DE2906870C2 - - Google Patents

Description

Die Erfindung geht aus von einem Verfahren und einer Anordnung zur Messung von Drehungen und Drehraten unter Ausnutzung des Sagnac-Effektes gemäß dem Oberbegriff des Patentanspruchs 1 bzw. des Patentanspruchs 9.

Die mit solchen Verfahren bzw. Anordnungen theoretisch erreichbare extrem hohe Meßgenauigkeit ist in praxi durch eine Reihe störender Einflüsse drastisch eingeschränkt:

Mit den bisher beschriebenen Verfahren dieser Art und Anordnungen zu ihrer Durchführung (vgl. z. B. Vali et al. Applied Optics 16, Nr. 2, S. 290, 291, 1977 und Applied Optics 16, Nr. 10, S. 2605 ff., 1977) erhält man kein Signal, das streng proportional zur Drehrate Ω ist, sondern vielmehr Signale, die bei kleinem |Ω | mit diesem variieren. Eine einfache und genaue Auswertung der Drehrate Ω aus den Detektor-Ausgangssignalen ist daher nicht möglich. Insbesondere ist es nicht möglich, den Drehsinn eindeutig festzustellen. Verwendet man andererseits, um den Drehsinn feststellen zu können, Anordnungen, die beispielsweise mit mehreren Detektoren die Intensität in verschiedenen Bereichen eines Interferenzbildes abtasten oder mit einem Verlust behafteten, sogenannten Phasenquadratur-Strahlenteiler ausgestattet sind, hat man mit insbesondere thermischen und auch mechanischen Einflüssen zu kämpfen, die die Stabilität der Anzeige beeinträchtigen und damit eine wesentliche Begrenzung der Meßgenauigkeit bedingen. Weitere Begrenzungen der Meßgenauigkeit kommen durch unvermeidbare Nichtlinearitäten der Auswertelektronik - nichtlineare Detektor und/oder Verstärker- Kennlinien - zustande, aber auch dadurch, daß Streulicht auf die Detektoren auftritt.

Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren und eine Anordnung der eingangs genannten Art anzugeben, mit dem bzw. der die Meßgenauigkeit beeinträchtigende Einflüsse oder Nichtlinearitäten der Auswertungselektronik und Instabilitäten der Meßanordnung eliminierbar sind.

Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß durch die im Anspruch 1 genannten Verfahrensmerkmale und die im Anspruch 9 genannten Vorrichtungsmerkmale gelöst. Dabei ist der Begriff "möglichst klein" so zu verstehen, daß dasjenige n gewählt wird, dessen zugehöriger Stromwert kleiner oder gleich den Stromwerten ist, die sich für andere n ergäben. Es werden zumindest die folgenden Vorteile erzielt:

• 1. Durch die bereits vorgeschlagene nichtreziproke Phasenverschiebung der den geschlossenen Lichtweg im Sagnac-Interferometer in entgegengesetzter Richtung durchlaufenden Teillichtströme (vgl. nicht vorveröffentlichte DE-OS 29 49 327, insbes. Fig. 2) in Verbindung mit der phasenempfindlichen Gleichrichtung des Ausgangssignals des Detektors, auf den die durch Vereinigung der an den Faserenden austretenden Teillichtströme entstandenen Ausgangs-Lichtströme auftreffen, erzielt man ein elektrisches Gleichsignal, das bei kleinen Drehraten linear mit der Drehrate variiert und die besonders günstige Eigenschaft hat, daß es bei der Drehrate Null verschwindet, unabhängig von dem gewöhnlich vorhandenen Streulicht. Im Unterschied zu dem bekannten Verfahren ist es, um dieses zur Drehrate proportionale Signal zu erzielen, nicht erforderlich, mit einer konstanten Phasenvorgabe (Bias) zu arbeiten, deren Konstant ebenfalls durch die genannten Störungseinflüsse beeinträchtigt ist, und insoweit ebenfalls die Stabilität der Anzeige begrenzt.
• 2. Das Vorzeichen des durch phasenempfindliche Gleichrichtung gewonnenen Signals ist eindeutig mit dem Drehsinn verknüpft.
• 3. Durch die Ausnutzung eines ein Phasen-Stellglied enthaltenden Regelkreises, der die insgesamt auftretende Phasenverschiebung gleich Null oder auf einem konstanten Wert hält, ist die Linearität der Anzeige im wesentlichen unabhängig von den elektrischen Eigenschaften der Regelelektronik und lediglich durch die Linearität des Phasenstellgliedes bestimmt. Der zur Phaseneinstellung ausgenutzte Faraday-Effekt und der für diesen charakteristische lineare Zusammenhang zwischen Erregerstrom und Phasenverschiebung gewährleisten eine ausgezeichnete Linearität der Anzeige.

Mit der durch die Merkmale der Ansprüche 2 und 3 angegebene Verfahrensweise läßt sich wiederholt eine Selbsteichung der Meßanordnung erreichen, so daß der Einfluß einer Temperaturabhängigkeit der Verdet'schen Konstanten des Fasermaterials auf den durch das Anzeigesignal repräsentierten Wert der Phasenänderung bzw. der mit dieser verknüpften Drehrate jederzeit berücksichtigt werden kann.

Durch das Merkmal des Anspruchs 4 ist angegeben, wie das unter Ausnutzung des Faraday-Effekts arbeitende Stellglied auf elegante Weise zur Phasenmodulation ausgenutzt werden kann.

Hierzu alternative Möglichkeiten der Phasenmodulation sind durch die Merkmale des Anspruchs 5 angegeben. Eine diesen alternativen Möglichkeiten der Phasenmodulation gemäß den Ansprüchen 4 und 5 gemeinsame günstige Eigenschaft ist darin zu sehen, daß die Phasenmodulation durch direkte Einwirkung auf die optische Faser erzielt wird und somit Reflexionen an Kopplungsstellen vermieden werden, die auftreten würden, wenn ein spezielles Modulationselement in den Lichtweg eingeschaltet werden müßte.

Durch den Anspruch 6 ist ein besonders günstiger Bereich der für die Phasenmodulation geeigneten Frequenzen angegeben. Die Frequenz 1/(4T) ist besonders günstig, wenn ein aus einer mehrfachen Reflexion der Teillichtströme an den Faserenden resultierender unerwünschter Anteil des Drehraten-Auswertungssignals möglichst gering gehalten werden soll. Die Modulationsfrequenz 1/(2T) hat den Vorteil, daß sie bei vorgegebenem Phasenhub das größtmögliche Ausgangssignal des phasenempfindlichen Detektors liefert.

Der unter demselben Gesichtspunkt günstigste Bereich des Phasenhubes ist durch das Merkmal des Anspruchs 8 angegeben.

Die Anordnung gemäß Anspruch 9 hat den Vorteil, daß der eine durch Vereinigung der an den Faserenden austretenden Teillichtströme entstehende Ausgangslichtstrom, der zur Auswertung ausgenutzt wird, im Strahlenteiler bzw. Strahlvereiniger denselben Weg durchläuft wie der Eingangslichtstrom, der durch den Strahlenteiler in die beiden Teillichtströme aufgespalten wird. Damit wird für den Eingangslichtstrom und den genannten Ausgangslichtstrom ein streng reziproker Lichtweg erreicht, der auch bei thermischen und/oder mechanischen Störungen reziprok bleibt. Die Reziprozität eines Lichtweges ist ja bekanntlich genau dann gegeben, wenn die zur Ausbreitungsrichtung transversalen elektromagnetischen Feldverteilungen der beiden Lichtströme gleich sind. Diese Gleichheit wird durch den Einsatz des Monomode-Wellenleiters und Polarisators erzwungen. Durch die solchermaßen erreichte Reziprozität des Lichtweges für den Eingangslichtstrom und für den zur Auswertung herangezogenen Ausgangslichtstrom wird vermieden, daß im Bereich des Strahlenteilers und der Einkopplungsstellen in die optische Faser wirksame thermische oder mechanische Einflüsse zu störenden Phasenverschiebungen Anlaß geben können, und es wird insoweit auch ein die Meßgenauigkeit beeinträchtigender Einfluß weitestgehend ausgeschaltet.

Die Erfindung wird im folgenden anhand der Zeichnung näher erläutert.

Die Zeichnung zeigt in schematischer Darstellung eine erfindungsgemäße Anordnung zur Messung von Drehungen und Drehraten mit einem faseroptischen Sagnac-Interferometer und den zur Durchführung des erfindungsgemäßen Verfahrens erforderlichen Zusatzeinrichtungen.

Das in der Zeichnung dargestellte Sagnac-Interferometer 1 umfaßt in üblicher Anordnung eine einen in der Zeichnung durch den Pfeil 2 repräsentierten monochromatischen Primärlichtstrom aussendende Lichtquelle 3 - beispielsweise einen Laser -, einen Hilfsstrahlenteiler 4 und einen Hauptstrahlenteiler 6, der einen durch den Hilfsstrahlenteiler 4 aus dem Primärlichtstrom 2 abgezweigten, durch den Pfeil 7 repräsentierten Eingangslichtstrom in zwei durch die Pfeile 8 und 9 veranschaulichte, kohärente Teillichtströme annähernd gleicher Intensität aufteilt, die einen vom Hauptstrahlenteiler 6 ausgehenden und zu diesem zurückzuführenden Lichtweg in entgegengesetzter Richtung durchlaufen. Dieser Lichtweg ist zum weitaus größten Teil durch eine lange optische Faser 10 - in der Regel eine sogenannte Monomode-Faser - definiert, die in einer Vielzahl von Windungen 11 verlegt ist, damit bei raumsparender Anordnung der optischen Faser 10 trotzdem die von dem Lichtweg umschlossene Fläche möglichst groß ist. Die Kopplungsstellen 12 und 13, an denen die Teillichtströme 8 und 9 aus dem Hauptstrahlenteiler 6 in die optische Faser übergekoppelt bzw. die zum Hauptstrahlenteiler 6 zurücklaufenden, durch die Pfeile 14 und 16 repräsentierten Teillichtströme wieder in den Hauptstrahlenteiler 6 eingekoppelt werden, sind in unmittelbarer Nähe des Hauptstrahlenteilers 6 angeordnet, der aus Vereinigung der zurücklaufenden Teillichtströme 14 und 16 zwei durch die Pfeile 17 bzw. 18 repräsentierte Ausgangslichtströme erzeugt, in denen die jeweils einander überlagerten Anteile der zurücklaufenden Teillichtströme charakteristische, durch die Phasenverschiebungen in der Faser und durch die Eigenschaften des Hauptstrahlenteilers 6 bestimmte und gewöhnlich verschiedene Phasenlage zueinander haben.

Die Wirkungsweise des insoweit beschriebenen und insoweit auch bekannten Sagnac-Interferometers 1 ist die folgende: Bei einer Drehung des die Fläche F umschließenden Lichtweges mit der Winkelgeschwindigkeit Ω tritt zwischen den zum Hauptstrahlenteiler 6 zurücklaufenden Teillichtströmen 14 und 16, die aus den an den Kopplungsstellen 13 bzw. 12 eingekoppelten Teillichtströmen 9 bzw. 8 hervorgegangen sind, eine drehgeschwindigkeitsproportionale Phasendifferenz 2Φ auf, deren Wert durch die Beziehung

2Φ = 8π FΩ/λ c

gegeben ist. Hierbei bedeutet F so gegenannte Windungsfläche der "Faserspule" und λ und c die Wellenlänge bzw. die Geschwindigkeit des Lichtes im Vakuum.

Die Auswertung dieser Beziehung erfordert nun eine sehr genaue Bestimmung der Phasendifferenz 2Φ, die - allgemein ausgedrückt - eine Analyse der drehratenabhängigen Intensität der Ausgangslichtströme 17 und 18 bzw. eine Analyse der Intensitätsverteilung für diese Lichtströme charakteristischer Interferenzbilder mittels geeigneter photoelektrischer Detektoren und diesen nachgeschalteter elektronischer Auswertungseinrichtungen erfordert.

Um nun die eingangs genannten Störeinflüsse, die die Genauigkeit der Phasen- und damit der Drehratenbestimmung entscheidend beeinträchtigen, weitestgehend zu eliminieren, werden die den Lichtweg 6, 10, 6 in entgegengesetzter Richtung durchlaufenden Lichtströme 8 und 9 bzw. 14 und 16 einer Phasen- Modulation unterworfen, wobei die Modulationsfrequenz f₀ vorzugsweise zwischen 1/(4T) und 1/(2T) gewählt wird, wenn T die Laufzeit des Lichtes in dem Lichtweg 6, 10, 6 ist.

Durch diese Phasen-Modulation wird erreicht, daß das Ausgangssignal eines photoelektrischen Detektors 19, der die Intensität eines in der Zeichnung durch den Pfeil 20 repräsentierten Teil-Ausgangslichtstromes erfaßt, der mittels des Hilfsstrahlenteilers 4 von dem einen Ausgangslichtstrom 17 des Hauptstrahlenteilers 6 für den Nachweis abgezweigt wird, eine mit der Frequenz f₀ behaftete Wechselspannung U₀ enthält, deren Amplitude bei kleinen Drehraten Ω proportional zu der Drehrate Ω ist. Durch phasenempfindliche Gleichrichtung dieser Wechselspannung läßt sich direkt Größe und Richtung der Winkelgeschwindigkeit Ω bestimmen. Durch Streulicht bedingte Gleichsignalanteile der Detektorausgangsspannung liefern daher keinen Beitrag zum eigentlichen Drehraten-Signal.

Mittels eines mit hoher Regelverstärkung arbeitenden Regelkreises, der als Fehlersignal das durch phasenempfindliche Gleichrichtung der Detektor-Ausgangswechselspannung U₁ gewonnene Gleichsignal U₂ empfängt, dessen Polarität eindeutig mit dem Drehsinn verknüpft ist, wird unter Ausnutzung des Faraday-Effektes in dem Lichtweg 6, 10, 6 zwischen den in entgegengesetzter Richtung laufenden Teillichtströmen 8, 9 bzw. 14, 16 eine Phasendifferenz 2Φ _F erzeugt, die der durch die Drehung Ω hervorgerufenen Phasendifferenz 2Φ entgegengesetzt gerichtet ist; der hierzu erforderliche, durch eine mindestens einen Abschnitt der optischen Faser 10 umgebenden Magnetspule 21 fließende Strom I _F wird dabei stets so geregelt, daß die vom Detektor 19 abgegebene Wechselspannung U₀ bzw. die Ausgangsspannung U₁ eines auf die Modulationsfrequenz f₀ abgestimmten Filters 22 minimal wird. Diese Regelung wird bei ausreichend hohem Verstärkungsgrad des den Stellstrom I _F erzeugenden Regelverstärkers 23 durch (kleine) Nicht-Linearitäten der Detektoranordnung 19 nicht beeinflußt. Als für die Drehrate Ω charakteristische Ausgangssignal wird der Strom I _F des Faraday-Stellgliedes benutzt, wobei die erwünschte hohe Genauigkeit und Linearität der Messung dadurch garantiert sind, daß die Faraday-Phasenverschiebung 2Φ _F sehr gut linear mit dem Stellstrom I _F zusammenhängt.

Damit die durch die geschilderte Phasenmodulation in Verbindung mit der kompensatorischen Ausregelung der durch die Drehung Ω verursachten Phasendifferenz 2Φ erreichbare Meßgenauigkeit bestmöglich ausgenutzt werden kann, ist es erforderlich, Störeinflüsse, die durch den Zustand der optischen Faser z. B. deren Temperatur, Biegung, Verdrillung u. a. und/ oder durch den Zustand des Hauptstrahlenteilers 6, z. B. dessen Verlusteigenschaften, Ungenauigkeiten im Teilerverhältnis, Dejustierung im Bereich der Kopplungsstellen 12 und 13 sowie durch Änderung dieser Zustände verursacht werden können, so weit wie möglich zu unterdrücken.

Diesem Zweck dient die Maßnahme, den zum Hauptstrahlenteiler 6 fließenden Eingangslichtstrom 7 und den aus dem Hauptstrahlenteiler 6 austretenden Ausgangslichtstrom 17, von dem ein Teil mittels des Hilfsstrahlenteilers 4 zum Detektor 19 gelenkt wird, über ein und denselben Monomode-Wellenleiter 26 zu führen. Der von der Lichtquelle 3 zum Hauptstrahlenteiler 6 führende, sich dort in die den gegensinnig durchlaufenen Lichtstrompfade verzweigende, im Hauptstrahlenteiler 6 wieder vereinigte und von diesem über den Hilfsstrahlenteiler 4 zum Detektor 19 führende Lichtweg ist dann bei Stillstand des Interferometers 1 bzw. der Faserwicklung 11 und bei fehlendem Magnetfeld streng reziprok. Dies hat zur Folge, daß die Phasenmodulation der Teillichtströme 9 und 16 nur dann zu einem Wechselspannungs-Ausgangssignal U₀ des Detektors 19 führt, wenn sich das Interferometer 1 tatsächlich dreht. Der Monomode-Wellenleiter 26 bewirkt, daß das an den Kopplungsstellen 12 und 13 in die optische Faser 10 eingekoppelte Licht bei der Wiedervereinigung im nunmehr als Strahlvereiniger ausgenutzten Hauptstrahlenteiler 6 exakt in dieselbe transversale elektromagnetische Feldverteilung (optische Mode) zurückgelangt, aus der es ursprünglich kam. Dieser Wellenleiter 26 vermittelt dadurch der Anordnung im Ergebnis eine ausgezeichnete Nullpunkt-Stabilität. Dejustierungen der Faserenden, beispielsweise, können dann nur noch zu Änderungen der Lichtintensität am Detektor 19 führen, nicht mehr aber zu Signalen, die von den durch die Drehung Ω hervorgerufenen Wechselspannungssignalen nicht unterschieden werden können.

Anzumerken ist hierzu, daß der Monomode-Wellenleiter 26 ein tatsächlich nur die Ausbreitung eines einzigen elektromagnetischen Wellentyps (Mode) vermittelnder Wellenleiter ist. Im Gegensatz dazu ermöglichen die meisten praktisch realisierten sogenannten Monomode-Fasern und -Streifenleiter die Ausbreitung zweier zueinander orthogonal polarisierter Wellentypen.

Für die vorliegende Anwendung muß aber eine der beiden Moden gesperrt sein. Hierzu dient ein Polarisator 33, der in dem den Hauptstrahlenteiler 6 mit dem Hilfsstrahlenteiler 4 verbindenden Lichtung angeordnet ist.

Die geeignete Wahl des durch den Polarisator 33 ausgezeichneten Polarisationszustandes wird im folgenden im Zusammenhang mit dem Faraday-Phasenstellglied 21 näher erläutert.

Anzumerken ist weiter, daß der zweite, aus dem Hauptstrahlenteiler 6 austretende Ausgangslichtstrom 18 nicht zur Ω-Messung verwendet werden darf, da seine Intensität außer von den Phasendifferenzen 2Φ und 2Φ _F auch vom inneren Zustand des Hauptstrahlenteilers abhängt. Dieser zweite Ausgang des Hauptstrahlenteilers 6 muß daher reflexionsfrei abgeschlossen werden. Auch der in den zweiten Ausgangsast des Hilfsstrahlenteilers 4 gelenkte, in der Zeichnung durch den Pfeil 27 repräsentierte Lichtstrom, der nicht benötigt wird, sollte reflexionsfrei absorbiert werden.

Im folgenden soll nun auf die zur Realisierung der geschilderten Maßnahmen erforderlichen konstruktiven Gestaltungen der Anordnung und deren Wirkungsweise näher eingegangen werden:

Als Phasenmodulator kann, wie in der Zeichnung angedeutet, ein kurzes Faserstück mit einer typischen Länge von ca. 1 cm benutzt werden, das an den beiden Enden eines piezoelektrischen Körpers 30 eingespannt ist, der durch die Ausgangs-Wechselspannung eines Wechselspannungsgenerators 31 in longitudinale Schwingungen versetzt wird. Dadurch ändert sich auch die Länge des eingespannten Faserstückes 20 periodisch. Alternativ kann die optische Faser 10 auch in einer oder mehreren Windungen stramm um einen rohrförmigen Körper gewickelt sein, der radiale Schwingungen ausführt, so daß sich sein Umfang periodisch ändert.

Für einen Phasenhub ψ = 1 rad ist eine Amplitude der Längenänderung in der Größenordnung von 0,2 µm nötig.

Für die Beschreibung der Wirkungsweise der Modulation wird vereinfachend angenommen, daß sich der Phasenmodulator 28 in ummitttelbarer Nähe der Kopplungsstelle 13 befinde und somit auf einen Endabschnitt des Lichtweges 6, 10, 6 einwirke, und daß der Hauptstrahlenteiler 6 verlustfrei sei und die jeweils auftreffende Lichtleistung im Verhältnis 1 : 1 aufteile. Für die Amplituden I₁ und I₂ der in den Lichtweg 6, 10, 6 eingekoppelten Teillichtströme 8 und 9 gilt dann bei Berücksichtigung des für einen verlustfreien Strahlenteiler charakteristischen Phasenfaktors i und Unterdrückung aller anderer unwesentlichen Phasenfaktoren,

I₂ = iI₁ = I₀/√ (2)

wenn I₀ die Amplitude des über den Monomode-Wellenleiter 26 zum Strahlenteiler 6 geleiteten Eingangslichtstromes 7 ist.

Der Phasenmodulator 28 möge die periodische Phasenverschiebung ψ sin (2π f₀t) erzeugen, wobei ψ den Phasenhub bezeichnet. Das an der dem Phasenmodulator 28 benachbarten Kopplungsstelle 13 eintretende Licht hat dann nach dem Durchgang durch den Phasenmodulator 28 die Amplitude I₂ exp(i ω t-i ψ sin (2π f₀t)), während das an der anderen Kopplungsstelle 12 in die optische Faser 10 eintretende Licht des Lichtstromes 8 die Amplitude I₁exp(i ω t) hat. ω bezeichnet die Kreisfrequenz des Lichtes. Beim Durchlaufen der Faserspule 10, 11 erfährt der Lichtstrom 9, der in dem durch den Richtungspfeil 32 veranschaulichten Drehsinn der angenommenen Drehung Ω läuft, eine Phasenverzögerung (β l-Δ), während der in der entgegengesetzten Richtung laufende Lichtstrom 8 die Phasenverzögerung (β l+Δ) erfährt. Hierin bezeichnet β die Ausbreitungskonstante der optischen Faser 10 und l die Faserlänge. Δ bezeichnet die durch die Beziehung:

2Δ = 2Φ = 2Φ _F (3)

gegebene Phasendifferenz, die die den Lichtweg 6, 10, 6 in entgegengesetzter Richtung durchlaufenden Lichtströme als Folge der Rotation des Interferometers und des Faraday-Effektes erhalten. Der Teillichtstrom 14, der an der entfernt vom Modulator 28 angeordneten Kopplungsstelle 12 austritt, ist in seiner Phasenmodulation um die Gruppenlaufzeit T des Lichtes durch die Faserspule 10, 11 verzögert. Auch der an der Kopplungsstelle 13 austretende Teillichtstrom 16 wird im Phasenmodulator 28 moduliert. Damit ergeben sich für die Amplituden H₁ und H₂ dieser Teillichtströme 14 bzw. 16 die Beziehungen:

H₁ = (I₀/√) exp [i (ω t-β l + Δ) + i ψ sin (2π f₀(t-T))-] (4a)

H₂ = (-iI₀/√) exp [i (ω t-β l-Δ) + i ψ sin (2π f₀t)] -(4b)

Der durch den Monomode-Wellenleiter 26 in Richtung auf den Hilfsstrahlenteiler 4 zurücklaufende wiedervereinigte Lichtstrom 17 hat dann die Amplitude K₂ = (H₁+iH₂)/√, wobei wiederum der Phasenfaktor i des verlustfreien Hauptstrahlenteilers berücksichtigt worden ist.

Eine detaillierte Berechnung ergibt, daß K₂ eine besonders einfache Form annimmt, wenn die Modulationsfrequenz

f₀ = 1/(2T) (5)

gewählt wird. Für eine Faserlänge l = 1000 m ergibt sich dann

f₀ ≈ 100 kHz

Für diese Wahl der Modulationsfrequenz f₀ ergibt sich für die im wiedervereinigten Lichtstrom 17 geführte Lichtleistung

|K₂|² = |I₀|² cos² (Δ-ψ sin (2π f₀t)) (6)

Das vom Detektor 19 abgegebene Wechselspannungssignal U₀ ist dazu proportional. Dieses Signal wird in dem Verstärker 22 gefiltert und verstärkt. In dem diesem nachgeschalteten phasenempfindlichen Gleichrichter 24, der als Referenzspannung das vom Wechselspannungsgenerator 31 ausgesandte Modulationssignal der Frequenz f₀ empfängt, wird die bei der Modulationsfrequenz f₀ liegende Frequenzkomponente U₁ herausgefiltert. Die Fourier-Analyse von |K₂|² ergibt für diese Komponente

U₁ = J₁(2ψ) sin (2Δ) sin (2π f₀t) (7)

Hierin bezeichnet J₁ die Besselfunktion erster Art. Um ein möglichst großes Signal U₁ zu erhalten, wird der Phasenhub 2ψ zweckmäßigerweise im Bereich von 1 bis 3 rad gewählt, wo die Besselfunktion J₁ maximal wird.

Die Ausgangsspannung U₂ = J₁(2ψ) sin (2Δ) wird in dem Regelverstärker 23 dazu benutzt, den Erregerstrom I _F für die um die optische Faser 10, 11 gewickelte Magnetspule 21 zu regeln.

Das durch den Ausgangsstrom I _F des Regelverstärkers 23 bestimmte, von der um die optische Faser 10, 11 gewickelte Magnetspule 21 erzeugte Magnetfeld führt aufgrund des Faraday-Effektes bei den beiden, den Lichtweg 6, 10, 6 in entgegengesetzter Richtung durchlaufenden Lichtströmen 8, 9 bzw. 14, 16 zu einer nicht reziproken Phasendifferenz 2Φ _F gemäß der Beziehung

2Φ _F = 2n _eln_optVI_F (8)

Hierin bedeuten n _el und n _opt die Windungszahlen der ineinander verschlungenen Magnetwicklung und der optischen Faser"spule", und V bezeichnet die Verdet-Konstante des Fasermaterials. Bei n _opt = 300, n _el = 3000 und einer Lichtwellenlänge von 0,85 µm wird für eine Faser 10 aus Quarzglas ein Strom von ca. 1 A benötigt, um eine Phasendifferenz 2Φ _F ≈ 2π zu erzeugen.

Der Regelverstärker 23, der vorzugsweise eine PID-Regelcharakteristik hat, regelt den Erregerstrom I _F derart, daß die Ausgangssignale U₁ und U₂ des Filters 22 bzw. des phasenempfindlichen Gleichrichters 24 möglichst verschwinden, so daß gilt Δ = 0. Wegen der Beziehung (2) gilt dann stets

2Φ = -2Φ _F (9)

mit einer Genauigkeit, die im wesentlichen durch die Regelverstärkung des Regelkreises bestimmt ist und daher sehr hoch gewählt werden kann. Die tatsächlichen Werte des Phasenhubes ψ, der Lichtleistung |I₀|² des Eingangslichtstromes 7, der Modulationsfrequenz f₀ und der Empfindlichkeit des Detektors 19 haben keinen Einfluß auf die Gültigkeit der Beziehung (9). Wegen des durch die Beziehung (8) beschriebenen sehr gut linearen Zusammenhanges zwischen I _F und 2Φ _F kann die Drehrate Ω mit sehr hoher Genauigkeit aus der Größe des Erreger-Stromes I _F ermittelt werden, unabhängig von den vorstehend genannten Störeinflüssen.

Die beschriebene Ausnutzung des Faraday-Effektes zur Erzeugung einer linearen, nicht reziproken Phasendifferenz 2Φ _F macht es erforderlich, daß das in der optischen Faser 10, 11 sich ausbreitende Licht zumindest im Inneren der Magnetspule 21 zirkulare Polarisation einheitlichen links- oder rechtszirkularen Charakters, und zwar in allen Faserwindungen 11 und in beiden Ausbreitungsrichtungen besitzt. Die Phasendifferenz 2Φ _F entsteht nämlich gerade zwischen Lichtströmen gleichen zirkularen Polarisationszustandes und entgegengesetzter Ausbreitung (oder aber zwischen Lichtströmen gleicher Ausbreitungsrichtung mit orthogonaler zirkularer Polarisation). Um die erforderliche gleichsinnige zirkulare Polarisation der in entgegengesetzter Richtung laufender Lichtströme 8 und 9 zu erzielen, ist es nötig, einen im Rahmen des Monomode-Wellenleiters 26 vorgesehenen Polarisator 33 derart zu wählen und einzustellen, daß nach Durchlaufen des eventuell doppelbrechenden Hauptstrahlenteilers 6 und des Phasenmodulators 28 der ebenfalls doppelbrechend sein kann, zunächst mindestens der Teillichtstrom 9 in der Magnetspule 21 mit der genannten zirkularen Polarisation ankommt. Weiter ist es nötig, diesen Polarisationszustand des Teillichtstromes 9 über die gesamte Faserlänge l₁ aufrechtzuerhalten, die dem Magnetfeld der Spule 21 ausgesetzt ist. Schließlich muß noch dafür gesorgt werden, daß auch der andere Teillichtstrom 8 mit der richtigen Polarisation durch die Magnetspule läuft. Dazu wird an dem Faserende, in das dieser Teillichtstrom 8 eingekoppelt wird, eine Polarisationsstellvorrichtung vorgesehen. Diese Vorrichtung, die weiter unten noch erläutert wird, gestattet die Einstellung der gewünschten zirkularen Polarisation des Teillichtstromes 8.

Das vorhergenannte Problem, den zirkularen Polarisationszustand des Teillichtstromes 9 über die erwähnte Länge l₁ aufrechtzuerhalten, wird am besten dadurch gelöst, daß zumindest für diesen Teil der optischen Faser eine möglichst ideale, doppelbrechungsarme Faser benutzt wird. Da jedoch aus der gewundenen Verlegung der optischen Faser 10, 11 durch deren Biegung eine unvermeidliche lineare Doppelbrechung auftritt, muß die optische Faser 10, 11 mit einem geeignet gewählten Verdrillungsgrad auf die Faserspule gewickelt werden. Eine solche Verdrillung erzeugt elasto-optisch eine zirkulare Doppelbrechung in der Faser 10, 11, die im Ergebnis zu einer Ausmittelung der gegebenenfalls linearen Doppelbrechungseffekte führt und diese unwirksam werden läßt. Dieses Prinzip der Aufrechterhaltung einer zirkularen Polarisation durch Verdrillen einer optischen Faser wurde in Verbindung mit einem faseroptischen Strom-Messer (DE-OS 28 35 794) am Beispiel der Stabilisierung einer linearen Polarisation von S. C. Rashleigh und R. Ulrich ausführlich diskutiert und ist analog auch zur Stabilisierung der zirkularen Polarisation anwendbar.

In der einfachst möglichen Anordnung wird die optische Faser 10, 11 über die gesamte aufgespulte Länge verdrillt. Auch die Magnetspule 21 erstreckt sich dann zweckmäßigerweise über den gesamten Umfang der Faserspule 11, was eine bestmögliche Ausnutzung des magnetischen Flusses der Magnetspule 21 und außerdem eine Abschirmung äußerer Störfelder vermittelt. Die Verdrillung braucht nicht einsinnig über die gesamte Faserlänge zu sein. Vielmehr kann die optische Faser 10, 11 in mehreren Teilabschnitten abwechselnd rechts- und links-tordiert sein. Zweckmäßig ist es dabei, der optischen Faser 10, 11 insgesamt den gleichen Betrag an rechtssinniger wie linkssinniger Torsion aufzuprägen, so daß die Gesamtdrehung gleich Null ist. In diesem Falle ist der Einfluß von Temperaturschwankungen auf die Polarisation am geringsten.

Es ist nicht erforderlich, die optische Faser 10, 11 auf ihrer ganzen Länge dem Magnetfeld der Spule auszusetzen. Vielmehr genügt auch eine Teil-Länge von ca. 100 Metern. Nur diese, von der Spulenwicklung 21 umschlossene Teillänge muß dann doppelbrechungsarm und zur Polarisationsstabilisierung verdrillt sein. Der Rest der verwendeten Faser braucht dann nicht verdrillt zu werden, da der Polarisationscharakter in diesem Teil der Faser keinen Einfluß auf die Funktion der Gesamtanordnung hat. In einem praktischen Ausführungsbeispiel ist eine Teillänge von 100 m der Faser mit einem Torsionsgrad von 100 rad/m verdrillt und in n _opt = 320 Windungen mit einem Durchmesser von 10 cm zu einer Spule aufgewickelt. Um die Windungen dieser Faserspule werden 10 000 Windungen eines 0,25 mm starken Kupferdrahtes als Magnetspule aufgebracht. Bei dieser Dimensionierung der Magnetspule reicht ein Strom von 0,1 A bei 1 W Leistungsaufnahme aus, um eine Faraday-Effekt-induzierte Phasendifferenz 2Φ _F ≈ π zu bewirken. Diese Spule hat eine Masse von ca. 150 g und besitzt eine elektronische Eigen-Zeitkonstante L/R von etwa 0,2 msec. Bei Verwendung größerer Faserlängen in einer solchen Magnetspule werden die Verhältnisse entsprechend günstiger.

Die Drehraten-(Ω)Messung durch Erzeugung einer kompensatorischen, Faraday-Effekt-induzierten Phasendifferenz beinhaltet auch die Möglichkeit einer automatischen Überprüfung der elektronischen Eichung der Meßanordnung. Gemäß der Beziehung 7 hängt das Ausgangssignal U₁ periodisch von der Faraday-Effekt-induzierten Phasendifferenz 2Φ _F ab. Das Signal U₁ ändert sich also nicht, wenn der Erregerstrom I _F plötzlich um einen solchen Wert springt, daß sich die Phasendifferenz 2Φ _F um 2π ändert. Die Regelung regelt dann auf den neuen, erhöhten oder erniedrigten Wert von I _F ein. Durch Einsatz einer geeigneten elektronischen Steuerungseinrichtung 34 lassen sich solche Sprünge in kontrollierter Weise hervorrufen. Die Änderung des Erregerstromes I _F zwischen zwei benachbarten, stabilen Regelzuständen entspricht dann gerade einer solchen Änderung der Drehrate, die ebenfalls eine Phasenänderung von 2π zur Folge hätte. Dadurch läßt sich der Proportionalitätsfaktor zwischen I _F und 2Φ _F bestimmen.

Es wird zur Vermeidung unnötig hoher Faraday-Ströme so verfahren, daß der Erregerstrom I _F sprunghaft um einen solchen Wert geändert wird, der einer Phasendifferenz von nur π entspräche und daß gleichzeitig die Phase der phasenempfindlichen Gleichrichtung um 180° geändert wird, was in der Zeichnung durch die von der Steuerelektronik 34 zum phasenempfindlichen Gleichrichter 24 führende Steuerleitung 36 veranschaulicht ist, und im Ergebnis ebenfalls zu der Einregelung auf den gewünschten neuen Wert des Erregerstroms führt. Durch periodische Erzeugung solcher Stromsprünge, z. B. jede Sekunde einmal, läßt sich eine Drift der Auswertelektronik mit hinreichender Genauigkeit bei der Eichung berücksichtigen. Durch Auslösung solcher Stromsprünge läßt es sich auch erreichen, daß die Anordnung auch bei hohen Drehraten, denen Phasenverschiebungen von hohen Vielfachen von 2π entsprechen, mit kleinem Erregerstrom I _F und daher mit geringem Leistungsverbrauch genau erfaßt werden können. Hierfür wird ein den Steuerstrom erniedrigender 2π-Sprung jeweils dann eingeleitet, wenn der Betrag I _F des Erregerstroms einen bestimmten, der Phasenverschiebung entsprechenden Wert überschreitet. Die aus der Messung von I _F erhaltene Phasenverschiebung ist dann noch um ein solches Vielfaches von 2π zu erhöhen, das der Summe der erfaßten Sprünge, gebildet unter Berücksichtigung ihrer Vorzeichen, gleich ist. Diese Arbeitsweise ist in der Zeichnung durch die vom Erregerstrom-Meßgerät 37 zur Steuerelektronik 34 führende Steuerleiter 38 veranschaulicht. Der Vorteil dieser Art der Drehratenmessung liegt einmal darin, daß die Empfindlichkeit des zur Drehraten-Anzeige ausgenutzten Erregerstrom-Meßgeräts 37 bei allen Drehraten voll ausgenutzt werden kann, und zum anderen darin, daß die optische Faser 10, 11 durch die in der Magnetspule 21 frei werdende Wärme nicht zu sehr aufgeheizt wird. Wie bereits erwähnt, hat der Monomode-Wellenleiter 26 den Zweck, eine gute Nullpunkt-Stabilität der Anordnung 1 zu gewährleisten. Er ist beim dargestellten Ausführungsbeispiel durch eine übliche Monomode-Faser und den Polarisator 33 realisiert, der einen der beiden orthogonalen, in der Faser ausbreitungsfähigen Wellentypen (Moden) unterdrückt. Durch die Verwendung dieses "echten" Monomode-Wellenleiters 26 wird insbesondere Unempfindlichkeit gegen Instabilitäten der Justierung erreicht. Die Art und Einstellung des Polarisators (linear, zirkular oder eliptisch) ist, was seine obengenannte zweckentsprechende Funktion betrifft, im Prinzip unwesentlich. Jedoch muß der von dem Polarisator 33 durchgelassene Polarisationszustand so gewählt werden, daß die gegenläufigen Teillichtströme 8 und 9 bzw. 16 und 14 in der optischen Faser 10, 11 im Bereich der Magnetspule möglichst genau denselben zirkularen Polarisationszustand haben, der nicht allein aus dem vom Polarisator 33 ausgezeichneten Polarisationszustand resultiert, sondern auch durch Polarisationseigenschaften des Hauptstrahlenteilers 6 und der optischen Faser 10, 11 beeinflußt sein kann. Anstatt den Polarisator 33 im Lichtweg zwischen dem Hilfsstrahlenteiler 4 und dem Hauptstrahlenteiler 6, vor oder nach einem als Monomode-Faser ausgebildeten Abschnitt des Lichtweges, anzuordnen, kann der Polarisator auch durch zwei geeignete Polarisatoren ersetzt sein, von denen der eine zwischen der Lichtquelle und dem Hilfsstrahlenleiter 4 und der andere zwischen dem Hilfsstrahlenteiler 4 und dem Detektor 19 angeordnet ist. Das Vorhandensein des Polarisators 33 in Verbindung mit dem Monomode-Wellenleiter 26 schafft nun zwei besondere Bedingungen für einen zuverlässigen Betrieb der Anordnung 1: zum ersten muß das von der Lichtquelle 3 ausgesandte Licht entweder unpolarisiert sein, oder aber einen solchen Polarisationszustand haben, daß ein möglichst großer Teil dieses Lichtes als Lichtstrom 7 von dem Polarisator 33 durchgelassen wird. Des weiteren muß sichergestellt sein, daß der durch die Monomode-Faser des Monomode- Wellenleiters 26 zurückfließende Lichtstrom 17 möglichst vollständig wieder durch den Polarisator 33 hindurchtreten kann. Hierzu müssen die an den Faserenden bzw. Kopplungsstellen 12, 13 austretenden Teillichtströme 14 und 16 bestimmte Polarisationszustände besitzen. Ausgehend von den gleichsinnig-zirkularen Polarisationszuständen beider Teillichtströme in der Magnetspule 21 erhält man aufgrund des Reziprozitätstheorems die Bedingung, daß diese bestimmten Polarisationszustände der austretenden Teillichtströme 14 und 16 genau diejenigen sind, die in der umgekehrten Richtung an den Kopplungsstellen 12 und 13 in die Faserenden eingekoppelt werden müssen, damit die gegenläufigen Teillichtströme in den dem Magnetfeld ausgesetzten Abschnitten der Faserspule die erwähnten gleichsinnig-zirkularen Polarisationszustände haben. Für einen der eingekoppelten Teillichtströme, beispielsweise den an der Kopplungsstelle 13 eingekoppelten Teillichtstrom 9, kann, wie bereits erwähnt, die Einstellung des zirkularen Polarisationszustandes im Bereich der Magnetspule direkt durch den Polarisator 33 vorgenommen werden. Für den anderen Teillichtstrom 8 ist es dann aber im allgemeinen nötig, hierfür ein Polarisationsstellglied in der Nähe der Kopplungsstelle 12 vorzusehen, über die dieser Teillichtstrom 8 in die Faser eingekoppelt wird. Dies ist insbesondere dann erforderlich, wenn die optische Faser 10 nicht auf ihrer gesamten Länge mit einer den Polarisationszustand aufrechterhaltenden Verdrillung versehen ist. Das Polarisationsstellglied kann bei Vorliegen stabiler Bedingungen, insbesondere stabiler Temperaturverhältnisse, jeweils auf einen optimalen Polarisationszustand eingestellt werden. Für den Fall allerdings, daß sich die Temperatur der Faser oder eine andere, den Polarisationszustand des Lichtes in der Faser beeinflussende Größe ändert, ist eine automatische Polarisationsregeleinrichtung wesentlich vorteilhafter.

Eine solche Polarisationsregeleinrichtung enthält einen Strahlenteiler 40, der einen kleinen Bruchteil des zum Hauptstrahlenteiler 6 hin laufenden Teillichtstromes 14 in einen Polarisations- Analysator 41 abzweigt, der seinerseits auf einen Polarisations- Sollzustand eingestellt ist, der durch maximale Transmission des Polarisators 33 für den vom Hauptstrahlenteiler 6 kommenden Ausgangslichtstrom 17 ausgezeichnet ist. Bei Abweichung des Polarisationszustandes des vom Polarisations-Analysator 41 empfangenen Lichtes vom solchermaßen ausgezeichneten Sollzustand werden Regelsignale erzeugt, die über ein Polarisations-Stellglied 42 so auf die optische Faser 10 einwirken, daß sich in dem zum Hauptstrahlenteiler 6 fließenden Teillichtstrom 14 wieder der Soll-Polarisationszustand einstellt. Dadurch wird vermieden, daß der vom Hauptstrahlenteiler 6 ausgehende Ausgangslichtstrom 17 zufällig einmal durch den Polarisator 33 gesperrt werden könnte. Durch die Regeleinrichtung 39 wird - aufgrund des Reziprozitätstheorems - zugleich sichergestellt, daß die Polarisation des Teillichtstromes 14 einen solchen Zustand hat, daß für diesen Lichtstrom in der Faserspule 11 der erforderliche zirkulare Polarisationszustand resultiert.

Anstatt den Teillichtstrom 14, von dem mittels des Strahlenteilers 40 ein Bruchteil zur Polarisationsregelung abgezweigt wird, auf seinen Sollzustand einzuregeln, ist es auch möglich, den zweiten, vom Hauptstrahlenteiler 6 ausgehenden Lichtstrom 18, der reflexionsfrei absorbiert wird, auf minimale Intensität zu regeln.

Der Hauptstrahlenteiler 6 und der Hilfsstrahlenteiler 4 können denselben Aufbau haben, der im übrigen nicht kritisch für die Genauigkeit der Anordnung 1 ist. Ein besonders einfacher Aufbau solcher Strahlenteiler ist von S. K. Sheem und T. G. Giallorenzi (Optics Letters, Januar 1979) angegeben. Die Strahlenteiler können aber auch als halbdurchlässige Spiegel mit Linsensystemen ausgebildet sein, die die Faserenden aufeinander abbilden.

Abschließend sei noch auf einige vorteilhafte Abwandlungen der Anordnung hingewiesen:

Die Phasenmodulation der im Lichtweg 6, 10, 6 umlaufenden Teillichtströme 8 und 9 bzw. 14 und 16 kann auf einfache Weise auch dadurch erzielt werden, daß der Magnetspule 21 zusätzlich zu dem Strom I _F noch ein Wechselstrom mit der Modulationsfrequenz f₀ eingeprägt wird, dessen Amplitude ausreichend für den gewünschten Phasenhub ψ ist.

Unter Verwendung von Streifenleiter-Richtkopplern als Strahlenteiler und eines elektro-optischen Phasenmodulators sowie elektro-optischer Phasen- und Polarisationsstellglieder kann eine der dargestellten Anordnung 1 entsprechende oder äquivalente Anordnung auch in integriert- optischer Technik verwirklicht werden.

Claims (20)

1. Verfahren zur Messung von Drehungen und Drehraten unter Ausnutzung des Sagnac-Effekts in einem eine Fläche umschließenden, im wesentlichen durch eine optische Faser (10) definierten und einer Drehung aussetzbaren Lichtweg, bei dem

• - an beiden Einden (12, 13) der Faser zwei kohärente Teillichtströme (8, 9) mit definiertem Polarisationszustand eingekoppelt werden, die, nachdem sie die optische Faser durchlaufen haben, wieder miteinander vereinigt werden,
• - aus der Intensität eines der vereinigten Lichtströme (17), die sich in Abhängigkeit von der aus einer Drehung der den geschlossenen Lichtweg bestimmenden Faseranordnung resultierenden Phasenverschiebung der miteinander interferierenden Teillichtströme (14, 16) ändert, auf die Drehgeschwindigkeit (Ω) geschlossen wird,
• - die beiden Teillichtströme (8, 16; 9, 14) einer Phasenmodulation ψ sin (2π f₀t) unterworfen werden, worin ψ den Phasenhub und f₀ die Modulationsfrequenz bezeichnen, und das Ausgangssignal des auf die Intensität des Ausgangslichtstroms ansprechenden Detektors (19) mit der Modulationsfrequenz f₀ phasenempfindlich gleichgerichtet wird und bei dem
• - auf mindestens einer Teillänge des Lichtwegs (6; 10) den in entgegengesetzter Richtung laufenden Teillichtströmen dieselbe zirkulare Polarisation aufgeprägt wird,

dadurch gekennzeichnet, daß unter Ausnutzung des durch die phasenempfindliche Gleichrichtung (24) erzeugten Gleichsignals (U₂) als Fehlersignal der Erregerstrom (I _F) einer mindestens einen Abschnitt der Teillänge der Faser (10) koaxial umgebenden Magnetspule (21) derart geregelt wird, daß die Phasendifferenz 2Δ der an den Enden des Lichtwegs (6, 10) austretenden Teillichtströme (14, 16), die sich additiv aus der durch die Drehung des Lichtwegs hervorgerufenen Phasendifferenz 2Φ und der aufgrund des magnetfeldproportionalen Faraday-Effekts in den zirkular-polarisierten Teillichtströmen verursachten Phasendifferenz 2Φ _F zusammensetzt, welche der durch die Drehung verursachten Phasendifferenz 2Φ entgegengesetzt gerichtet ist, durch die Beziehung: 2Δ = 2Φ + 2Φ _F = 2π ngegeben ist, mit ganzzahligem n, wobei n so gewählt ist, daß der Erregerstrom dem Betrag nach möglichst klein ist.

2. Verfahren nach Anspruch 1, gekennzeichnet durch folgende Verfahrensschritte:

• a) Speicherung des Wertes des durch die Magnetspule (21) fließenden Stromes in einem ersten Zustand bei stabiler Regelung,
• b) Einprägung einer Stromänderung in die Magnetspule (21) in einer Zeitspanne, die kleiner ist als die Regelzeitkonstante, wobei der Betrag der Änderung so groß gewählt ist, daß die entsprechende Phasenänderung circa 2π beträgt,
• c) Einregelung des neuen, der um 2π geänderten Phase entsprechenden Stromwerts,
• d) Vergleich dieses Stromwerts mit dem Stromwert beim ersten stabilen Regelzustand zur Ermittlung des für eine Phasenänderung von 2π erforderlichen Stromwerts und damit des Eichfaktors des Faraday- Phasenschiebers,
• e) Wiederholung der Verfahrensschritte a) bis d) zur fortlaufenden Kontrolle des Eichfaktors.

3. Verfahren nach Anspruch 1, gekennzeichnet durch folgende Verfahrensschritte:

• a) Speicherung des Wertes des durch die Magnetspule (21) fließenden Stromes in einem ersten stabilen Zustand der Regelung,
• b) Einprägung einer Stromänderung in der Magnetspule (21) in einer Zeitspanne, die kleiner ist als die Regelzeitkonstante, wobei der Betrag der Änderung so groß gewählt ist, daß die damit verknüpfte Phasenänderung circa π beträgt, und Änderung der Phase des für die phasenempfindliche Gleichrichtung benutzten Referenzsignals um π,
• c) Einregelung des neuen, der um 2π geänderten Phase entsprechenden Stromwerts,
• d) Vergleich dieses Stromwerts mit dem Stromwert beim ersten stabilen Regelzustand zur Ermittlung des für eine Phasenänderung von 2π erforderlichen Stromwerts,
• e) Wiederholung der Verfahrensschritte a) bis d) zur fortlaufenden Kontrolle des Eichfaktors.

4. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß die Phasenmodulation durch Modulation des durch die Magnetspule (21) fließenden Erregerstroms vorgenommen wird.

5. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß die Phasenmodulation in der Nähe des einen Endes der optischen Faser (10) vorgenommen wird, indem ein Teilstück (29) der optischen Faser (10) mechanischen Schwingungen unterworfen wird, die periodische Änderungen der für die beiden Teillichtströme wirksamen optischen Weglängen induzieren.

6. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß die Frequenz f₀ der Phasenmodulation zwischen 1/(4T) und 1/(2T) gewählt wird, wobei T die Laufzeit des Lichts in dem durch die Faser definierten Lichtweg (6, 10) ist.

7. Verfahren nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Modulationsfrequenz f₀ = 1/(2T) beträgt.

8. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß der Phasenschub zwischen 1 rad und 3 rad liegt.

9. Anordnung zur Messung von Drehungen und Drehraten unter Ausnutzung des Sagnac-Effekts, mit einem von einem Strahlenteiler (6), der einen Eingangslichtstrom (7) in zwei kohärente Teillichtströme (8, 16; 9, 14) aufteilt, ausgehenden und zu diesem zurückführenden, eine Fläche umschließenden, im wesentlichen durch eine optische Faser (10, 11) bestimmten Lichtweg, an deren Enden je einer der beiden Teillichtströme einkoppelbar ist, die den Lichtweg in entgegengesetzten Richtungen durchlaufen und mittels des als Strahlvereiniger ausgenutzten Strahlenteilers (6) zu einem Ausgangslichtstrom (17) vereinigt werden, dessen Intensität mittels eines photoelektrischen Detektors (19) erfaßbar ist, sowie mit einer Einrichtung (28) zur Phasenmodulation der Teillichtströme, gekennzeichnet durch

• - eine Einrichtung (22, 24) zur phasenempfindlichen Gleichrichtung des Detektorausgangssignals, deren dem Phasenunterschied der Teillichtströme nach Betrag und Vorzeichen proportionales Ausgangs-Gleichsignal (U₂) das Fehlersignal (I _F) für eine Regeleinrichtung ist, die den Phasenunterschied der Teillichtströme mit hoher Regelverstärkung auf Werte n 2 π regelt, mit ganzzahligem n, das so gewählt wird, daß das Fehlersignal dem Betrage nach möglichst klein wird, und durch
• - einen Monomode-Wellenleiter (26), der zwischen dem den Eingangslichtstrom (7) in die beiden Teillichtströme (8, 9) aufteilenden und die aus den Faserenden austretenden Teillichtströme (14, 16) zum Ausgangslichtstrom (17) vereinigenden Strahlenteiler (6) und einem Polarisator (33), durch den sowohl der Eingangslichtstrom (7) als auch der für den Nachweis ausgenutzte Ausgangslichtstrom (17) hindurchtreten, angeordnet ist, über welchen Monomode- Wellenleiter (26) einerseits der Eingangslichtstrom (7) zum Strahlenteiler (6) und andererseits der Ausgangslichtstrom (17) zum Polarisator (33) geleitet ist.

10. Anordnung nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, daß der Monomode-Wellenleiter (26) eine Monomode-Faser umfaßt und daß der Polarisator (33) nur einen der beiden zueinander orthogonalen Polarisationszustände, die sich in der Monomode-Faser ausbreiten können, passieren läßt.

11. Anordnung nach Anspruch 9 oder Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, daß als Phasenstellglied der Regeleinrichtung eine den weitaus größten Teil der Faserlänge koaxial umgebende Magnetspule (21) vorgesehen ist, deren Erregerstrom durch das Ausgangssignal des phasenempfindlichen Gleichrichters (24) gesteuert ist.

12. Anordnung nach Anspruch 9 oder Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, daß das Phasenstellglied als eine nur eine kleine Teillänge der optischen Faser (10, 11) koaxial umgebende Magnetspule (21) ausgebildet ist, deren Erregerstrom durch das Ausgangssignal der phasenempfindlichen Gleichrichter- Einrichtung (24) gesteuert ist.

13. Anordnung nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, daß eine Polarisationsregeleinrichtung (39) vorgesehen ist, die den Polarisationszustand des einen zum Hauptstrahlenteiler (6) zurücklaufenden Teillichtstroms (14) auf den durch den Polarisator (33) ausgezeichneten Polarisationszustand regelt.

14. Anordnung nach Anspruch 12 oder Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß die dem Magnetfeld aussetzbare Teillänge der optischen Faser (10) ihrerseits in Windungen verlegt ist, die auf dem größten Teil ihrer Länge von den Windungen der Magnetspule (21) koaxial umschlossen sind.

15. Anordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche 11 bis 14, dadurch gekennzeichnet, daß die optische Faser (10) mindestens auf einem Teil ihrer Länge mit einem für die Aufrechterhaltung des zirkularen Polarisationszustands der durch die Faser geleiteten Teillichtströme hinreichenden Torsionsgrad verdrillt ist.

16. Anordnung nach einem der vorhergehenden Ansprüche 9 bis 15, dadurch gekennzeichnet, daß die Phasenmodulationseinrichtung (28) an einem kurzen Endstück (29) der optischen Faser (10) angreift.

17. Anordnung nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, daß die Phasenmodulationseinrichtung (28) einen durch ein elektrisches oder ein magnetisches Wechselfeld zu mechanischen Schwingungen anregbaren piezoelektrischen oder magnetostriktiven Körper aufweist, an dem das kurze Endstück (29) der optischen Faser (10) befestigt und dadurch seinerseits periodischen Änderungen seiner Form unterworfen ist.

18. Anordnung nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, daß das für die Phasenmodulation ausgenutzte Teilstück der Faser (10) auf einen zylindrischen Körper aufgewickelt ist, der zu radialen Schwingungen mit der Modulationsfrequenz anregbar ist.

19. Anordnung nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, daß bei integriert-optischem Aufbau der Anordung (1) als Modulationseinrichtung ein elektrooptischer Phasenmodulator vorgesehen ist.