização alternativa do aparelho com uma pluralidadede sensores, mostrada na fig. 18, tem um modulador de fase deradiofreqüência unitário 1806 a jusante a partir da óptica de WMD 1804 quecombina a pluralidade de saídas de laser em uma fibra única. Essa topologiareduz o uso de moduladores de fase externos para um único modulador porfibra. Nesse aparelho, uma pluralidade de fontes de laser 1802 acomprimentos de onda selecionados separados, λι, λ2, λ3,..., é combinadausando a óptica de Multiplexação por Divisão de Comprimento de onda(WDM) 1804 e modulada usando um modulador óptico unitário 1806, porexemplo, um modulador de fase externo. Somente uma fonte deradiofreqüência unitária é exigida para acionar o modulador 1806. A radiaçãoa partir dos lasers 1802, combinada na fibra óptica unitária, interroga umapluralidade de interferômetros 1810, cada um responsivo a um comprimentode onda selecionado separado λι, λ2, λ3,.... Os sinais de saída ópticos,reunidos através de transmissão e reflexão, são separados em canaisseparados, correspondendo aos comprimentos de onda separados, usandoópticas de WDM 1812, então, demodulados usando misturadores separados1814 e sensores eletrônicos separados 1816. Em uma realização do aparelho,os sinais de erro podem ser retroalimentados para os controladores decomprimento de onda dos lasers, capacitando cada laser, desse modo, arastrear o comprimento de onda central de seu interferômetro correspondentevia um esquema de travamento de freqüência (por exemplo, o esquema dePDH), como descrito acima.

Em uma realização alternativa adicional do aparelho com umapluralidade de sensores, ilustrado na fig. 19, uma pluralidade de sinais desaída ópticos, se originando a partir de uma pluralidade de interferômetros emuma fibra óptica unitária 1902, pode compartilhar um único fotodetector1904. Nesse aparelho, cada saída de laser é modulada a uma radiofreqüênciadiferente. Depois da interrogação de cada sensor (ou seja, FFP), ademodulação em cada freqüência de modulação respectiva, com umapluralidade de misturadores eletrônicos 1908, permite a extração de cada sinalde sensor acústico em isolamento. Isso simplifica a óptica de detecçãoevitando a necessidade de divisor/combinador e de outra óptica de WDM nasaída de arranjo. Em uma realização do aparelho, os sinais de erro podem serretroalimentados para os controladores de comprimento de onda dos lasers,capacitando cada laser, desse modo, a rastrear o comprimento de onda centralde seu interferômetro correspondente, como descrito acima.

Deve ser apreciado que os modos de realização da invençãodescritos acima com referência aos desenhos anexos foram dados a título deexemplo somente e que modificações e componentes adicionais podem serprovidos para realçar o desempenho do aparelho.

Em todo este relatório e nas reivindicações que se seguem, anão ser que o contexto exija de outro modo, a palavra 'compreender', evariações, como 'compreende' e 'compreendendo', deverão ser entendidascomo indicando a inclusão de um citado inteiro ou etapa, ou grupo de citadosinteiros ou etapas.

A referência a qualquer técnica anterior nesta especificaçãonão é, e não deve ser tomada, como um reconhecimento de qualquer forma desugestão de que aquela técnica anterior faça parte do conhecimento geralcomum na Austrália.

Claims

1. Aparelho para sensoreamento interferométrico,caracterizado pelo fato de compreender uma pluralidade de fontes de laser demodo único longitudinal, cada uma provendo radiação em umacorrespondente pluralidade de comprimentos de onda selecionados, e pelomenos um modulador para modular freqüência ou fase da radiação de cadalaser; uma pluralidade de interferômetros de Fabry-Perot formados porGrades de Bragg gravados na fibra óptica, cada interferômetro sendoresponsivo à radiação modulada em um da mencionada pluralidade decomprimentos de onda para que cada um produza um sinal de saída refletidoou transmitido dependente do correspondente comprimento de passo deinterferômetro; e um ou mais demoduladores para demodular os sinais desaída ópticos e produzir uma correspondente pluralidade de sinais de mediçãoindicadores de comprimentos de passo óptico dos respectivos interferômetros.

2. Aparelho de acordo com a reivindicação 1, caracterizadopelo fato de cada fonte de laser poder ser girada sobre uma faixa decomprimentos de onda maior do que a largura espectral da cadacorrespondente interferômetro.

3. Aparelho de acordo com qualquer das reivindicações 1 ou 2,caracterizado pelo fato de adicionalmente incluir um ou mais controladores decomprimento de onda para determinar os elementos selecionados dosmencionados lasers.

4. Aparelho de acordo com a reivindicação 3, caracterizadopelo fato de cada controlador de comprimento de onda incluir uma cavidadeóptica externa à qual cada correspondente laser é travado em freqüência.

5. Aparelho de acordo com a reivindicação 3, caracterizadopelo fato de cada controlador de comprimento de onda controlar a corrente deacionamento a cada laser correspondente.

6. Aparelho de acordo com qualquer uma das reivindicações 3a 5, caracterizado pelo fato do modulador acionar uma freqüência externa oumodulador de fase.

7. Aparelho de acordo com qualquer uma das reivindicações 3a 5, caracterizado pelo fato do modulador acionar o controlador decomprimento de onda.

8. Aparelho de acordo com qualquer uma das reivindicações 1a 7, caracterizado pelo fato de uma faixa de freqüência alta selecionada decada saída de modulador prover os sinais de medição.

9. Aparelho de acordo com qualquer uma das reivindicações 3a 8, caracterizado pelo fato do controlador de comprimento de onda serdependente de retroalimentação do, ou, de cada correspondente demodulador.

10. Aparelho de acordo com a reivindicação 9, caracterizadopelo fato da retroalimentação ser gerada por uma faixa de freqüência baixaselecionada da, ou de cada correspondente saída de demodulador.

11. Aparelho de acordo com qualquer uma das reivindicações 9 ou 10,caracterizado pelo fato da retroalimentação ser usada para mantercada comprimento de onda selecionado de cada fonte de laser em umcomprimento de onda central de cada correspondente interferômetro.

12. Aparelho de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 11, caracterizado pelo fato da radiação de cada laser ser combinada emuma única fibra óptica e a pluralidade de interferômetros ser distribuída aolongo da mencionada fibra óptica.

13. Aparelho de acordo com a reivindicação 12, caracterizadopelo fato de uma distância entre interferômetros sucessivos ser igual a c j /(4nFmo(j), onde c é a velocidade da luz, Fmod é a freqüência de modulação, f éum inteiro, e η é o índice de refração da fibra óptica.

14. Aparelho de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 13, caracterizado pelo fato da radiação de cada laser ser modulada namesma freqüência de modulação.

15. Aparelho de acordo com qualquer uma das reivindicações-1 a 13, caracterizado pelo fato de um modulador ser provido para cada fontede laser e a radiação de cada laser ser modulada a uma freqüência demodulação diferente.

16. Aparelho de acordo com a reivindicação 15, caracterizadopelo fato dos demoduladores compartilharem um detector óptico comum.

17. Aparelho caracterizado pelo fato de ser substancialmentecomo anteriormente descrito com referência aos desenhos anexos e/ouexemplos.