DE60128658T2

DE60128658T2 - Gefaltete sagnac-sensorgruppe

Info

Publication number: DE60128658T2
Application number: DE60128658T
Authority: DE
Inventors: Benjamin A. San Mateo VAKOC
Original assignee: Leland Stanford Junior University
Current assignee: Leland Stanford Junior University
Priority date: 2000-03-06
Filing date: 2001-03-02
Publication date: 2008-04-03
Anticipated expiration: 2021-03-03
Also published as: AU2001252893B2; CA2401983A1; JP2011232347A; NO20024211D0; KR20020089382A; US20020097636A1; NO20024211L; JP4944268B2; EP1260116A1; AU5289301A; US6529444B2; CA2401983C; JP4809564B2; JP2003526098A; NO334239B1; US6278657B1; EP1260116A4; DE60128658D1; EP1260116B1; WO2001067806A1

Description

Hintergrund der Erfindung
Gebiet der Erfindung
Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf das Gebiet von akustischen Lichtleitfaser-Sensoranordnungen, bei denen Licht in den Anordnungen zur Ausbreitung gebracht wird und die Wirkungen von akustischen Signalen auf das von den Anordnungen zurückkehrende Licht analysiert werden, um die Charakteristiken der akustischen Signale zu bestimmen.
Beschreibung des verwandten Standes der Technik
Auf Lichtleitfasern beruhende oder faseroptische akustische Sensoren sind vielversprechende Alternativen zu konventionellen elektronischen Sensoren. Ihre Vorteile schließen eine hohe Empfindlichkeit, einen großen dynamischen Bereich, ein geringes Gewicht und eine kompakte Größe ein. Die Fähigkeit, sehr einfach eine große Anzahl von faseroptischen Sensoren auf gemeinsame Busleitungen zu multiplexieren, macht faseroptische Sensoren weiterhin attraktiv für Anordnungen in großem Maßstab. Die in letzterer Zeit erfolgreiche Einfügung mehrfacher eine kleine Verstärkung aufweisenden Erbium-dotierten Lichtleitfaser-Verstärkern (EDFAs) in faseroptische Sensoranordnungen zur Vergrößerung der Anzahl von Sensoren, die durch ein einziges Lichtleitfaser-Paar unterstützt werden können, hat faseroptische Sensoranordnungen in großem Maßstab noch wettbewerbsfähiger gemacht.
Zur akustischen Detektion war der faseroptische Sensor der Wahl der Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensor. In einem interferometrischen Sensor wird die Phasenmodulation durch eine Kosinus-Potenzfunktion in eine Intensitätsmodulation umgesetzt. Aufgrund dieser nichtlinearen Übertragungsfunktion erzeugt die sinusförmige Phasenmodulation Harmonische oder Oberwellen höherer Ordnung.
Ein auf Quadratur vorgespanntes Interferometer (Interferenz-Strahlen mit einer Phasenverschiebung von π/2) hat das Ansprechen auf die Harmonische erster Ordnung (Grundwelle) zu einem Maximum und das Ansprechen auf die Harmonische zweiter Ordnung zu einem Minimum gemacht. Aus diesem Grund ist die Quadratur der bevorzugte Vorspannungs-Punkt. Wenn der Vorspannungs-Punkt von der Quadratur wegdriftet (beispielsweise aufgrund von externen Temperaturänderungen) sinkt das Ansprechverhalten bei der Harmonischen erster Ordnung, und das Ansprechverhalten bei der Harmonischen zweiter Ordnung steigt an. Wenn das Interferometer auf Null oder π phasenverschoben vorgespannt ist, verschwindet die Harmonische erster Ordnung vollständig. Dieses verringerte Ansprechverhalten bei der Harmonischen erster Ordnung (das sich aus Vorspannungs-Punkten ergibt, die von der Quadratur entfernt sind) wird als ein Signalschwund bezeichnet.
Weil Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensoren einen unstabilen Vorspannungs- oder Arbeits-Punkt haben, sind sie besonders gegenüber dem gerade erwähnten Signalschwund-Problem empfindlich. Um den Signalschwund zu überwinden, ist eine Demodulation des zurückgelieferten Signals erforderlich. Die typische Demodulationstechnik ist das phasengenerierte Träger-(PGC-)Schema, was einen Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensor mit Pfadfehlanpassung erfordert. (Siehe beispielsweise Anthony Dandridge et al., Multiplexing of Interferometrc Sensors Using Phase Carrier Techniques, Journal of Lightwave Technology, Band LT-5, Nr. 7, Juli 1987, Seiten 947–952). Diese Pfad-Unsymmetrie ruft weiterhin eine Umwandlung des Laser-Phasenrauschens auf ein Intensitäts-Rauschen hervor, was das Betriebsverhalten von Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnungen bei niedrigen Frequenzen beschränkt und scharfe Anforderungen an die Linienbreite der Quelle stellt. Diese Notwendigkeit einer schmalen Linienbreite hat die Entwicklung von verstärkten Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnungen bei 1,55 μm verlangsamt.
Das Sagnac-Interferometer hat weite Verbreitung bei faseroptischen Kreiselgeräten gefunden. (Siehe beispielsweise B. Culshaw et al., Fibre optic gyroscopes, Journal of Physics E (Scientific Instruments), Band 16, Nr. 1, 1983, Seiten 5–15).
Es wurde vorgeschlagen, dass das Sagnac-Interferometer zur Feststellung akustischer Wellen verwendet werden könnte. (Siehe beispielsweise E. Udd, Fiber-optic acoustic sensor based an the Sagnac interferometer, Proceedings of the SPIE – The international Society for Optical Engineering, Band 425, 1983, Seiten 90–91; Kjell Kråkenes et al., Sagnac interferometer for underwater sound detection; noise properties, OPTICS LETTERS, Band 14, Nr. 20, 15. Oktober 1989, Seiten 1152–1145; und Sverre Knudsen et al., An Ultrasonic Fiber-Optic Hydrophone incorporating a Push-Pull Transducer in a Sagnac interferometer, JOURNAL OF LIGHTWAVE TECHNOLOGY, Band 12, Nr. 9, September 1994, Seiten 1696–1700). Aufgrund seiner Gleichpfad-Konstruktion ist das Sagnac-Interferometer reziprok und hat daher einen stabilen Vorspannungs- oder Arbeitspunkt, wodurch ein Signalschwund beseitigt und die Umwandlung des Quellen-Phasenrauschens in ein Intensitäts-Rauschen verhindert wird. Daher ist das Sagnac-Interferometer gegenüber dem Phasenrauschen immun, das die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoren bei niedrigen Frequenzen beschränkt.
Die internationale Anmeldung WO99/52323 beschreibt eine gefaltete akustische faseroptische Sagnac-Sensoranordnung 700, die in einer Weise ähnlich einem Sagnac-Interferometer arbeitet, jedoch einen gemeinsamen Verzögerungspfad verwendet, um die verteilte Einstreuung in Herabführungs-Lichtleitfasern zu verringern, die zur Feststellung von akustischen Schwingungen in Wasser verwendet werden können. Dadurch, dass die gefaltete Sagnac-Sensoranordnung auf Betriebsprinzipien ähnlich denen des Sagnac-Interferometers beruht, statt auf einen Mach-Zehnder-Interferometer, hat die Sensoranordnung einen stabilen Arbeitspunkt, sie hat ein verringertes Phasenrauschen und ermöglicht die Verwendung einer breitbandigen Signalquelle, statt einen aufwändigeren Laser mit schmaler Linienbreite zu erfordern.
Zusammenfassung der Erfindung
Gemäß einem Gesichtspunkt der vorliegenden Erfindung wird ein akustischer Sensor geschaffen, wie er im Anspruch 1 angegeben ist. Gemäß einem zweiten Gesichtspunkt der vorliegenden Erfindung wird ein Verfahren zur Detektion akustischer Signale geschaffen, wie es im Anspruch 13 angegeben ist.
Eine Ausführungsform der vorliegenden Erfindung ist ein akustischer Sensor, der eine Quelle für Lichtimpulse, einen ersten Koppler, einen polarisationsabhängigen zweiten Koppler, einen optischen Verzögerungspfad und zumindest einen Detektor umfasst. Der erste Koppler koppelt die Lichtimpulse an einen ersten optischen Pfad mit einer ersten optischen Länge und an eine Anordnung von Sensoren. Die Anordnung von Sensoren umfasst zumindest einen ersten Sensor. Der erste Sensor befindet sich in einem zweiten optischen Pfad, der eine zweite optische Länge aufweist, die von der ersten optischen Länge verschieden ist. Der polarisationsabhängige zweite Koppler koppelt Lichtimpulse, die von dem ersten optischen Pfad mit einer ersten Polarisation empfangen werden, an den optischen Verzögerungspfad, und koppelt Lichtimpulse, die von der Anordnung mit einer zweiten Polarisation empfangen werden, an den optischen Verzögerungspfad. Die an den optischen Verzögerungspfad mit der ersten Polarisation angekoppelten Lichtimpulse kehren von dem optischen Verzögerungspfad zu dem zweiten Koppler mit der zweiten Polarisation zurück. Die Lichtimpulse, die mit dem optischen Verzögerungspfad mit der zweiten Polarisation gekoppelt werden, kehren von dem optischen Verzögerungspfad an den zweiten Koppler mit der ersten Polarisation zurück. Der zweite Koppler koppelt die Lichtimpulse, die zu dem zweiten Koppler von dem optischen Verzögerungspfad mit der ersten Polarisation zurückkehren an den ersten optischen Pfad, um sich auf diesem zu dem ersten Koppler auszubreiten. Der zweite Koppler koppelt Lichtimpulse, die zu dem zweiten Koppler von dem optischen Verzögerungspfad mit der zweiten Polarisation zurückkehren, an die Anordnung, damit sie sich in dieser zu dem ersten Koppler ausbreiten. Der erste Koppler kombiniert die Lichtimpulse von dem ersten optischen Pfad und die Lichtimpulse von der Anordnung, um zu bewirken, dass Lichtimpulse, die sich über gleiche Strecken durch den ersten optischen Pfad und die Anordnung ausbreiten, eine Interferenz bilden und ein detektierbares Ausgangssignal erzeugen. Das detektierbare Ausgangssignal ändert sich in Abhängigkeit von der akustischen Energie, die auf den ersten Sensor auftrifft. Der Detektor detektiert die detektierbaren Ausgangssignale, um ein Detektor-Ausgangssignal in Abhängigkeit von Änderungen des detektierten Ausgangssignals von dem ersten Koppler zu erzeugen. Vorzugsweise schließt die Anordnung einen zweiten Sensor ein. Der zweite Sensor befindet sich auf einem dritten optischen Pfad, der eine dritte optische Länge aufweist, die von der ersten optischen Länge und der zweiten optischen Länge verschieden ist. Weiterhin umfasst der polarisationsabhängige zweite Koppler vorzugsweise einen Polarisations-Strahlteiler. In bevorzugten Ausführungsformen umfasst der optische Verzögerungspfad eine Längenabschnitt eines Lichtwellenleiters und einen die Polarisation drehenden Reflektor. Der Reflektor bewirkt, dass auf den Reflektor in einer ersten Polarisation auftreffendes Licht als Licht mit der zweiten Polarisation reflektiert wird, und er bewirkt, dass Licht, das auf den Reflektor mit der zweiten Polarisation auftrifft, als Licht mit der ersten Polarisation reflektiert wird. Der Reflektor umfasst in vorteilhafter Weise einen Faraday-Rotator-Spiegel. Der erste optische Pfad schließt einen nicht reziproken Phasenschieber ein, der bewirkt, dass Licht, das sich durch den ersten optischen Pfad in einer ersten Richtung ausbreitet, und Licht, das sich durch den ersten optischen Pfad in einer zweiten Richtung ausbreitet, eine relative Phasenverschiebung derart erfährt, dass das in dem ersten Koppler kombinierte Licht eine Phasenvorspannung hat. Vorzugsweise ist bei derartigen Ausführungsformen ein dritter optischer Pfad parallel zu dem ersten optischen Pfad angeordnet. Einer der ersten und dritten optischen Pfade schließt eine optische Verzögerung ein, um zu bewirken, dass der erste optische Pfad eine optische Pfadlänge aufweist, die von einer optischen Pfadlänge des dritten optischen Pfades verschieden ist, so dass Licht, das sich durch den ersten optischen Pfad ausbreitet, eine Ausbreitungszeit aufweist, die von der Ausbreitungszeit von Licht verschieden ist, das sich durch den zweiten optischen Pfad ausbreitet, um auf diese Weise die Lichtimpulse zeitlich zu multiplexieren. Vorzugsweise umfasst der nicht reziproke Phasenschieber einen ersten Faraday-Rotator, eine Viertelwellen-Platte und einen zweiten Faraday-Rotator. Der erste Faraday-Rotator, die Viertelwellen-Platte und der zweite Faraday-Rotator sind in einer derartigen Weise angeordnet, dass sich in der ersten Richtung ausbreitendes Licht durch den ersten Faraday-Rotator, dann durch die Viertelwellen-Platte und dann durch den zweiten Faraday-Rotator hindurchläuft, und derart, dass sich in der zweiten Richtung ausbreitendes Licht durch den zweiten Faraday-Rotator, dann durch die Viertelwellen-Platte und dann durch den ersten Faraday-Rotator hindurchläuft. Alternativ umfasst der nichtreziproke Phasenschieber eine erste Viertelwellen-Platte, einen Faraday-Rotator und eine zweite Viertelwellen-Platte. Die erste Viertelwellen-Platte, der Faraday-Rotator und die zweite Viertelwellen-Platte sind derart angeordnet, dass sich in der ersten Richtung ausbreitendes Licht durch die ersten Viertelwellen-Platte, dann durch den Faraday-Rotator und dann durch die zweite Viertelwellen-Platte hindurchläuft, und derart, dass sich in der zweiten Richtung ausbreitendes Licht durch die zweite Viertelwellen-Platte, dann durch den Faraday-Rotator und dann durch die erste Viertelwellen-Platte hindurchläuft.
Eine weitere Ausführungsform der vorliegenden Erfindung ist ein Verfahren zur Detektion akustischer Signale. Das Verfahren umfasst die Erzeugung eines Eingangs-Lichtsignals und das Koppeln des Eingangs-Lichtsignals auf zumindest erste und zweite Ausbreitungspfade zur Ausbreitung in jeweiligen ersten Richtungen in diesen. Die ersten und zweiten Ausbreitungspfade haben jeweilige erste und zweite optische Längen. Die ersten und zweiten Ausbreitungspfade geben jeweilige erste und zweite Ausgangs-Lichtteile ab. Die ersten und zweiten Ausgangs-Lichtteile werden von den ersten und zweiten Ausbreitungspfaden bei unterschiedlichen Zeiten entsprechend der Unterschiede der ersten und zweiten optischen Pfadlängen abgegeben. Der zweite Ausgangs-Lichtteil wird durch ein akustisches Signal moduliert, das auf den zweiten Ausbreitungspfad auftrifft. Der erste Lichtteil wird auf einen Verzögerungspfad mit einer ersten Polarisation gekoppelt, und der zweite Lichtteil wird auf den Verzögerungspfad mit einer zweiten Polarisation gekoppelt. Der Verzögerungspfad liefert als Ausgang einen ersten verzögerten Lichtteil, der dem ersten Ausgangs-Lichtteil entspricht. Der erste verzögerte Lichtteil hat die zweite Polarisation. Der Verzögerungspfad gibt als Ausgang einen zweiten verzögerten Lichtteil ab, der dem zweiten Ausgangs-Lichtteil entspricht. Der zweite verzögerte Lichtteil hat die erste Polarisation. Die ersten und zweiten verzögerten Lichtteile werden auf die ersten und zweiten Ausbreitungspfade gekoppelt, um sich in diesen in jeweiligen zweiten Richtungen entgegengesetzt zu den ersten Richtungen auszubreiten. Der erste Ausbreitungspfad ergibt als Ausgang einen ersten Satz von Rücklauf-Lichtteilen. Der erste Satz von Rücklauf-Lichtteilen umfasst einen jeweiligen Rücklauf-Lichtteil für jeden der ersten und zweiten verzögerten Lichtteile. Der zweite Ausbreitungspfad liefert als Ausgang einen zweiten Satz von Rücklauf-Lichtteilen. Der zweite Satz von Rücklauf-Lichtteilen umfasst einen jeweiligen Rücklauf-Lichtteil für jeden der ersten und zweiten verzögerten Lichtteile. Die ersten und zweiten Sätze von Rücklauf-Lichtteilen werden an zumindest einen Detektor gekoppelt. Die Rücklauf-Lichtteile in den ersten und zweiten Sätzen von Rücklauf-Lichtteilen ergeben sich aus Ausgangs-Lichtteilen und verzögerten Lichtteilen, die identische optische Pfadlängen durchlaufen und eine Interferenz ergeben, um detektierbare Ausgangssignale zu erzeugen. Das Verfahren detektiert selektiv die detektierbaren Ausgangssignale, um irgendwelche Ausgangssignale zu detektieren, die sich aus der Interferenz von Lichtteilen ergeben, die sich in dem ersten Ausbreitungspfad in entweder der ersten Richtung oder der zweiten Richtung ausgebreitet haben. Die detektierbaren Ausgangssignale ändern sich in Abhängigkeit von dem akustischen Signal, das auf dem zweiten Ausbreitungspfad auftrifft.
Licht, das sich durch einen nichtreziproken Phasenschieber, der in dem ersten Ausbreitungspfad enthalten ist, in der ersten Richtung ausbreitet, und Licht, das sich durch den nichtreziproken Phasenschieber in der zweiten Richtung ausbreitet, erfährt eine relative Phasenverschiebung. Vorzugsweise umfasst der Verzögerungspfad einen Längenabschnitt einer Lichtleitfaser und einen die Polarisation drehenden Reflektor. Die Länge der Lichtleitfaser ist so ausgewählt, dass sie eine optische Verzögerungszeit ergibt. Das Licht breitet sich durch die Lichtleitfaser von dem zweiten Koppler zu dem Reflektor hin aus. Der Reflektor reflektiert Licht in die Lichtleitfaser, um sich durch die Lichtleitfaser zu dem zweiten Koppler auszubreiten. Der Reflektor dreht weiterhin das in der ersten Polarisation einfallende Licht auf die zweite Polarisation, und er dreht Licht, das in der zweiten Polarisation einfällt, auf die erste Polarisation. Vorzugsweise umfasst der Reflektor einen Faraday-Rotator-Spiegel. Weiterhin umfasst vorzugsweise der polarisationsabhängige zweite Koppler einen Polarisations-Strahlteiler, der so angeordnet ist, dass der Verzögerungspfad das Licht von einem Anschluss des Polarisations-Strahlteilers empfängt und Licht an dem Anschluss des Polarisation-Strahlteilers zurückliefert.
Kurze Beschreibung der Zeichnungen
Die vorliegende Erfindung wird nachfolgend anhand der beigefügten Zeichnungen beschrieben, in denen:
1 ein Beispiel eines Sagnac-Interferometers mit einer einzigen Messschleife zeigt;
2 eine Sagnac-Sensoranordnung gemäß der vorliegenden Erfindung zeigt, wobei jede Sprosse einer Sensoranordnung ein zusätzliches Sagnac-Interferometer bildet;
3 eine Sagnac-Sensoranordnung zeigt, die Erbium-dotierte Lichtleitfaser-Verstärker einschließt, um Signalleistung zu regenerieren, die durch Kopplungs- und Streuverluste verlorengeht;
4 eine grafische Darstellung des Frequenzganges eines Sagnac-Interferometers gemäß der vorliegenden Erfindung verglichen mit drei dominierenden Meeresboden-Störungen zeigt;
5 grafische Darstellungen des maximalen und minimalen akustischen Signals zeigt, das durch ein Mach-Zehnder-Interferometer detektierbar ist, und das durch ein Sagnac-Interferometer gemäß der vorliegenden Erfindung detektierbar ist, wobei ein relativ konstanter dynamischer Bereich eines Sagnac-Interferometers über einen weiten Bereich von Frequenzen gezeigt ist;
6 grafische Darstellungen des minimalen detektierbaren akustischen Signals gegenüber der Frequenz für drei Sagnac-Interferometer-Konfigurationen zeigt, die unterschiedliche Längen der Lichtleitfaser in dem Hydrophon und der Verzögerungsschleife haben;
7 ein Sagnac-Interferometer gemäß der vorliegenden Erfindung zeigt, das eine zusätzliche Verzögerungsschleife zur Vergrößerung des dynamischen Bereiches des Interferometers einschließt;
8 eine grafische Darstellung des dynamischen Bereiches zeigt, das von dem Interferometer nach 7 geliefert wird;
9A die Anordnung der Verzögerungsschleife des Interferometers in dem trockenen Ende eines Sensoranordnungs-Systems zeigt;
9B die Anordnung der Verzögerungsschleife des Interferometers in dem nassen Ende des Sensoranordnungs-Systems zeigt;
10 das Sagnac-Interferometer nach 9 mit Anmerkungen zeigt, die die Längen zeigen, die bei den Berechnungen der Wirkungen der Phasenmodulation verwendet werden;
11 eine Technik zum Aufwickeln der Verzögerungsschleife zur Verringerung der Effekte der akustischen Welle auf die Verzögerungsschleife zeigt;
12 ein Sagnac-Interferometer gemäß der vorliegenden Erfindung zeigt, das leere Sprossen einschließt, die verteilte aufgefangene Störungen detektieren, die von den von den Sensoren erzeugten Signalen subtrahiert werden können;
13 ein Sagnac-Interferometer gemäß der vorliegenden Erfindung zeigt, das einen Depolarisator zur Verringerung der Effekte eines durch Polarisation induzierten Schwundes einschließt;
14 ein Sagnac-Interferometer zeigt, das eine Frequenz-Multiplexierung verwendet;
15 eine grafische Darstellung zeigt, die die Erzeugung der Überlagerungssignale zwischen dem verzögerten Modulationssignal und den rücklaufenden Sensorsignalen in dem Interferometer nach 14 zeigt;
16 ein Sagnac-Interferometer zeigt, das eine Codemultiplexierung verwendet;
17 die Architektur einer gefalteten akustischen Sagnac-Lichtleitfaser-Sensoranordnung zeigt;
18 eine grafische Darstellung der Anzahl von zurückgelieferten Impulsen pro Zeitintervall zeigt, wobei die zeitliche Trennung der Signalimpulse und der Störimpulse gezeigt ist;
19 eine gefaltete akustische Sagnac-Lichtleitfaser-Sensoranordnung mit einer zweiten Verzögerungsschleife zur Schaffung eines erweiterten dynamischen Bereiches zeigt;
20 eine gefaltete akustische Sagnac-Lichtleitfaser-Sensoranordnung mit einem Phasenmodulator und einer Nullabgleich-Schaltung anstelle des Reflektors nach 17 zeigt;
21 eine weitere alternative Ausführungsform der 19 zeigt, bei der die zwei Verzögerungsschleifen mit unterschiedlichen Ports des Kopplers verbunden sind;
22 eine alternative Ausführungsform eines akustischen Lichtleitfaser-Sensoranordnungs-Systems unter Verwendung eines Faraday-Rotator-Spiegels zeigt;
23A, 23B und 23C weitere alternative Ausführungsformen einer akustischen Lichtleitfaser-Sensoranordnung zeigen, die eine nichtpolarisierte Lichtquelle in Kombination mit einem Depolarisator, einem Polarisations-Strahlteiler und einem Faraday-Rotator-Spiegel verwenden;
24 eine alternative Ausführungsform einer gefalteten akustischen Lichtleitfaser-Sensoranordnung zeigt, die eine nichtpolarisierte Lichtquelle in Kombination mit einem optischen Zirkulator, einem 2 × 2-Koppler und einem nichtreziproken Phasenschieber verwendet;
25 eine alternative Ausführungsform einer gefalteten akustischen Lichtleitfaser-Sensoranordnung ähnlich der 24 zeigt, bei der sich der Depolarisator in der zweiten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser befindet;
26 eine erste bevorzugte Ausführungsform des nichtreziproken π/2-Phasenschiebers nach den 24 und 25 zeigt, die die Wirkung der Polarisation des Lichtes zeigt, das sich in einer ersten Richtung durch den Phasenschieber ausbreitet;
27 die Wirkung auf die Polarisation des Lichtes zeigt, das sich in einer zweiten (entgegengesetzten) Richtung durch den Phasenschieber nach 26 ausbreitet;
28 eine alternative Ausführungsform des nichtreziproken π/2-Phasenschiebers in den 24 und 25 zeigt, wobei die Wirkung auf die Polarisation des Lichtes gezeigt ist, das sich in einer ersten Richtung durch den Phasenschieber hindurch ausbreitet;
29 die Wirkung auf die Polarisation des Lichtes zeigt, das sich in einer zweiten (entgegengesetzten) Richtung durch den Phasenschieber nach 28 ausbreitet;
30 eine weitere alternative Ausführungsform einer gefalteten akustischen Lichtleitfaser-Sensoranordnung zeigt, die eine Polarisations-basierte Vorspannung für mehrfache Detektoren verwendet, wobei jeder Detektor einen Vorspannungs-Punkt hat, der unabhängig von den Vorspannungs-Punkten der anderen Detektoren einstellbar ist;
31 eine alternative Ausführungsform einer gefalteten akustischen Lichtleitfaser-Sensoranordnung ähnlich der 30 zeigt, bei sich der Depolarisator in einer zweiten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser befindet;
32 eine alternative Ausführungsform einer gefalteten akustischen Lichtleitfaser-Sensoranordnung ähnlich der 30 zeigt, bei der ein optischer Zirkulator den 2 × 2-Koppler ersetzt;
33 eine alternative Ausführungsform einer gefalteten akustischen Lichtleitfaser-Sensoranordnung ähnlich der 32 zeigt, bei der sich der Polarisator in der zweiten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser befindet;
34 eine weitere alternative Ausführungsform einer gefalteten Sagnac-Sensoranordnung zeigt, die ein kombiniertes Eingangs-/Ausgangs-Teilsystem einschließt;
35 eine alternative Ausführungsform einer gefalteten akustischen Lichtleitfaser-Sensoranordnung ähnlich der 34 zeigt, bei der sich der Depolarisator in der zweiten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser befindet; und
36 eine weitere alternative Ausführungsform einer gefalteten akustischen Lichtleitfaser-Sensoranordnung ähnlich den 34 und 35 zeigt, bei der die Detektoren mit dem Eingangs-/Ausgangs-Teilsystem über Lichtleitfasern gekoppelt sind, um die Anordnung der Detektoren an einer entfernten Stelle zu ermöglichen.
Ausführliche Beschreibung der bevorzugten Ausführungsformen
Die vorliegende Erfindung wird nachfolgend in Verbindung mit einer Anordnung von akustischen Sensoren (beispielsweise Hydrophonen) in einer Sagnac-Schleife beschrieben. Bevor die bevorzugten Ausführungsformen beschrieben werden, wird eine kurze Übersicht über die Betriebsweise eines akustischen Einzelschleifen-Sagnac-Sensors gegeben.
Akustischer Einzelschleifen-Sagnac-Sensor
Ein einfacher Sagnac-basierter akustischer Sensor ist in 1 gezeigt. Die Sagnac-Schleife ist in zwei Abschnitte unterteilt, eine Verzögerungsschleife 102 und ein Hydrophon 104. Die Verzögerungsschleife 102 ist einfach eine große Länge einer Lichtleitfaser, typischerweise größer als ein Kilometer. Das Hydrophon 104 ist ein Teil der Lichtleitfaser, in der eine akustische Welle in eine Phasenmodulation eines sich durch die Lichtleitfaser ausbreitenden optischen Signals umgesetzt wird. Eine hohe Empfindlichkeit gegenüber Schallwellen wird typischerweise dadurch erreicht, dass optimierte Beschichtungen für den Abschnitt der Lichtleitfaser in dem Hydrophon 104 ausgewählt werden, und die Lichtleitfaser um einen Wickelkern mit geeigneter Zusammensetzung gewickelt wird (siehe beispielsweise J. A. Bucaro et al., Optical fibre sensor coatings, Optical Fiber Sensors, Proceedings of the NATO Advanced Study Institute, 1986, Seiten 321–338). Der Längenabschnitt der Lichtleitfaser, der um das Hydrophon 104 gewickelt ist, weist typischerweise eine Länge von 10 Metern bis 100 Metern auf. Licht von einer Quelle 110, wie z.B. einer Superfluoreszenz-Lichtleitfaser-Quelle (SFS) wird durch einen 3 × 3-Koppler 112 in Uhrzeigersinn-(CW-) und Gegenuhrzeigersinn-(CCW-) Strahlen aufgeteilt. Die Betriebsweise des 3 × 3-Kopplers 112 ist gut bekannt und beispielsweise in der Veröffentlichung von Sang K. Sheem, Fiber-optic gyroscope with [3 × 3] directional coupler, Applied Physics Letters, Band 37, Nr. 10, 15. November 1980, Seiten 869–871 beschrieben.
Obwohl hier die Verwendung eines 3 × 3-Kopplers 112 beschrieben wird, können auch andere Koppler (beispielsweise ein 2 × 2-Koppler, ein 4 × 4-Koppler usw.) bei alternativen Ausführungsformen der vorliegenden Erfindung verwendet werden. Beispielsweise werden zur Verwendung eines 2 × 2-Kopplers beide Ports auf einer Seite dazu verwendet, das Sagnac-Interferometer zu schaffen. Ein Port auf der anderen Seite ist ein Detektions-Port. Der verbleibende Port wird zur Abstrahlung von Licht in die Anordnung verwendet und kann auch als ein Detektions-Port verwendet werden, wenn ein Koppler oder Zirkulator verwendet wird (in einer gleichen Weise, wie dies bei Lichtleitfaser-Kreiselgeräten erfolgt). Allgemein kann irgendein n × m-Koppler dadurch verwendet werden, dass zwei Ports auf einer Seite des Kopplers zur Schaffung des Sagnac-Interferometers verwendet werden, und die Ports auf der anderen Seite des Kopplers als Detektions-Ports, Abstrahl-Ports oder für beides verwendet werden.
Nach der Aufteilung bewegt sich der CW-Strahl als erstes durch die Verzögerungsschleife 102 und dann durch das Hydrophon 104, während sich der CCW-Strahl als erstes durch das Hydrophon 104 und dann durch die Verzögerungsschleife 102 bewegt. Während einer Zeitverzögerung T_delay zwischen einer Zeit, zu der der CW-Strahl das Hydrophon 104 durchläuft, und einer Zeit, zu der der CCW-Strahl durch das Hydrophon 104 hindurchläuft, ändert sich das akustische Signal und in gleicher Weise die akustisch induzierte Phasenmodulation in dem Hydrophon 104. Diese Änderung der Phasenmodulation wird in eine Phasendifferenz zwischen den sich gegensinnig ausbreitenden Strahlen umgesetzt, die in eine Intensitätsmodulation umgewandelt wird, wenn die Strahlen an dem 3 × 3-Koppler 112 erneut kombiniert werden. Diese Intensitätsmodulation wird dann von einem ersten Detektor 120 und einem zweiten Detektor 122 oder von lediglich einem der zwei Detektoren detektiert.
Im Einzelnen ist, wenn ein akustisches Signal eine Phasenmodulation Φ_hcos(Ωt) in der Lichtleitfaser des Hydrophons 104 induziert, die resultierende Phasenmodulation zwischen den eine Interferenz aufweisenden Strahlen an dem Hydrophon 104, Φ_int(t) durch die folgende Gleichung gegeben:
worin T_delay die Laufzeit durch die Verzögerungsschleife ist. Somit ist Φ_int(t) eine Funktion der Hydrophonmodulation Φ_h und des Produktes der akustischen Modulationsfrequenz Ω und der Schleifenverzögerung T_delay. Dies unterscheidet sich von einem Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensor, bei dem Φ_int(t) lediglich eine Funktion der Hydrophonmodulation Φ_h ist. Eine maximale Empfindlichkeit wird in dem akustischen Sagnac-Schleifensensor erzielt, wenn das Produkt der akustischen Frequenz Ω und der Zeitverzögerung T_delay ein ungerades Vielfaches von π ist (maximaler Wert des ersten Sinus-Ausdruckes in der Gleichung (1)). Die akustische Frequenz, die dieses Produkt π ergibt, wird die Eigenfrequenz der Schleife genannt, was die niedrigste Frequenz ist, bei der eine maximale Empfindlichkeit erzielt wird. Die meisten Unterwasser-Sensor-Anwendungen befassen sich mit der Detektion von akustischen Frequenzen unterhalb von 10 kHz. Damit die Schleifen-Eigenfrequenz kleiner als 10 kHz ist, ist eine Verzögerungszeit von zumindest 50 Mikrosekunden und daher eine Verzögerungsschleifen-Länge von zumindest 10 km erforderlich. Somit erfordert der akustische Sammler-Sensor 100 eine große Menge an Lichtleitfaser für die Detektion von niedrigen akustischen Frequenzen (< 10 kHz).
Die Konstruktion mit gemeinsamem Pfad, die dem Sagnac-Interferometer eigen ist, hat viele Vorteile gegenüber einem Mach-Zehnder-Interferometer, zusätzlich zu dem bereits erwähnten stabilen Arbeitspunkt und der Beseitigung des Phasenrauschens. Ein Sagnac-Interferometer ermöglicht die Verwendung einer eine kurze Kohärenz-Länge aufweisenden breitbandigen Quelle, wie z.B. einer Superfluoreszenz-Lichtleitfaser-Quelle (SFS), ein Beispiel einer Quelle mit verstärkter spontaner Emission (ASE). Derartige Quellen sind wenig aufwändig und können sehr leicht hohe Leistungen liefern. Es wurde gezeigt, dass die Verwendung des 3 × 3-Kopplers den akustischen Sagnac-Sensor passiv auf einen Arbeitspunkt in der Nähe der Quadratur bringt (siehe Sang K. Sheem, Fiber-optic gyroscope with [3 × 3] directional coupler, Applied Physics Letters, Band 37, Nr. 10, 15. November 1980, Seiten 868–871; und H. Poisel et al., Low-cost fibre-optic gyroscope, Electronic Letters, Band 26, Nr. 1, 4. Januar 1990, Seiten 69–70). Durch Subtrahieren der Signale von den zwei Detektions-Ports des 3 × 3-Kopplers kann das Quellen-Überschuss-Rauschen, das die begrenzende Rauschquelle von SFS-Quellen ist, subtrahiert werden, während durch Phasenmodulation induzierte Intensitätsänderungen aufgrund des Hydrophons addiert werden. Dies ermöglicht es einem Sagnac-Interferometer, sich einer Betriebsleistung in der Nähe des Schrot-Rauschens anzunähern. (Siehe Kjell Kråkenes et al., Sagnac interferometer for underwater sound detection; noise properties, OPTICS LETTERS, Band 14, Nr. 20, 15. Oktober 1989, Seiten 1152–1145).
Frühere Arbeiten an Sagnac-basierten akustischen Sensoren beschränkten sich auf eine Konfiguration mit einem einzigen Sensor. Aufgrund der dem Sagnac-Interferometer eigenen Vorteile haben die Anmelder festgestellt, dass es wünschenswert ist, die Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensoren in einer großen Anordnung durch Sagnac-basierte Sensoren zu ersetzen. Jeder vorstehend erläuterte Sagnac-Sensor 100 erfordert viele Kilometer an Lichtleitfaser, was die Einfügung einer großen Anzahl derartiger Sensoren in eine große Anordnung kontraktisch macht. Untersuchungen hinsichtlich der Verwendung von rezirkulierenden Verzögerungsschleifen zur Verringerung der Anforderungen an die Lichtleitfaser-Länge haben Sensoren ergeben, die wesentlich weniger Lichtleitfaser verwenden, die jedoch an einem starken Rauschen aufgrund der Einfügung von EDFAs in die Rezirkulations-Schleife leiden. (Siehe beispielsweise J. T. Kringlebotn et al., Sagnac Interferometer Including A Recirculating Ring With An Erbium-doped Fibre Amplifier, OFS '92 Conference Proceedings, Seiten 6–9). Eine neuartige Lösung zur Verringerung der erforderlichen Lichtleitfaser wird nachfolgend beschrieben.
Neuartige Sensoranordnung auf der Grundlage des Sagnac-Interferometers
Wie dies weiter unten ausgeführt ist, haben die Anmelder ein neuartiges System entwickelt, das die Menge an Lichtleitfaser verringert, die für eine Sagnac-basierte Anordnung in großem Maßstab erforderlich ist, indem mehrfache Sensoren auf die gleiche Verzögerungsschleife multiplexiert werden, wodurch eine praktisch anwendbare Sagnac-Sensoranordnung (SSA) geschaffen wird. Wie dies in 2 gezeigt ist, schließt eine Sagnac-Sensoranordnung 200 gemäß der vorliegenden Erfindung eine Anordnung 210 von Hydrophonen 212(i) in einer Leiter-Konfiguration ein, die an einer einzigen Verzögerungsschleife 214 angebracht sind. Beispielsweise zeigt 2 eine Sagnac-Sensoranordnung 210, die N Hydrophone 212(1), 212(2), ..., 212(N) in jeweiligen Sprossen 216(1), 216(2), ..., 216(N) aufweist. Jede Sprosse 216(i) in der Sagnac-Sensoranordnung 210 umfasst eine einzige Lichtleitfaser, die um ein jeweiliges Hydrophon 212(i) gewickelt ist. Jeder Pfad von einem 3 × 3-Koppler 220 durch die Verzögerungsschleife 214 und die Anordnung 210 und zurück zu dem Koppler 220 bildet ein getrenntes Sagnac-Interferometer. Daher gibt es für eine Anordnung von N Sensoren 212N getrennte Sagnac-Interferometer, von denen sich jedes wie der Einzelschleifen-Sagnac-Sensor 100 verhält, der in 1 gezeigt ist. Jedes Sagnac-Interferometer misst das akustische Signal an einem getrennten Punkt im Raum, das heißt dem Ort des Hydrophons 212(i). Beispielsweise misst das Sagnac-Interferometer, dass die Verzögerungsschleife 214 und die Sprosse 216(1) umfasst, das akustische Signal an dem Hydrophon 212(1). Zusätzlich nimmt jedes Sagnac-Interferometer auch die akustischen Signale (beispielsweise Rauschen) an einer anderen Stelle in der Schleife auf, wobei dieses Rauschen oder die Störungen in vorteilhafter Weise reduziert werden, wie dies weiter unten erläutert wird.
Die Sagnac-Sensoranordnung 200 wird am leichtesten in einer Zeitmultiplex-(TDM-)Konfiguration verständlich (andere als TDM-Schemas werden später erläutert). Eine Quelle 222 (die in vorteilhafter Weise eine konventionelle gepulste Quelle oder eine Dauerstrich-Quelle mit einem externen Modulator umfassen kann) erzeugt einen Lichtimpuls, der in die Sagnac-Schleife über einen dritten Port des Kopplers 220 eintritt und sich sowohl in den CW- als auch den CCW-Richtungen ausbreitet, wie dies in 2 gezeigt ist. Beim Erreichen der Anordnung 210 wird der CCW-Impuls in eine Folge von n getrennten Impulsen aufgeteilt. An diesem Punkt hat der CW-Eingangs-Impuls noch nicht die Anordnung 210 erreicht und ist immer noch ein einzelner Impuls. Wenn der CW-Impuls die Anordnung 210 erreicht, wird er ebenfalls in eine Folge von N Impulsen aufgeteilt. Jeder Impuls in der CW-Folge kehrt zu dem 3 × 3-Koppler 220 nach dem Durchlaufen einer jeweiligen Sprosse 216(i) zurück und ergibt eine Interferenz mit dem Impuls in der CCW-Folge, der die gleiche Sprosse 216(i) in der entgegengesetzten Richtung durchlaufen hat. Somit werden N Impulse von einem ersten Detektor 230 und einem zweiten Detektor 232 detektiert, und jeder Impuls umfasst die CW- und CCW-Impulse einer der N Sagnac-Schleifen (das heißt die zwei Impulse, die in entgegengesetzten Richtungen durch die gleiche jeweilige Sprosse 216(i) hindurch gelaufen sind). Weil die Impulse, die unterschiedliche Kombinationen von Sprossen durchlaufen, nicht identische optische Pfade durchlaufen, fallen diese Impulse an dem Koppler 220 zeitlich nicht zusammen, so dass sie keine Interferenz miteinander an dem Koppler 220 ergeben. Die Impulsbreiten sollten kleiner als die differenzielle Verzögerung zwischen benachbarten Sensoren sein, so dass sich die Impulse von benachbarten Sensoren nicht überlappen.
Wie dies in 3 gezeigt ist, sind eine kleine Verstärkung aufweisende Erbium-dotierte Lichtleitfaser-Verstärker (EDFAs) 240 in vorteilhafter Weise zu dem Anordnungs-Teil 210 genauso hinzugefügt, wie EDFAs zu Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensoranordnungen hinzugefügt wurden (siehe beispielsweise Craig W. Hodgson et al., Optimization of Large-Scale Fiber Sensor Arrays Incorporating Multiple Optical Amplifiers – Part I: Signal-to-Noise Ratio, JOURNAL OF LIGHTWAVE TECHNOLOGY, Band 16, Nr. 2, Februar 1998, Seiten 218–223; Craig W. Hodgson et al., Optimization of Large-Scale Fiber Sensor Arrays Incorporating Multiple Optical Amplifiers – Part II: Pump Power, JOURNAL OF LIGHTWAVE TECHNOLOGY, Band 16, Nr. 2, Februar 1998, Seiten 224–231; Jefferson L. Wagener et al., Novel Fiber Sensor Arrays Using Erbium-doped Fiber Amplifiers, JOURNAL OF LIGHTWAVE TECHNOLOGY, Band 15, Nr. 9, September 1997, Seiten 1681–1688; und C. W. Hodgson et al., Large-scale interferometric fiber sensor arrays with multiple optical amplifiers, OPTICS LETTERS, Band 22, Nr. 21, 21. November 1997, Seiten 1651–1653). Die EDFAs 240 vergrößern die Anzahl von Sensoren, die durch eine einzige Anordnung 210 unterstützt werden können, indem die Signalleistung regeneriert wird, die aufgrund der Kopplung und der Streuverluste verlorengeht. Die EDFAs werden in vorteilhafter Weise durch eine oder mehrere Pumplaser-Quellen 242 über einen Teiler-Koppler 244 und über einen ersten Wellenlängen-Multiplex-(WDM-)Koppler 246 und einen zweiten WDM-Koppler 248 gepumpt.
Weil sie die Sagnac-Architektur verwendet, hat die Sagnac-Sensoranordnung 200 alle die Vorteile des vorstehend erläuterten Sagnac-basierten Einzelschleifen-Sensors 100. Die Konstruktion mit gemeinsamem Pfad beseitigt die Umwandlung des Quellen-Phasenrauschens in ein Intensitäts-Rauschen an dem Interferenz-Koppler 220. Die Quelle 222 kann entweder eine Lichtleitfaser-ASE-(verstärkte spontane Emissions-)Quelle (das heißt die vorstehend erläuterte SFS) sein, die bei geringem Aufwand hohe Leistungen bei 1,55 μm erzeugt. Eine passive Arbeitspunkteinstellung in die Nähe der Quadratur ist für alle Sensoren unter Verwendung des 3 × 3-Kopplers 220 erzielbar. Weiterhin ergibt der 3 × 3-Koppler 220 eine zweckmäßige Einrichtung zur Detektion von zwei interferometrischen Ausgängen an den Detektoren 230, 232 und zur Verwendung der Ausgänge der zwei Detektoren zur Subtraktion des Quellen-Überschuss-Rauschens (siehe beispielsweise K. Krakenes et al., Sagnac interferometer for underwater detection; noise properties, OPTICS LETTERS, Band 14, 1989, Seiten 1152–1154, die ebenfalls die Verwendung von zwei Detektoren in Kombination mit einem einzigen Sagnac-Interferometer zeigt).
Die Eigenschaften dieser neuartigen Sagnac-Sensoranordnung 200 werden nachfolgend im Einzelnen erläutert, gefolgt von einer ausführlicheren Erläuterung des Frequenzganges und des dynamischen Bereiches, die sich aus der Verwendung eines Sagnac-Interferometers ergeben. Danach wird eine Berechnung der Amplitude der verteilten Einstreuung in die Nicht-Hydrophon-Lichtleitfaser-Schleifensegmente beschrieben, zusammen mit einer Technik zur Verringerung dieser Einstreuung-Amplitude. Die Polarisation wird ebenfalls nachfolgend berücksichtigt. Neue Rauschquellen, die durch die Sagnac-Konstruktion eingeführt werden, werden dann erläutert. Schließlich werden andere Multiplexierungs-Schemas als TDM für die Sagnac-Sensoranordnung präsentiert.
Obwohl die vorliegende Erfindung vorstehend unter Bezugnahme auf einen einzigen Sensor in jeder Sprosse 216(i) der Anordnung 210 beschrieben wurde, sollte es verständlich sein, dass jede Sprosse 216(i) in vorteilhafter Weise eine Teil-Anordnung mit mehrfachen Sensoren umfassen kann, wie sie beispielsweise in der erteilten US-Patentanmeldung Nr. 08/814,548 vom 11. Mai 1997 beschrieben ist, deren Inhalt durch diese Bezugnahme hier aufgenommen wird (siehe auch C. W. Hodgson et al., Large-scale interferometric fiber sensor arrays with multiple optical amplifiers, Optics Letters, Band 22, 1997, Seiten 1651–1653; J. L. Wagener et al., Novel fiber sensor arrays using erbium-doped fiber amplifiers, Journal of Lightwave Technology, Band 15, 1997, Seiten 1681–1688; C. W. Hodgson et al., Optimization of large-scale fiber sensor arrays incorporating multiple optical amplifiers, Part I: signal-to-noise ratio, Journal of Lightwave Technology, Band 16, 1998, Seiten 218–223; und C. W. Hodgson et al., Optimization of large-scale fiber sensor arrays incorporating multiple optical amplifiers, Part II: pump power, Journal of Lightwave Technology, Band 16, 1998, Seiten 224–231).
Frequenzgang
Wie dies weiter oben angegeben wurde, hat der Sagnac-Sensor ein frequenzabhängiges Ansprechverhalten, das durch die Gleichung 1 gegeben ist. Bei Frequenzen weit unterhalb der Eigenfrequenz der Schleife, die als 1/(2·T_delay) definiert ist, skaliert sich das minimal detektierbare akustische Signal mit der inversen akustischen Frequenz. Diese verringerte akustische Empfindlichkeit bei niedrigen Frequenzen ergaben die größten Bedenken hinsichtlich des akustischen Sagnac-Sensors. Es wurde jedoch gezeigt, dass diese verringerte Empfindlichkeit bei niedrigen Frequenzen in glücklicher Weise durch ein zunehmendes Ozean-Grundrauschen ausgeglichen wird (siehe beispielsweise Sverre Knudsen et al., Ambient and Optical Noise in Fiber-Optic Interferometric Accoustic Sensors, Fiber-Optic Sensors Bases an the Michelson and Sagnac Interferometers: Responsivity and Noise Properties, Thesis, Kapitel 3, Norwegian University of Science and Technology, 1996, Seiten 37–40). In idealer Weise würde es wünschenswert sein, wenn das minimal detektierbare akustische Signal eine Anordnung bei einer vorgegebenen Frequenz um einen konstanten Betrag unter dem Ozean-Grundrauschen bei dieser Frequenz liegen würde. Somit würde sich das minimal detektierbare akustische Signal ebenfalls bei niedrigeren Frequenzen vergrößern, um an das zunehmende Ozean-Grundrauschen angepasst zu sein. Der Frequenzgang der Sagnac-Sensoranordnung 200 der vorliegenden Erfindung ergibt tatsächlich eine gute Anpassung zwischen dem Ozean-Grundrauschen und der akustischen Empfindlichkeit. Dies ist in 4 gezeigt, in der das minimal detektierbare akustische Signal für eine Sagnac-Sensoranordnung als eine Kurve 250 unter der Annahme eines optischen Grundrauschens von 10 μrad/√Hz, einer Hydrophon-Phasenempfindlichkeit von 3,2 × 10^–7rad/μPa und einer Verzögerungsschleifen-Länge von 20 km dargestellt ist. (Die vertikale Achse ist in dB gegenüber einer Basislinie von 1 μrad/√Hz). In 4 sind außerdem das Ozean-Grundrauschen für drei dominierende Ozean-Rauschquellen bei diesen Frequenzen und eine resultierende Summe des Rauschens von den drei Quellen dargestellt. Eine Kurve 252 stellt das Rauschen aufgrund von Ozean-Turbulenzen, Erdbeben, Vulkanausbrüchen und dergleichen dar. Eine Kurve 253 stellt leichte Schiffsgeräusche dar. Eine Kurve 254 stellt DSS0 (entfernte Schiffsgeräusche und Stürme-) Rauschen dar. Eine Kurve 256 stellt die Summe des Grundrauschens von den drei dominierenden Quellen dar (das heißt die Summe der Kurven 252, 253 und 254). (Siehe beispielsweise Robert J. Urick, The noise background of the sea: ambient noise level, Principles of Underwater Sound, dritte Ausgabe, Kapitel 7, McGraw-Hill, 1983, Seiten 202–236). Das minimal detektierbare akustische Signal der Sagnac-Sensoranordnung 200 steigt in einer derartigen Weise an, dass sich eine nahezu konstante Größe des detektierbaren Signals unterhalb des Ozean-Grundrauschens bei allen Frequenzen unterhalb von 10 kHz ergibt. Somit verhindert das frequenzabhängige Ansprechverhalten der Sagnac-Sensoranordnung 200 nicht eine niederfrequente akustische Detektion. Die Mach-Zehnder-Anordnung zeigt den gleichen Trend wie die Sagnac-Sensoranordnung, nämlich eine abnehmende Empfindlichkeit in Richtung auf niedrigere Frequenzen, doch ist bei der Mach-Zehnder-Anordnung die abnehmende Empfindlichkeit kleiner als bei dem Sagnac-basierten Sensor.
Obwohl sowohl das Mach-Zehnder-Interferometer als auch die Sagnac-Sensoranordnung 200 ein ähnliches frequenzabhängiges Ansprechverhalten haben, ist die Quelle ihres Frequenz-Ansprechverhaltens grundlegend verschieden. Das zunehmende minimal detektierbare Signal bei der Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung ergibt sich aus einem zunehmenden optischen Grundrauschen. Die Ursache dieses zunehmenden optischen Grundrauschens ist das Phasenrauschen, das durch die Pfad-Unsymmetrie des Mach-Zehnder-Interferometers eingeführt wird. So steigt, obwohl das Grundrauschen 1 μrad/√Hz bei 10 kHz beträgt, es in Richtung auf niedrigere Frequenzen an. Bei der Sagnac-Sensoranordnung 200 ergibt sich das zunehmende minimal detektierbare akustische Signal aufgrund des sin(ΩT_delay/2)-Ausdruckes in der Gleichung 1 und nicht aufgrund eines ansteigenden optischen Grundrauschens. Das optische Grundrauschen bleibt auf einem konstanten Wert von 10 μrad/√Hz über den gesamten Frequenzbereich.
Die Bedeutung dieses Unterschiedes ist bei einer Überprüfung des dynamischen Bereiches der Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung und der Sagnac-Sensoranordnung 200 zu erkennen, wie dies in 5 gezeigt ist. Der dynamische Bereich eines Sensors ist durch die minimalen und maximalen detektierbaren Phasenverschiebungen begrenzt. Für interferometrische Sensoren ist die maximal detektierbare Phasenverschiebung durch das nichtlineare Ansprechverhalten des Interferometers beschränkt, und die minimal detektierbare Phasenverschiebung durch das optische Grundrauschen. Sowohl die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung als auch die Sagnac-Sensoranordnung haben maximal detektierbare Phasenverschiebungen, die über den akustischen Frequenzbereich konstant sind. Die Sagnac-Sensoranordnung 200 hat jedoch eine flache minimal detektierbare Phasenverschiebung, weil sie ein ebenes optisches Grundrauschen hat, während die Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensoranordnung an einer ansteigenden minimal detektierbaren Phasenverschiebung aufgrund eines zunehmenden optischen Grundrauschens leidet, das durch das Phasenrauschen hervorgerufen wird, das durch das Interferometer mit einer Pfad-Unsymmetrie eingeführt wird. Die Sagnac-Sensoranordnung 200 hat somit einen konstanten dynamischen Bereich bei allen akustischen Frequenzen, während die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung einen verringerten dynamischen Bereich bei niedrigen akustischen Frequenzen hat. Dies ist in 5 gezeigt, in der die minimalen und maximalen detektierbaren akustischen Signale (in willkürlichen dB-Einheiten) für die Sagnac-Sensoranordnung 200 und eine Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung aufgetragen sind. Wie dies in 5 gezeigt ist, haben beide Anordnungen einen dynamischen Bereich von ungefähr 100 dB oberhalb von 1 kHz, wo das Phasenrauschen die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung nicht beschränkt. Bei 10 Hz dominiert das Phasenrauschen bei der Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung, und ihr dynamischer Bereich ist auf ungefähr 74 dB reduziert. Indessen bleibt der dynamische Bereich der Sagnac-Sensoranordnung 200 auf ungefähr 100 dB.
Es ist interessant, den Frequenzgang der Sagnac-Sensoranordnung 200 bei Frequenzen gut unterhalb der Schleifen-Eigenfrequenz als eine Funktion der Verzögerungsschleifen-Länge und der Hydrophon-Empfindlichkeit zu untersuchen. Bei diesen Frequenzen kann der sin(ΩT_delay/2)-Faktor in der Gleichung 1 angenähert als ΩT_delay/2) betrachtet werden, was zeigt, dass die Empfindlichkeit der Sagnac- Sensoranordnung 200 proportional zu dem Produkt von Φ_h und T_delay ist. Φ_h ist als solches proportional zu der Menge an Lichtleitfaser in jedem Hydrophon 212(i), und T_delay ist proportional zu der Menge an Lichtleitfaser in der Verzögerungsschleife 214. Somit ist die Empfindlichkeit bei Frequenzen gut unterhalb der Schleifen-Eigenfrequenz proportional zu dem Produkt der Hydrophon-Lichtleitfaser-Länge und der Verzögerungs-Lichtleitfaser-Länge. 6 zeigt das minimal detektierbare akustische Signal für verschiedene Sagnac-Sensoranordnungs-Konfigurationen, bei denen das Produkt der Länge der Lichtleitfaser in jedem Hydrophon 212(i) und die Länge der Lichtleitfaser in der Verzögerungsschleife 214 konstant ist, wobei sich die relative Verteilung der Lichtleitfaser zwischen der Verzögerungsschleife 214 und jedem Hydrophon 212(i) ändert. Beispielsweise stellt eine Kurve 260 den Frequenzgang einer Sagnac-Sensoranordnung 200 mit 45 km der Lichtleitfaser in ihrer Verzögerungsschleife 214 und 100 Meter der Lichtleitfaser in jedem Hydrophon 212(i) dar, eine Kurve 262 stellt den Frequenzgang einer Sagnac-Sensoranordnung 200 mit 30 km ihrer Lichtleitfaser in ihrer Verzögerungsschleife 214 und 150 Meter der Lichtleitfaser in jedem Hydrophon 212(i) dar; und eine Kurve 264 stellt den Frequenzgang einer Sagnac-Sensoranordnung 200 mit 15 km ihrer Lichtleitfaser in ihrer Verzögerungsschleife 214 und 300 Meter der Lichtleitfaser in jedem Hydrophon 212(i) dar. Wie dies gezeigt ist, hat jede Sagnac-Sensoranordnung 200 die gleiche Empfindlichkeit bei niedrigen Frequenzen, nähert sich jedoch einer maximalen Empfindlichkeit bei unterschiedlichen Frequenzen, die durch ihre jeweiligen Schleifen-Eigenfrequenzen gegeben sind. Somit ergibt sich für ein vorgegebenes minimal detektierbares akustisches Signal bei niedrigen Frequenzen immer noch eine gewisse Freiheit bei der Auswahl der Lichtleitfaser-Längen der Verzögerungsschleife 214 und der Hydrophone 212(i). Diese Freiheit kann dazu verwendet werden, dazu beizutragen, dass die Sagnac-Sensoranordnung 200 andere Kriterien erfüllt, wie z.B. die weitestgehende Verringerung der Gesamtmenge an Lichtleitfaser, die erforderlich ist, oder die weitestgehende Verringerung der Verzögerungsschleifen-Länge.
Vergrößerung des dynamischen Bereiches der Sagnac-Sensoranordnung
Wie dies weiter oben erläutert wurde, hat die Sagnac-Sensoranordnung 200 einen größeren dynamischen Bereich bei niedrigen akustischen Frequenzen, als die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung, weil sie gegenüber Phasen rauschen immun ist. In idealer Weise ergibt eine Anordnung 200 einen genügenden dynamischen Bereich, um das stärkste und schwächste akustische Signal zu erfassen, die wahrscheinlich auftreten. Diese Forderung ergibt in vielen Fällen einen erforderlichen dynamischen Bereich von 150 dB. Um einen derartig großen dynamischen Bereich in einer Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung zu erzielen, sind zwei getrennte Sensoren mit unterschiedlichen Phasenempfindlichkeiten erforderlich, wobei jeder einen Bruchteil des gesamten dynamischen Bereiches von 150 dB erfasst. Der naheliegende Nachteil dieses Schemas besteht darin, dass zwei Sensoranordnungen erforderlich sind (das heißt doppelt so viele Hydrophone, Sprossen, Quellen und Detektoren). Effektiv kann eine Anordnung, die N Hydrophone unterstützen kann, lediglich das akustische Signal an lediglich N/2 Punkten erfassen.
In der Sagnac-Sensoranordnung 200 ist es möglich, einen großen dynamischen Bereich ohne die Verwendung zusätzlicher Hydrophone 212 zu erreichen. Weil die Phasenempfindlichkeit in der Sagnac-Sensoranordnung eine Funktion der Hydrophonempfindlichkeit und der Verzögerungsschleifen-Länge ist, wie dies in der Gleichung 1 gezeigt ist, kann die Phasenempfindlichkeit der gesamten Anordnung von Hydrophonen durch Modifizieren der Verzögerungsschleifen-Länge geändert werden. Durch gleichzeitiges Verwenden von zwei getrennten Verzögerungsschleifen 214(1) und 214(2) mit einer Länge von L₁ bzw. L₂, wie dies bei der modifizierten Sensoranordnung 266 nach 7 gezeigt ist, kann der Detektions-Bereich der Anordnung 266 dramatisch vergrößert werden. Die Anordnung 266 hat nunmehr 2N getrennte Sagnac-Schleifen. Jedes Hydrophon 212(i) liefert ein getrenntes Signal für jeden der zwei Verzögerungsschleifen-Pfade zurück, und die Länge jeder Verzögerungsschleife 214(1), 214(2) bestimmt den akustischen Detektions-Bereich dieses Signals. Der gesamte akustische Detektions-Bereich jedes Hydrophons 212(i) ist die Vereinigung der Detektions-Bereiche jedes der zwei Sagnac-Schleifen-Sensoren, die das Hydrophon 212(i) umschließen. Die Längen von L₁ und L₂ legen den akustischen Detektions-Bereich fest. Die Länge L₁ + L₂ ist so gewählt, dass es der Anordnung 266 ermöglicht wird, das kleinste interessierende akustische Signal zu detektieren. Die Länge L₁ der Verzögerungsschleife 214(1) wird dann so gewählt, dass der Detektions-Bereich der Signale, die lediglich diese kürzere Verzögerungsschleife durchlaufen, über dem Detektions-Bereich der Signale liegt, die beide Verzögerungsschleifen 214(1), 214(2) durchlaufen. In einem TDM-System wird als Ergebnis der Einfügung einer zweiten Schleife die Wiederholfrequenz der Quellen-Impulse halbiert, um Zeit für die Rückkehr von 2N Impulsen zu schaffen, und die Längen der Verzögerungsschleifen 214(1), 214(2) sind so gewählt, dass es keine Impuls-überlappung gibt. Weil die Wiederholfrequenz halbiert ist, sinkt der dynamische Bereich jedes einzelnen Signals um 3 dB ab. Diese Verringerung wird durch die Vergrößerung des dynamischen Gesamtbereiches mehr als ausgeglichen, die durch die Anordnung des dynamischen Bereiches von zwei getrennten Signalen übereinander erzielt wird. In 7 ist die zweite Verzögerungsschleife 214(2) so angeordnet, dass das gesamte Licht, das durch die zweite Verzögerungsschleife 214(2) hindurchläuft, durch die erste Verzögerungsschleife 214(1) hindurchläuft. Es sollte verständlich sein, dass alternativ die zwei Verzögerungsschleifen 214(1), 214(2) optisch parallel sein können, so dass das Licht, das durch die zweite Verzögerungsschleife 214(2) hindurchläuft, nicht durch die erste Verzögerungsschleife 214(1) hindurchläuft. In diesem Fall müsste die Lichtleitfaser-Länge der zweiten Verzögerungsschleife 214(2) gleich der Summe der ersten Länge und der zweiten Länge sein (das heißt L₁ + L₂). Weil jedoch L₁ als beträchtlich kürzer als L₂ angesehen wird, ist dieser Abgleich nicht wesentlich. Die Ausführungsform nach 7 verringert den Gesamt-Lichtleitfaser-Bedarf durch Hinzufügen der Länge der ersten Verzögerungsschleife zu der zweiten Verzögerungsschleife.
8 zeigt den erweiterten dynamischen Bereich, der durch die Verwendung der zwei Verzögerungsschleifen 214(1), 214(2) in der Anordnung 266 ermöglicht wird, wobei der dynamische Bereich jedes Signals 100 dB ist, und das Verhältnis L1/L2 auf 5000 eingestellt wurde. Wie dies gezeigt ist, ist die Anordnung 266 nunmehr in der Lage, eine Detektion über den gesamten interessierenden dynamischen Bereich auszuführen (ungefähr ein 160 dB-Bereich), ohne dass die Anzahl der Hydrophone vergrößert wird.
Verteilte Messung
Bei der Sagnac-Sensoranordnung 266 kann irgendeine Phasenmodulation in dem Interferometer in eine Intensitätsmodulation an dem eine Interferenz ergebenden 3 × 3-Koppler 220 umgesetzt werden. Diese verteilte Messung über die gesamte Sagnac-Schleife ist für eine akustische Sensoranordnung nachteilig. Um praktisch ausführbar zu sein, sollte die akustische Sensoranordnung das akustische Signal bei einer Anzahl von diskreten Punkten im Raum (das heißt an den Hydrophonen) abtasten und diese Signale unabhängig zurückliefern. Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnungen erzielen dies, weil das Interferometer auf einen kleinen Raum beschränkt ist und lediglich eine Messung an diesem Punkt durchführt. Damit die Sagnac-Sensoranordnung 266 praktisch anwendbar ist, muss die verteilte Messung der Sagnac-Schleife verringert werden.
Der Hauptteil der Lichtleitfaser in dem Interferometer bildet die Verzögerungsschleife 214, die an zwei Positionen angeordnet sein kann. Die erste Position ist an der Quelle 222 und der Detektions-Elektronik (das heißt den Detektor 230 und den Detektor 232) in dem trockenen Ende (das heißt außerhalb des Wassers) wie dies in 9A gezeigt ist. Hier kann die Verzögerungsschleife 214 hinsichtlich der Umgebung abgeschirmt werden, um irgendeine externe Modulation zu einem Minimum zu machen. Die Herabführungs-Lichtleitfasern 270, 272, die das nasse Ende mit dem Anordnungs-Teil 210 verbinden, sind jedoch Teil des Interferometers. Die zweite Möglichkeit besteht darin, die Verzögerungsschleife 214 in dem nassen Enden (das heißt in dem Wasser) bei der Anordnung 210 gemäß 9B anzuordnen. Als solche kann die Verzögerungsschleife 214 nicht in dem gleichen Ausmaß isoliert werden, wie sie es sein würde, wenn sie sich in dem trockenen Ende befindet, doch befinden sich die Herabführungs-Lichtleitfasern 270, 272, 274 außerhalb des Interferometers und sind daher nicht messend. Die relative Größe der Einstreuung durch die Herabführung und die Verzögerungsschleife diktiert, welche Konfiguration für eine bestimmte Anwendung am besten geeignet ist. Es sei bemerkt, dass wenn die Verzögerungsschleife 214 in dem trockenen Ende angeordnet ist (9A), die Herabführungs-Lichtleitfasern 270, 272 stationär bleiben müssen, um körperliche Bewegungen, wie z.B. Biegebewegungen und Schwingungen dieser Fasern zu verhindern, die extrem große Phasenmodulationen hervorrufen können. Dies sind durch die Lichtleitfaserbewegung initiierte Phasenmodulationen, im Gegensatz zu akustisch induzierten Phasenmodulationen. (Derartige körperliche Bewegungen sind Probleme bei geschleppten Anordnungen, können jedoch keine wesentlichen Probleme in stationären Anordnungen ergeben). Somit muss, wenn die Verzögerungsschleife 214 in dem trockenen Ende angeordnet ist (9A), das gesamte nasse Ende der Sagnac-Sensoranordnung 210 stationär sein. Wenn sich jedoch die Verzögerungsschleife 214 in dem nassen Ende befindet (9B), so muss lediglich der Teil rechts von dem 3 × 3-Koppler 220 in 9B stationär bleiben, weil die Herabführungs-Lichtleitfasern 270, 272, 274 dann keinen Teil des Interferometers bilden. Wenn sich die Verzögerungsschleife 214 in dem nassen Ende befindet (9B), so muss die Verzögerungsschleifen-Lichtleitfaser in ihrer Empfindlichkeit verringert werden. Die Verzögerungsschleife 214 kann dadurch stationär gemacht werden, dass die Verzögerungsschleifen-Lichtleitfasern um einen unempfindlich gemachten (nicht gezeigten) Zylinder gewickelt werden, wodurch eine Lichtleitfaser-Bewegung beseitigt wird und die akustische Signalaufnahme zu der dominierenden Quelle der verteilten Signalaufnahme gemacht wird. Weil es einfacher ist, die Lichtleitfaser gegenüber einer akustisch induzierten Phasenmodulation unempfindlich zu machen, als es eine Verringerung der Empfindlichkeit der Lichtleitfaser gegenüber einer durch Bewegungen induzierten Phasenmodulation ist, ist die Konfiguration, bei der die Verzögerungsschleife 214 in dem nassen Ende angeordnet ist (9B), für Anwendungen mit geschleppter Anordnung vorzuziehen und wird nachfolgend ausführlicher beschrieben.
Berechnung des akustisch eingestreuten Rauschens, das in der Verzögerungsschleife induziert wird
In diesem Abschnitt werden Abschätzungen für die Größe des akustisch induzierten verteilten eingestreuten oder aufgefangenen Rauschens verglichen mit der akustisch induzierten Hydrophon-Phasenmodulation in der Sagnac-Sensoranordnung 210 nach 9B abgeleitet. Die Intensitätsmodulation aufgrund der verteilten Phasenmodulation, die sich aus der Einstreuung von akustischen Signalen in die Verzögerungsschleife und die Bus-Lichtleitfaser ergibt (die Lichtleitfaser, die jedes Hydrophon mit der Verzögerungs-schleife und den 3 × 3-Koppler verbindet) kann als eine Rauschquelle betrachtet werden. Für die folgende Beschreibung sei eine Schleife der Sagnac-Sensoranordnung so betrachtet, als ob sie lediglich die Verzögerungs-Lichtleitfaser mit der Länge L_d, eine Bus-Lichtleitfaser mit der Länge L_b, eine Hydrophon-Lichtleitfaser mit der Länge L_h und eine Gesamtlänge umfasst, wie dies in 10 gezeigt ist. Es wird weiterhin angenommen, dass L_d wesentlich größer als L_b und L_h ist. Die Phasenempfindlichkeit einer Lichtleitfaser für akustische Signale ergibt sich aus der druckabhängigen Ausbreitungskonstante β. Allgemein kann die druckabhängige Komponente der Ausbreitungskonstante an einer Position I und zu einer Zeit t wie folgt geschrieben werden: β(l, t) = β0R(l)P(l, t) (2)worin β₀ die Ausbreitungskonstante bei einem Druck von Null, R(l) die normale Phasenempfindlichkeit der Lichtleitfaser und P(l, t) der Druck als eine Funktion des Raumes und der Zeit ist. Wenn ein sinusförmiges akustisches Signal mit der Frequenz Ω angenommen wird, so kann die Gleichung 2 wie folgt umgeschrieben werden: β(l, t) = β0R(l)[P0 + Pmsin(Ωt + θ(l))] (3)worin P₀ der Druck im eingeschwungenen Zustand, P_m die Amplitude der Druckmodulation (als unabhängig von l angenommen) ist und θ(l) die räumliche Phasenänderung der akustischen Welle enthält. Im Allgemeinen ist die induzierte Phasendifferenz zwischen eine Interferenz aufweisenden Strahlen in einer Sagnac-Schleife aufgrund der akustisch induzierten Phasenmodulation von l = l₁ bis l = l₂ durch das folgende Integral gegeben:
worin v die Lichtgeschwindigkeit in der Lichtleitfaser und L die Schleifenlänge ist. Ein Einsetzen der Gleichung 3 in die Gleichung 4 ergibt:
Die Gleichung 5 kann zur Bestimmung der Phasendifferenz zwischen den eine Interferenz aufweisenden Strahlen aufgrund der akustischen Modulation des Hydrophons, des Bus und der Verzögerungs-Lichtleitfasern verwendet werden.
Für die Hydrophon-Lichtleitfaser wird die Gleichung 5 von l₁ = l_d + l_b/2 bis l₂ = l_d + l_b/2 + l_h integriert. Es wird angenommen, dass θ(l) über diesen Bereich konstant ist (das heißt, dass die akustische Wellenlänge wesentlich größer als die Abmessung des Hydrophons ist). Es wird weiterhin angenommen, dass die normale Phasenempfindlichkeit der Lichtleitfaser, R(l) konstant und gleich R_b in diesem Bereich ist. Die Gleichung 5 ergibt dann die Phasendifferenz-Amplitude zwischen den eine Interferenz ergebenden Strahlen aufgrund der Hydrophon-Lichtleitfasermodulation:
wobei angenommen wird, dass ΩL_h/2v << 1 ist. Es sei bemerkt, dass die Gleichung 2 mit dem in der Gleichung 1 angegebenen Ausdruck übereinstimmt.
Für die Bus-Lichtleitfaser wird die Gleichung 5 zunächst von l₁ = l_d bis l₂ = l_d + l_b/2 und dann von l₁ = L – l_b/2 bis l₂ = L integriert, um sowohl die oberen als auch die unteren Busleitungen einzuschließen. Es wird wiederum angenommen, dass R(l) konstant und gleich R_b für die gesamte Bus-Lichtleitfaser ist, so dass θ(l) in den Integral der Gleichung 5 konstant ist. Die Phasendifferenz-Amplitude zwischen den eine Interferenz ergebenden Strahlen aufgrund der Lichtleitfasermodulation wird dann zu:
worin angenommen wird, dass ΩL_h/2v << 1 ist. Es sei hervorgehoben, dass die Annahmen über die Konstanz von θ(l) und die Amplitude von ΩL_h/2v im Sinne einer Vergrößerung von Φ b / int wirken, so dass sich das Schlimmstfall-Szenarium für die Bus-Lichtleitfaser ergibt.
Für die Verzögerungs-Lichtleitfaser wird die Gleichung 5 von l₁ = 0 bis l₂ = l_d integriert, und wie vorher wird angenommen, dass θ(l) über diesen Bereich konstant ist (das heißt, die Verzögerungsschleifen-Spule ist wesentlich kleiner als die akustische Wellenlänge), und das A(l) konstant und gleich R_d über das Integral ist. Die Gleichung 5 ergibt dann eine Phasendifferenz-Amplitude zwischen eine Interferenz miteinander aufweisenden Strahlen aufgrund der Verzögerungs-Lichtleitfasermodulation, die durch die folgende Gleichung gegeben ist:
wobei angenommen wird, dass Ω(L_h + L_h)/2v ist.
Mit den Gleichungen 6–8 kann die relative Amplitude dieser Phasenmodulations-Amplituden berechnet werden. Es sei zunächst bemerkt, dass übliche kunststoffbeschichtete Lichtleitfasern ein normalisiertes Phasen-Ansprechverhalten R₁ von –328 dB re 1/μPa haben, wie dies beispielsweise in J. A. Bucaro et al., Optical fibre sensor coatings, Optical Fiber Sensors, Proceedings of the NATO Advanced Study Institute, 1986, Seiten 321–338) beschrieben wird. Andererseits hat, wie dies beispielsweise in C. C. Wang et al., Very high responsivity fiber optic hydrophones for commercial applications, Proceedings of the SPIE – The International Society for Optical Engineering, Band 2360, 1994, Seiten 360–363 beschrieben ist, eine Lichtleitfaser, die um heutige von luftisolierten Kernen unterstützte Hydrophone gewickelt wird, eine normalisierte Phasenabhängigkeit von –298 dB re 1/μPA, eine Vergrößerung von 30 dB gegenüber einer Standard-Lichtleitfaser. Wenn wir annehmen, dass die Verzögerungsschleife und die Busleitungs-Lichtleitfaser die normalisierte Phasenempfindlichkeit einer üblichen mit Kunststoff überzogenen Lichtleitfaser haben und dass die Hydrophon-Lichtleitfaser um einen luftgestützten Wickelkern gewickelt wird, so ist das Verhältnis von R_h zu R_b oder R_d ungefähr 30 dB. Daher kann unter der vereinfachten Annahme, die zum Erreichen der Gleichungen 6–8 erforderlich sind, Folgendes festgestellt werden:
Das Verhältnis L_b/L_h ist eine Funktion der Hydrophon-Position. Für das erste Hydrophon ist L_b/L_h ≈ 0, was Φ b / int/Φ d / int = 31 und Φ h / int/Φ b / int extrem groß macht. Für das letzte Hydrophon werden typische Werte von 100 Metern und 1 km für L_h bzw. L_b verwendet, um Φ h / int/Φ d / int ≈ Φ h / int/Φ b / int ≈ 3 zu erreichen. Daher ist trotz der Tatsache, dass die Hydrophon-Lichtleitfaser eine relativ kleine Menge der Gesamt-Sagnac-Schleife bildet, die Amplitude der akustisch induzierten Phasenmodulationen in der Hydrophon-Lichtleitfaser größer als die akustisch induzierten Phasenmodulationen in der Verzögerungsschleifen-Lichtleitfaser und in der Bus-Lichtleitfaser selbst für das am weitesten entfernt gelegene Hydrophon. Der folgende Abschnitt beschreibt eine Möglichkeit zur Behandlung dieses Pegels des verteilten eingestreuten Rauschens unter Verwendung leerer Sprossen.
Um das Integral in der Gleichung 5 für die Verzögerungsschleifen-Lichtleitfaser auszuwerten, wird angenommen, dass R(l) = R_d für alle l kleiner als L_d ist. Es war diese Konstantheit von R(l), die jeden Beitrag zu dem Integral nach Gleichung 5 von l(L – Ld) bis L_d beseitigte (weil der Integrand eine ungeradzahlige Funktion um L/2 wurde). Das Aufwickeln einer großen Länge der Lichtleitfaser führt jedoch zu einer gewissen Abhängigkeit von R(l) von l (möglicherweise deshalb, weil die innere Lage der Lichtleitfaser einen unterschiedlichen Wert von R als die äußere Lage hat). Diese Änderungen in R(l) vergrößern die Einstreuung in die Verzögerungsschleife von l = L – L_d bis L_d. Um diese Einstreuung zu verringern, ist zunächst zu erkennen, dass R(l) nur eine geradzahlige Funktion um L/2 herum sein muss, um den Integranden nach Gleichung 5 zu einer ungeradzahligen Funktion um L/2 zu machen. R(l) kann dazu gezwungen werden, stärker symmetrisch um L/2 zu sein, in dem die Verzögerungsschleife in einer derartigen Weise gewickelt wird, dass symmetrische Punkte der Lichtleitfaser-Schleife benachbart zueinander angeordnet werden, wie dies in 11 gezeigt ist. Eine derartige Umwicklung stellt sicher, dass symmetrische Punkte der Verzögerungsschleife in enger Nähe zueinander angeordnet sind, so dass irgendwelche Änderungen von R(l) aufgrund der Position der Lichtleitfaser auf der Spule so symmetrisch um L/2 sind wie möglich, so dass die Verzögerungsschleifen-Einstreuung so nahe wie möglich an den Ausdruck der Gleichung 8 gebracht wird. Es sei bemerkt, dass weil jede Sagnac-Schleife in der Sagnac-Sensoranordnung einen anderen L/2-Punkt hat, lediglich eine Schleife exakt so gewickelt werden kann, wie dies in 11 gezeigt ist, wodurch ein kleines Ausmaß an Ungeradzahligkeit in R(l) für alle mit Ausnahme einer der Sagnac-Schleifen eingeführt wird.
Es sei weiterhin bemerkt, dass zusätzlich zu der Verbesserung der akustischen Empfindlichkeit der Lichtleitfaser mit einem Hydrophon, es möglich ist, Lichtleitfasern durch Anwenden einer metallischen Beschichtung mit einem bestimmten Durchmesser unempfindlich zu machen (siehe beispielsweise J. A. Bucaro, Optical fibre sensor coatings, wie oben genannt). Gemessene normalisierte Phasenempfindlichkeiten von bis zu herab von –366 dB re 1/μPa wurden berichtet. Wenn derartige Lichtleitfasern in den Verzögerungs- oder Busleitungen verwendet werden, nähert sich das Verhältnis von R_h zu R_b oder das Verhältnis von R_h zu R_d an 68 dB an (anstelle von 30 dB bei mit Kunststoff beschichteten Verzögerungs- und Busleitungs-Lichtleitfasern), wodurch das durch das Hydrophon induzierte Signal gegenüber dem durch die Verzögerungs- und Busleitung induzierten Signal um 38 dB vergrößert wird.
Verringerung des verteilten Einstreuungs-Rauschens durch die Verwendung leerer Sprossen
Um das verteilte aufgefangene oder Einstreuungs-Signal weiter zu beseitigen, kann die Hydrophon-induzierte akustische Modulation von der verteilten Einstreuungs-Modulation dadurch isoliert werden, dass leere Sprossen 300, die kein Hydrophon enthalten, in der Anordnung 210 vorgesehen werden, wie dies in 12 gezeigt ist. Jeder Sprosse 216(i), die ein Hydrophon 212(i) enthält und als eine Mess-Sprosse bezeichnet wird, geht eine der leeren Sprossen 300(i) voran. Die Tatsache, dass die nicht messende Lichtleitfaser jeder Schleife, die eine leere Sprosse 300(i) umschließt, nahezu identisch zu der nicht messenden Lichtleitfaser der Schleife ist, die die entsprechende Mess-Sprosse 212(i) umschließt, bedeutet, dass die leere Sprosse 300(i) und die entsprechende Mess-Sprosse 212(i) nahezu das gleiche verteilte aufgefangene Signal haben werden. Durch Behandeln dieser leeren Sprosse 300(i) als einen weiteren Sensor in der Anordnung 210 und durch geeignete Zeitsteuerung der Impulse (in dem TDM-Schema) von den leeren Sprossen 300(i) und den Mess-Sprossen 212(i) derart, dass sie einander nicht überlappen, kann das verteilte eingefangene Signal, das auf jeder Mess-Sprosse 212(i) vorhanden ist, gemessen werden. Nach der Detektion kann dieses Signal von dem Mess-Sprossen-Signal subtrahiert werden, so dass lediglich die Intensitätsänderungen verbleiben, die durch Phasenmodulationen in der Hydrophon-Lichtleitfaser erzeugt werden. Das Implementieren eines derartigen Schemas erfordert zwei N Sprossen für eine N Sensoranordnung 210, wodurch das Tastverhältnis der einzelnen Signale um die Hälfte verringert wird.
Wenn es nicht erforderlich ist, den Bus-Abschnitt der 210 unempfindlich zu machen, so kann eine einzelne leere Sprosse 300 in der Anordnung 210 angeordnet werden, um das verteilte eingefangene Signal zu messen, das der Verzögerungsschleife 214 zugeordnet ist, wodurch lediglich N + 1 Sprossen erforderlich werden (N Mess-Sprossen 212(i) und eine leere Sprosse 300) für N Sensoren. Wenn eine leere Sprosse (300) nicht in ausreichender Weise das verteilte eingefangene Signal für jede Mess-Sprosse 212(i) misst, so können weitere leere Sprossen 300 an periodischen Intervallen entlang der Anordnung hinzugefügt werden, bis das verteilte eingefangene Signal, das auf jeder Mess-Sprosse 212(i) vorliegt, in geeigneter Weise durch die nächstgelegene dieser leeren Sprossen 300 gemessen werden kann. Die Verwendung von weniger leeren Sprossen führt zu einem höheren Tastverhältnis für die einzelnen Signale. 12 zeigt den Extremfall, bei dem eine leere Sprosse für jede Mess-Sprosse hinzugefügt wurde.
Polarisation
Für einen maximalen Kontrast in einem interferometrischen Sensor muss der Zustand der Polarisation (SOP) der eine Interferenz aufweisenden Strahlen identisch sein, wenn sie sich erneut kombinieren. Wenn sie orthogonal sind, ergibt sich keine Interferenz und somit kein amplitudenmoduliertes Signal. Dies wird als ein Polarisations-induzierter Signalschwund bezeichnet. Weil jeder Sensor in der Sagnac-Sensoranordnung eine Sagnac-Schleife ist, gilt die Untersuchung, die insoweit für einen Polarisations-induzierten Signalschwund in dem Sagnac-Lichtleitfaser-Kreiselgerät durchgeführt wurde, auch für die Sagnac-Sensoranordnung. Eine vielversprechende Lösung besteht darin, einen Depolarisator innerhalb der Sagnac-Schleife einzuordnen (siehe beispielsweise K. Bohr et al., LOW-DRIFT FIBRE GYRO USING A SUPERLUMINESCENT DIODE, ELECTRONICS LETTERS, Band 17, Nr. 10, 14. Mai 1981, Seiten 352–353). Der Depolarisator stellt sicher, dass zumindest die Hälfte der optischen Leistung zu dem 3 × 3-Koppler in dem richtigen SOP zu allen Zeiten zurückkehrt. Diese allgemeine Lösung erzeugt eine konstante Sichtbarkeit, unabhängig von der Schleifen-Doppelbrechung. (Siehe beispielsweise William K. Burns et al., Fiber-Optic Gyroscopes with Depolarized Light, JOURNAL OF LIGHTWAVE TECHNOLOGY, Band 10, Nr. 7, Juli 1992, Seiten 992–999). Die einfachste Konfiguration verwendet eine unpolarisierte Quelle, wie z.B. eine Lichtleitfaser-Superfluoreszenz-Quelle und einen Depolarisator in der Schleife. Wie dies in 13 gezeigt ist, ist in der Sagnac-Sensoranordnung 200 ein Depolarisator 310 an einem Punkt angeordnet, der allen Sagnac-Schleifen gemeinsam ist. Der Depolarisator 310 stellt sicher, dass jeder Sensor 212(i) diese konstante Sichtbarkeit unabhängig von der Doppelbrechung hat, solange die Schleifen-Doppelbrechung konstant bleibt. Dies stellt eine große Vereinfachung bei der Handhabung des Polarisations-induzierten Signalschwundes gegenüber denjenigen Verfahren dar, die in Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensoranordnungen verwendet werden.
Obwohl langsame Änderungen der Doppelbrechung ausreichend durch die reziproke Eigenart des Sagnac-Interferometers kompensiert werden, erzeugen Doppelbrechungsmodulationen bei Frequenzen in dem interessierenden akustischen Bereich ein Polarisations-Rauschen. Der größte Teil der Doppelbrechungsmodulation bei diesen Frequenzen tritt als Ergebnis der körperlichen Lichtleitfaser-Bewegung auf. Daher sollte die Sagnac-Schleife stationär bleiben, um das Polarisations-Rauschen (sowie das verteilte Aufnahme-Signal) zu reduzieren.
Rauschquellen, die durch die Verwendung des Sagnac-Interferometers eingeführt werden
Thermisches Phasenrauschen
Weil sich der Brechungsindex der Lichtleitfaser mit der Temperatur ändert, erzeugen thermische Schwankungen in einer Lichtleitfaser Phasenschwankungen des durch diese hindurchlaufenden Lichts. Diese Index-Änderungen sind über die Länge der Lichtleitfaser unkorreliert, und somit skalieren sich die resultierenden Phasenschwankungen als Quadratwurzel der Länge. Weil Mach-Zehnder-Interferometer typischerweise weniger als 100 Meter an Lichtleitfaser in jedem Arm verwenden, ist die Größe dieses thermischen Phasenrauschens vernachlässigbar. Das Sagnac-Interferometer hat wesentlich mehr Lichtleitfaser in dem Interferometer, und als ein Ergebnis kann das thermische Phasenrauschen zu einer beschränkenden Rauschquelle werden. Die Größe dieses thermischen Phasenrauschens in einem Sagnac-Interferometer wurde theoretisch beschrieben und durch Experiment bestätigt. (Siehe beispielsweise Sverre Knudsen et al., Measurements of Fundamental Thermal Induced Phase Fluctuations in the Fiber of a Sagnac Interferometer, IEEE Photonics Technology Letters, Band 7, Nr. 1, 1995, Seiten 90–93; und Kjell Kråkenes et al., Comparison of Fiber-Optic Sagnac and Mach-Zehnder-Interferometers with Respect to Thermal Processes in Fiber, JOURNAL OF LIGHTWAVE TECHNOLOGY, Band 13, Nr. 4, April 1995, Seiten 682–686). Für Schleifen von mehr als 2 km kann das thermische Phasenrauschen 1 μrad/√Hz in dem interessierenden Frequenzbereich übersteigen, was in der Größenordnung der erforderlichen Anordnungs-Empfindlichkeit ist.
Das thermische Rauschen kann als eine Quelle für verteiltes aufgefangenes Rauschen betrachtet werden, ähnlich einer externen Modulation der Verzögerungsschleife, und es kann als solches durch Verwenden leerer Sprossen verringert werden, wie dies weiter oben beschrieben wurde. Das thermische Phasenrauschen kann außerdem durch Verkürzen der Schleifenlänge reduziert werden. Wie dies weiter oben beschrieben wurde, kann die Schleifenlänge verkürzt werden, ohne die Empfindlichkeit bei niedrigen Frequenzen zu ändern, indem die Hydrophon-Lichtleitfaser-Länge um den gleichen Faktor vergrößert wird, um den die Verzögerungsschleife verkürzt wurde. Beispielsweise hat eine Verzögerungsschleife von 40 km mit 50 Metern an Hydrophon-Lichtleitfaser das gleiche Niederfrequenz-Ansprechverhalten wie eine Verzögerungsschleife von 20 km mit 100 Metern der Lichtleitfaser. Die letztere Kombination leidet jedoch weniger an thermischem Phasenrauschen, weil die Gesamtlänge der Verzögerungsschleife um nahezu einen Faktor von zwei kleiner ist.
Durch den Kerr-Effekt induziertes Phasenrauschen
Kerr-induzierte Phasenverschiebungen, die in einem Sagnac-Interferometer erzeugt werden können, wurde ein großes Ausmaß an Aufmerksamkeit für das Lichtleitfaser-Kreiselgerät geschenkt (siehe beispielsweise R. A. Bergh et al., Source statistics and the Kerr effect in fiber-optic gyroscopes, OPTICS LETTERS, Band 7, Nr. 11, November 1982, Seiten 563–565; R. A. Bergh et al., Compensation of the optical Kerr effect in fiber-optic gyroscopes, OPTICS LETTERS, Band 7, Nr. 6, Juni 1982, Seiten 282–284; und N. J. Frigo et al., Optical Kerr effect in fiber gyroscopes: effects of nonmonochromatic sources, OPTICS LETTERS, Band 8, Nr. 2, Februar 1983, Seiten 119–121). Die Anforderungen des Kreiselgerätes und des akustischen Sensors sind jedoch voneinander verschieden, weil das Kreiselgerät Gleichspannungspegel misst. Kleine Gleichspannungs-Offset-Werte, die durch Kerr-induzierte Phasenverschiebungen hervorgerufen werden, die eine Beschränkung bei einem Lichtleitfaser-Kreiselgerät darstellen würden, stellen kein Problem bei einem akustischen Sensor dar. Die Kerr-induzierte Gleichspannungs-Phasenverschiebung stellt kein Problem dar, solange sie nicht den Arbeitspunkt zu weit von der Quadratur fortbewegt. Das Intensitätsrauschen auf der Lichtquelle kann ein Kerr-induziertes Phasenrauschen an dem Ausgang hervorrufen. Die Größe dieses Kerr-induzierten Wechselspannungs-Phasenrauschens ist jedoch klein, solange die Kerr-induzierte Gleichspannungs-Phasenverschiebung klein bleibt. Der Ursprung der Kerr-induzierten Phasenverschiebungen in der Sagnac-Sensoranordnung ist von dem in dem Lichtleitfaser-Kreiselgerät verschieden. Die Asymmetrie der Sagnac-Sensoranordnung begünstigt eine derartige Kerr-Phasenverschiebung wesentlich einfacher als es das nominell symmetrische Kreiselgerät tut. Die Asymmetrie ergibt sich aus dem Anordnungs-Abschnitt sowie der Anordnung von EDFAs, die asymmetrisch sind, weil ein Strahl eine Verstärkung vor der Ausbreitung durch die Verzögerungsschleife sieht, dann einen Verlust sieht, während der Gegensinnig rotierende Strahl einen Verlust und dann eine Verstärkung sieht. Es ist möglich, diese Asymmetrie auszugleichen und die Kerr-induzierte Phasenverschiebung dadurch zu Null zu machen, dass die richtige Position für die EDFAs in der Verzögerungsschleife gewählt wird. Die speziellen Einzelheiten hängen von der genauen Anordnungs-Konfiguration und davon ab, welches Multiplex-Schema verwendet wird.
Nichtlineare Phasenmodulation, die sich aus den EDFAs ergibt
Die Populations-Inversionen, die in den EDFAs erzeugt werden, induzieren eine Phasenverschiebung des Signal-Lichtes, das durch sie hindurchläuft (siehe beispielsweise M. J. F. Digonnet et al., Resonantly Enhanced Nonlinearity in Doped Fibers for Low-Power All-Optical Switching: A Review, OPTICAL FIBER TECHNOLOGY, Band 3, Nr. 1, Januar 1997, Seiten 44–64). Diese Erscheinung wurde zur Erzeugung von vollständig interferometrischen Schaltern verwendet. In einer Sagnac-Sensoranordnung erzeugen die EDFAs innerhalb des Interferometers eine nichtlineare Phasenverschiebung über den gleichen Mechanismus. Änderungen der Populations-Inversion aufgrund von Pump- oder Signal- Leistungsschwankungen erzeugen Phasenmodulationen, die in ein Intensitätsrauschen umgewandelt werden.
Um die Größe dieser Rauschquelle abzuschätzen, muss zunächst eine Feststellung getroffen werden wie die invertierte Population auf Pump- und Signal-Leistungsschwankungen anspricht. Dies kann relativ einfach durch Aufrufen der Raten-Gleichungen für ein Erbium-System durchgeführt werden: N1 + N2 = N0 (11)
worin N₁ und N₂ die Populationsdichten der unteren bzw. der erregten Zustände sind, N₀ die Gesamt-Populationsdichte ist, I die Intensität ist, σ der Querschnitt ist, A_eff die effektive Moden-Fläche in der Lichtleitfaser ist, und τ₂ die Lebensdauer der zweiten Ebene ist. Die Indizes p und s bezeichnen die Pumpe bzw. das Signal, und die Indizes a und e bezeichnen die Absorption bzw. Emission.
Durch Aufteilen von N₁, N₂, I_p und I_s in ihre eingeschwungenen und zeitlich veränderlichen Komponenten und durch Einsetzen hiervon in die Gleichung 12 und Kombinieren der Gleichung 12 mit der Gleichung 11 ergibt sich folgendes Ergebnis:
wobei das hochgestellte ss die Werte im eingeschwungenen Zustand bezeichnet, und die sich zeitlich ändernden Komponenten nunmehr als explizite Funktionen der Zeit beschrieben sind (N₂ = N₂ ^ss + N₂(t)). Wenn angenommen wird, dass N₂(t) wesentlich kleiner als N₂ ^ss ist, so können die letzten zwei Ausdrücke in der Gleichung 13 vernachlässigt werden. Durch Schreiben von I_p(t) = I_p ^msin(f_pt) und I_s(t) = I_s ^msin(f_st) (worin I_p ^m und I_s ^m die Modulations-Amplituden von I_p(t) bzw. I_s(t) bezeichnen und f_p bzw. f_s die Pump- und Signal-Modulationsfrequenzen bezeichnen) und durch Lösen der resultierenden Differentialgleichungen kann festgestellt werden, dass:
Wenn angenommen wird, dass λ_p = 1480 nm ist, λ ss / p = 1550 nm ist, und λ ss / p = 1 W ist, und wenn typische Erbium-Silizium-Querschnitte angenommen werden, so vereinfachen sich die Gleichungen 14 und 15 auf:
Die Pump-induzierten Populations-Inversions-Schwankungen (Gleichung 17) werden als erstes analysiert. Wenn I ss / s = 1 mW ist, λ ss / p = 1 W ist, und angenommen wird, dass l m / p/l ss / p = 10^–6/√Hz (120 dB/√Hz elektronisches SNR) ist, so ist
bei Frequenzen gut unterhalb von 4,3 kHz. Um diesen Wert in eine Phasenmodulation umzuwandeln, kann die Tatsache verwendet werden, dass 10 mW an Pumpleistung, die in einer Erbium-dotierten Lichtleitfaser absorbiert werden, ungefähr 7 Radian einer Phasenverschiebung bei 1550 nm induzieren. (Siehe beispielsweise M. J. F. Digonnet et al., Resonantly Enhanced Nonlinearity in Doped Fibers for Low-Power All-Optical Switching: A Review, OPTICAL FIBER TECHNOLOGY, Band 3, Nr. 1, Januar 1997, Seiten 44– 64). Unter Verwendung von Simulationen ergeben 10 mW an absorbierter Pumpleistung in einer typischen Erbium-dotierten Lichtleitfaser ungefähr 6 dB an Kleinsignal-Verstärkung bei 1550 nm, was nahe an der Verstärkung liegt, die von jedem Verstärker in einer Anordnung mit verteilten EDFAs benötigt wird. (Siehe beispielsweise Craig W. Hodgson et al., Optimization of Large-Scale Fiber Sensor Arrays Incorporating Multiple Optical Amplifiers – Part I: Signal-to-Noise Ratio; Craig W. Hodgson et al., Optimization of Large-Scale Fiber Sensor Arrays Incorporating Multiple Optical Amplifiers – Part II: Pump Power; Jefferson L. Wagener et al., Novel Fiber Sensor Arrays Using Erbium-doped Fiber Amplifiers; und C. W. Hodgson et al., Large-scale interferometric fiber sensor arrays with multiple optical amplifiers, wie oben genannt). Daher ergibt jeder Verstärker ungefähr 7 Radian an Gleichspannungs-Phasenverschiebung. Weil die nichtlineare Phasenverschiebung proportional zur Belegung des oberen Zustandes, N₂, ist, kann dies als ΔN₂/N ss / 2 = Δϕ/γϕ^ss geschrieben werden. Unter Verwendung dieser Beziehung und der Gleichung 17, erneut für I_s ^ss = 1 mW, l m / p/l ss / p = 10^–6/√Hz und f_s<< 4,3 kHz ist das niederfrequente Phasenrauschen, das durch jeden EDFA induziert wird, gleich (7 Radian) × (9 × 10^–10)√Hz ^–1 = 6,3 × 10^–9rad/√Hz. Wenn angenommen wird, dass es insgesamt 500 derartiger Verstärker gibt und dass sich die Phasenmodulationen von allen 500 Verstärkern kohärent addieren, so kann die gesamte durch das Pumprauschen induzierte Phasenverschiebung als 3,2 μrad/√Hz abgeschätzt werden. Das Ziel-Phasen-Grundrauschen wird typischerweise auf 1 μrad/√Hz gesetzt, was anzeigt, dass das nichtlineare Phasenrauschen, das durch die EDFAs aufgrund der Pumpleistungs-Schwankungen induziert wird, nahe an, jedoch nicht wesentlich größer als das erforderliche Phasen-Grundrauschen ist. In der Praxis addieren sich die Phasenmodulationen der Verstärker nicht kohärent, wodurch der Wert von 3,2 μrad/√Hz verringert wird.
Berechnungen der induzierten Phasenverschiebung aufgrund von Signalleistungs-Schwankungen sind komplizierter, weil die Signalleistung nicht nur ein Intensitätsrauschen aufweist, sondern auch durch das Multiplexier-Schema moduliert ist. Wenn erneut der TDMA-Fall betrachtet wird, kann im Allgemeinen, während sich ein vorgegebener Impuls durch einen bestimmten EBFA bewegt, ein sich in Gegenrichtung ausbreitender Impuls, der den EDFA gleichzeitig durchläuft, vorhanden sein oder nicht. Wenn der Schlimmstfall angenommen wird, in dem es immer einen sich in Gegenrichtung ausbreitenden Impuls gibt, ist I_s ^m zweimal das Intensitätsrauschen jedes einzelnen Impulses. Für die Verstärker ist I_s ^m typischerweise das 1,5 bis 2fache des Intensitätsrauschens jedes einzelnen Impulses. Unter der Annahme, dass das Signallicht ein elektronisches SNR von 120 dB/√Hz bei akustischen Frequenzen hat (das heißt, dass I_s ^m/I_s ^ss = 10^–6√Hz), und durch Einsetzen dieses Wertes in die Gleichung 18 zusammen mit I_p ^ss = 1 W und I_s ^m = 2 mW, kann berechnet werden, dass |N₂(f_s)|/N ss / 2 ist angenähert
bei Frequenzen ist, die wesentlich kleiner als 4,3 kHz sind, und dass das Phasenrauschen, das durch das Signal-Intensitätsrauschen in jedem EDFA induziert wird, somit 1,68 × 10^–8rad/√Hz ist. Wenn erneut 500 Verstärker und eine kohärente Addition der gesamten EDFA-induzierten Phasenmodulation angenommen wird, so ist das gesamte durch die EDFA induzierte Phasenrauschen auf jedem Impuls gleich 8,4 μrad/√Hz, ein Pegel, der wiederum die Betriebsleistung der Sagnac-Sensoranordnung beschränken könnte. Eine eingehendere Studie, die das Multiplexierungs-Schema und die exakte Zeitsteuerung der Anordnung berücksichtigt, ist jedoch für eine genauere Berechnung erforderlich.
Multiplexierungs-Schemas in einer Sagnac-Anordnung
Zeit-Multiplexierung
Es wurde bisher angenommen, dass die Sagnac-Sensoranordnung in einer TDM-Konfiguration betrieben wird. Es sei bemerkt, dass in der Sagnac-Sensoranordnung die Quellen-Anforderungen für ein derartiges TDM-System nicht so herausfordernd sind, wie die für eine Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensoranordnung in einer TDM-Konfiguration. Der Grund hierfür ist die Verwendung der Breitband-Quelle in der Sagnac-Sensoranordnung. In der Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensoranordnung ist das Licht von benachbarten Sprossen aufgrund der Quelle mit schmaler Linienbreite kohärent, so dass extrem hohe Extinktions-Verhältnisse an dem Eingangsimpuls zur Verhinderung einer kohärenten Mehrpfad-Interferenz erforderlich sind. Diese hohen Extinktions-Verhältnis-Anforderungen werden dadurch erzielt, dass mehrere Modulatoren in Serie angeordnet werden, was zu einer komplizierten, einen hohen Verlust aufweisenden und aufwändigen Quelle führt. In der Sagnac-Sensoranordnung muss das erforderliche Extinktions- Verhältnis nicht so hoch sein, weil die Breitband-Quelle jede Möglichkeit einer kohärenten Mehrpfad-Interferenz beseitigt. Zusätzlich verhindern die schmalen Linienbreiten, die von der Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensoranordnung benötigt werden, die Verwendung einer gepulsten Laser-Quelle anstelle einer Dauerstrich-(cw-)Laserquelle, die extern mit Lithium-Niobat-Intensitätsmodulatoren moduliert wird. Bei der Sagnac-Sensoranordnung könnte entweder eine Dauerstrich-ASE-Quelle, die extern moduliert wird, eine gepulste ASE-Quelle oder irgendeine Kombination hiervon dazu verwendet werden, die Quelle zu konstruieren. Der Grund hierfür besteht wiederum darin, dass die Sagnac-Sensoranordnung keine Quelle mit schmaler Linienbreite erfordert. Obwohl die vorliegende Erfindung keine Quelle mit schmaler Linienbreite erfordert, sollte es verständlich sein, dass die Sagnac-Sensoranordnung der vorliegenden Erfindung mit einer Quelle mit einer schmalen Linienbreite verwendet werden könnte, wie z.B. einem Laser.
Frequenz-Multiplexierung
Die Verwendung der Breitband-Quelle ermöglicht es weiterhin der Sagnac-Sensoranordnung in Nicht-TDM-Konfigurationen zu arbeiten, ohne dass die Konstruktion geändert wird oder zusätzliche Quellen erforderlich sind. Die Frequenz-Multiplexierung (FDM) wird üblicherweise bei Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensoranordnungen unter Verwendung des phasengenerierten Träger-(PGC-)Schemas verwendet, ist jedoch auch mit der Sagnac-Sensoranordnung kompatibel. 14 zeigt eine grundlegende Sagnac-Sensoranordnung 400 unter Verwendung eines FDM-Schemas. Eine Lichtleitfaser-Superfluoreszent-Quelle (SFS) 402 (oder irgendeine andere Breitband-Quelle, wie z.B. eine LED) erzeugt Eingangs-Licht. Eine gechirpte Intensitätsmodulation wird auf das Eingangs-Licht über einen Intensitätsmodulator 404 angewandt, der durch einen gechirpten Frequenzgenerator 406 gesteuert wird. Das modulierte Licht tritt in eine Sensoranordnung 410 über einen 3 × 3-Koppler 412 ein. Das Licht durchläuft eine Verzögerungsschleife 414 und mehrere Mess-Sprossen 416(i), die jeweilige Sensoren 418(i) aufweisen. Leere (nicht gezeigte) Sprossen können ebenfalls eingefügt werden, falls gewünscht. Nach dem Durchlaufen der Verzögerungsschleife 414 und der Sprossen 416(i) tritt das Licht aus der Sensoranordnung 410 über den Koppler 412 aus und wird durch einen Detektor 420 detektiert, der ein elektrisches Ausgangssignal in Abhängigkeit von dem detektierten Licht erzeugt.
Das elektrische Ausgangssignal von dem Detektor 420 wird in einem Mischer 422 mit der gleichen gechirpten Frequenz gemischt, die zeitlich durch eine Verzögerung 424 verzögert wurde, die die gechirpte Frequenz um eine Zeit Δt verzögert. In dem in 14 gezeigten Aufbau wird das Ausgangssignal des Mischers 422 einem Spektrum-Analysator 426 zugeführt. In einer Betriebsumgebung wird der Ausgang des Mischers 422 einem (nicht gezeigten) Signalverarbeitungs-Teilsystem zugeführt, das den Ausgang des Mischers 422 analysiert, um die auf die Anordnung 410 auftreffenden akustischen Signale zu reproduzieren.
Die von den Sensoren 418(i) in den verschiedenen Sprossen 416(i) zurückkehrenden Signale werden weiter gegenüber der verzögerten Chirp-Frequenz verzögert. Dies ist durch die grafischen Darstellungen in 15 durch die ursprüngliche gechirpte Frequenz 450, die verzögerte gechirpte Frequenz 452 von der Verzögerung 424, das gechirpte Rücklauf-Signal 460 von der ersten Sprosse, das gechirpte Rücklauf-Signal 462 von der zweiten Sprosse und das gechirpte Rücklauf-Signal 464 von der dritten Sprosse dargestellt. In dem Mischer 422 werden getrennte Überlagerungsfrequenzen f_b1 470, f_b2 472 bzw. f_b3 474 (in 14 gezeigt) zwischen der gemischten gechirpten Frequenz 452 und jedem der Signale gebildet, die von den verschiedenen Sprossen in der Sagnac-Sensoranordnung 410 zurückkehren. (Siehe beispielsweise S. F. Collins et al., A Multiplexing Scheme For Optical Fibre Interferometric Sensors Using An FMCW Generated Carrier, OFS '92 Conference Proceedings, Seiten 209–211). Obwohl lediglich drei gechirpte Rücklauf-Signale 460, 462, 464 in 15 gezeigt sind, wird in Betracht gezogen, dass bis zu N Rücklauf-Signale geschaffen werden können, wobei N die Anzahl der Sprossen in der Anordnung 410 ist. Die gechirpten Rücklauf-Signale von der N-ten Sprosse rufen eine Überlagerungsfrequenz f_bN in dem Mischer 422 hervor.
Wie dies durch eine schaubildliche Darstellung eines spektralen Ausganges in 14 erläutert ist, erscheint die akustische Modulation der Signale als obere Seitenbänder 480, 481, 482 und untere Seitenbänder 484, 485, 486 zu den Überlagerungsfrequenzen. Ein Vorteil dieses FDM-Schemas besteht darin, dass die Anforderungen an die Anordnungs-Zeitsteuerung weitgehend gegenüber denjenigen verringert sind, die bei einem TDM-System erforderlich sind. Ein TDM-System erfordert eine bestimmte Verzögerung zwischen benachbarten Sprossen, um zu verhindern, dass Impulse einander überlappen, und dies kann ein herausforderndes Konstruktionsproblem darstellen. Bei der FDM verschieben Änderungen der Lichtleitfaser-Längen die Überlagerungsfrequenzen, rufen jedoch keine Überlappung zwischen Signalen hervor, solange wie diese Überlagerungsfrequenzen durch das Doppelte des akustischen Detektionsbereiches getrennt sind. Das Letztere wird durch Auswahl der richtigen Chirp-Rate erreicht. Im Gegensatz zu einem TDM-System liefern alle Pfade Licht zu allen Zeiten zurück, was zu einem Phasenrauschen zwischen den verschiedenen inkohärenten Signalen führen kann. Die Breitband-ASE-Lichtquelle macht die Amplitude dieses Phasenrauschens zu einem Minimum. (Siehe beispielsweise Moslehi, Analysis of Optical Phase Noise in Fiber-Optic Systems Employing a Laser Source with Arbitrary Coherence Time, Journal of Lightwave Technology, Band LT-4, Nr. 9, September 1986, Seiten 1334–1351).
Code-Multiplexierung
Der Code-Multiplexierung (CDM) wurde in letzterer Zeit zunehmender Aufmerksamkeit hinsichtlich der Verwendung in Sensor-Anordnungen geschenkt. (Siehe beispielsweise A. D. Kersey et al., Code-division Multiplexed Interferometric Array With Phase Noise Reduction And Low Crosstalk; OFS '92 Conference Proceedings, Seiten 266–269; und H. S. Al-Raweshidy et al., Spread spectrum technique for passive multiplexing of interferometric optical fibre sensors; SPIE, Band 1314 Fibre Optics '90, Seiten 342–347). Wie dies für eine Sagnac-Sensoranordnung 600 in 16 gezeigt ist, wird das Eingangs-Licht von einer Lichtleitfaser-Superfluoreszenz-Quelle 602 (oder einer anderen Breitband-Quelle, wie z.B. einer LED) durch einen Intensitätsmodulator 604 gemäß einem Pseudo-Zufalls-Code moduliert, der durch einen Code-Generator 606 erzeugt wird. Das modulierte Licht wird einer Interferometrie-Schleife 608 über einen 3 × 3-Koppler 610 zugeführt und breitet sich durch eine Verzögerungsschleife 614 und eine Vielzahl von Sprossen 616(i) in einer Anordnung 612 aus. Bei der dargestellten Ausführungsform schließt jede Sprosse 616(i) einen jeweiligen Sensor 618(i) ein. Leere (nicht gezeigte) Sprossen können ebenfalls eingefügt werden, wenn dies erwünscht ist. Das Licht kehrt von der Schleife über den 3 × 3-Koppler 610 zurück und wird von einem Detektor 620 detektiert. Das elektrische Ausgangssignal des Detektors 620 wird einem Korrelator 622 zusammen mit dem Ausgang eines Code-Generators 606 zugeführt, wobei dieser Ausgang für eine Dauer von τ_cor durch eine Verzögerung 624 verzögert wird. Die Bit-Dauer des Pseudo-Zufalls-Codes ist kürzer als die Ausbreitungs-Verzögerung zwischen benachbarten Sprossen in der Anordnung 612. Wenn τ_cor gleich einer der Schleifen-Durchlaufzeiten τ_n durch eine jeweilige Sprosse 616(i) ist, so ist das von diesem Sensor in der Sprosse 616(i) zurückkehrende Signal mit dem verzögerten Pseudo-Zufalls-Code korreliert. Die anderen Signale, die Verzögerungen τ_j haben, wobei |τ_j – τ_i| > τ_bit ist, korrelieren auf Null. Der Korrelationsprozess beinhaltet beispielsweise die Multiplikation des detektierten Signals mit 1 oder –1 (oder Lenken des Signals in einem elektronischen Gatter 630 an die nicht invertierenden und invertierenden Eingänge eines Differenzverstärkers 632) in Abhängigkeit davon, ob der Korrelationscode ein oder aus ist. Das Ausgangssignal des Differenzverstärkers an einer Leitung 634 ist der korrelierte Ausgang. Das Signal wird dann über eine Periode τ_avg zeitlich gemittelt, die gleich der Dauer des Codes ist. Die nichtkorrelierten Signale ergeben einen zeitlichen Mittelwert von Null, wodurch das Signal von dem Sensor 618(i) isoliert wird. τ_cor wird abgetastet, um sequenziell die Signale von allen Signalen zurückzugewinnen.
Ein Vorteil von CDM gegenüber TDM besteht darin, dass die Verzögerung zwischen den Sensoren nicht genau gesteuert werden muss. Irgendwelche Schleifenverzögerungen τ_j, bei denen |τ_j – τ_j ± 1| > τ_bit ist, sind akzeptabel (worin τ_bit die Dauer eines Impulses in dem Code ist). Eine Korrelation erfordert eine Kenntnis der τj's, die leicht zu messen sind. Wie bei FDM ergibt die Verwendung einer Breitband-Quelle den Vorteil, dass das Phasenrauschen verringert wird, das sich aus der Addition aller der Signale miteinander ergibt.
Im Vorstehenden wurde eine neuartige Konstruktion für eine akustische Sensor-Anordnung auf der Grundlage des Sagnac-Interferometers beschrieben. Die Hauptvorteile dieser Konstruktion sind die Verwendung von in dem gleichen Pfad angeordneten Interferometern. Dies beseitigt die Umwandlung des Quellen-Phasenrauschens in ein Intensitätsrauschen, was bei Mach-Zehnder-Interferometrie-Sensoren überwiegt, und ermöglicht die Verwendung einer preisgünstigen, eine hohe Leistung aufweisenden ASE-Quelle oder einer anderen Breitband-Quelle. Es wurde gezeigt, dass das Ansprechverhalten der Sagnac-Sensoranordnung als Funktion der akustischen Frequenz an die des Ozean-Grundrauschens angepasst ist. Die Konstruktion ermöglicht weiterhin eine dramatische Vergrößerung des dynamischen Bereiches ohne die Hinzufügung von Hydrophonen durch Verwendung einer zusätzlichen sehr kurzen Verzögerungsschleife. Eine Technik zur Beseitigung eines Polarisations-induzierten Signalschwundes wurde vorstehend erläutert. Die Sagnac-Sensoranordnung ermöglicht weiterhin die Verwendung verschiedener Multiplexierungs-Schemas in einer einfacheren Form, als sie mit einer Standard-Mach-Zehnder-Anordnung erreichbar ist. Aufgrund dieser Merkmale ergibt die Sagnac-Sensoranordnungs-Konstruktion eine sehr vielversprechende Alternative zu Mach-Zehnder-Interferometer-basierten Sensoranordnungen.
Gefaltete Sagnac-Sensoranordnung
Die 17–20 zeigen alternative Ausführungsformen einer verteilten akustischen Sensoranordnung auf der Grundlage des Sagnac-Effektes, die eine Architektur hat, die modifiziert wurde, um die verteilte Einstreuung in die Herabführungs-Lichtleitfasern zu verringern. Im Einzelnen zeigt 17 eine grundlegende gefaltete akustische Sagnac-Lichtleitfaser-Sensoranordnung 700, die eine Quelle 702, einen ersten Detektor 704 und einen zweiten Detektor 706 umfasst. Vorzugsweise sind die Quelle 702, der erste Detektor 704 und der zweite Detektor 706 in dem trockenen Ende der Sensoranordnung 700 angeordnet (beispielsweise an der Küste oder an Bord eines Schiffes).
Die Quelle 702 erzeugt Lichtimpulse, die mit einem 3 × 2-Koppler 710 über eine Herabführungs-Lichtleitfaser 708 gekoppelt sind. Wie dies gezeigt ist, befindet sich der 3 × 3-Koppler in dem nassen Ende (beispielsweise in der Nähe des Meeresbodens). Der 3 × 3-Koppler 710 hat einen ersten Ausgangs-Port, der mit einem Ende einer gemeinsamen Lichtleitfaser-Sprosse (Sprosse 0) 712 gekoppelt ist, er hat einen zweiten Ausgangs-Port, der mit einer ersten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 einer Anordnung 716 gekoppelt ist, und er weist einen dritten Ausgangs-Port auf, der in einer nichtreflektierenden Weise abgeschlossen ist. Ungefähr 33 Prozent des Lichtes von der Quelle 702 werden an jeden der ersten und zweiten Ports des 3 × 3-Kopplers gekoppelt, und somit breitet sich ungefähr 33 Prozent des Lichtes zu der gemeinsamen Lichtleitfaser-Sprosse 712 und ungefähr 33 Prozent des Lichtes zu der Anordnung 716 aus. Wie dies weiter oben erläutert wurde, können, obwohl hier ein 3 × 3-Koppler 710 beschrieben wurde, andere n × m-Koppler (beispielsweise ein 2 × 2-Koppler, ein 4 × 4-Koppler usw.) mit der Ausführungsform nach 17 und den alternativen Ausführungsformen der vorliegenden Erfindung verwendet werden, die nachfolgend beschrieben werden.
Die Anordnung 716 umfasst eine Anzahl von Sprossen 718(i) (das heißt 718(1), 718(2), ... 718(N)), die zwischen der ersten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 und einer zweiten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 gekoppelt sind. Jede Sprosse 718(i) schließt einen jeweiligen akustischen Sensor (das heißt Hydrophon) 722(i) ein. Die Anordnung 716 schließt in vorteilhafter Weise verteilte Erbium-dotierte Lichtleitfaser-Verstärker (EDFAs) 724 ein, wie sie vorstehend in Verbindung mit 3 beschrieben wurden. (Die Pump-Quelle für die EDFAs 724 ist in 17 nicht gezeigt). Obwohl die Erfindung hier anhand der Anordnung 716 beschrieben wird, können andere Anordnungs-Konfigurationen ebenfalls in vorteilhafter Weise bei der vorliegenden Erfindung verwendet werden.
Die zweite Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 koppelt die Anordnung 716 mit einem ersten Port eines 2 × 2-Kopplers 730. Ein zweites Ende der gemeinsamen Sprosse (Sprosse 0) 712 ist mit einem zweiten Port des 2 × 2-Kopplers 730 gekoppelt. Obwohl hier eine Anordnung 716 mit mehreren Sensoren 722(i) beschrieben wird, sollte es verständlich sein, dass die vorliegende Erfindung Anwendungen für ein Sensor-System hat, das lediglich einen einzigen Sensor 722 aufweist.
Ein dritter Port des 2 × 2-Kopplers 730 ist nichtreflektierend an einem Anschluss 732 abgeschlossen. Ein vierter Port des 2 × 2-Kopplers 730 ist mit einer Verzögerungsschleifen-Herabführungs-Lichtleitfaser 740 gekoppelt. Die Verzögerungsschleifen-Herabführungs-Lichtleitfaser 740 koppelt den vierten Port des 2 × 2-Kopplers mit einem ersten Ende einer Verzögerungsschleife 750. Die Verzögerungsschleife 750 kann sich entweder in dem trockenen Ende, wie dies gezeigt ist, oder in dem nassen Ende befinden. Ein zweites Ende der Verzögerungsschleife 750 ist mit einem Reflektor 752 derart gekoppelt, dass das zweite Ende der Verzögerungsschleife 750 verlassendes Licht zurück in die Verzögerungsschleife 750 reflektiert wird, sich durch die Verzögerungsschleife 750 ausbreitet und sich über die Verzögerungsschleifen-Herabführungs-Lichtleitfaser 740 zurück zum vierten Port des 2 × 2-Kopplers 730 ausbreitet. Das von der Schleifen-Herabführungs-Lichtleitfaser 740 zurückgelieferte Licht wird durch den 2 × 2-Koppler 730 aufgeteilt, wobei sich im Wesentlichen gleiche Teile in der gemeinsamen Sprosse 720 und in der Anordnung 716 ausbreiten, wobei sich beide Teile in Richtung auf den 3 × 3-Koppler 710 ausbreiten. Die zwei Teile werden in dem 3 × 3-Koppler 710 kombiniert, wobei die Lichtimpulse, die die gleiche Strecke durch die Anordnung 716 und die gemeinsame Sprosse 712 durchlaufen haben, eine Interferenz ergeben, während die Lichtimpulse, die unterschiedliche Strecken durchlaufen haben, keine Interferenz ergeben. Die sich aus der Interferenz ergebenden Signale werden von dem 3 × 3-Koppler 710 als erste und zweite Ausgangssignale abgegeben, die sich jeweils zu dem ersten Detektor 704 über eine erste Detektor-Herabführungs-Lichtleitfaser 770 ausbreiten und sich zu dem zweiten Detektor 706 über eine zweite Detektor-Herabführungs-Lichtleitfaser 772 ausbreiten. Die Detektoren 704, 706 erzeugen elektrische Ausgangssignale, die durch (nicht gezeigte) Elektroniken in einer konventionellen Weise analysiert werden, um die akustischen Signale zu reproduzieren, die auf die Sensoren 722(i) auftreffen. Wie dies nachfolgend erläutert wird, kehren die Signale, die eine Interferenz in dem 3 × 3-Koppler 710 ergeben, von jedem Sensor 722(i) zu unterschiedlichen Zeiten zurück, und sie können daher durch eine Zeitmultiplexierung, Frequenzmultiplexierung, Codemultiplexierung oder dergleichen getrennt werden, wie dies weiter oben erläutert wurde. Die keine Interferenz ergebenden Signale erzeugen keine detektierbaren Ausgangssignale und werden ignoriert.
Die Ausführungsform nach 17 kann weiterhin durch Einfügen eines (nicht gezeigten) Depolarisators in eines der Lichtleitfaser-Segmente 712, 714 oder 720 in Verbindung mit einer nicht polarisierten Quelle modifiziert werden, wie dies weiter oben in Verbindung mit dem Sagnac-Interferometer beschrieben wurde. Derartige Ausführungsformen werden nachfolgend in Verbindung mit den 23A, 23B und 23C beschrieben.
Das Licht in einem einzigen Impuls von der Quelle 702 wird nunmehr durch die Sensoranordnung 700 verfolgt. Ein Quellen-Impuls von der Quelle 702 wird abgestrahlt und bewegt sich entlang der Quellen-Herabführung 708 und durch den 3 × 3-Koppler 710 zu einer gemeinsamen Sprosse 712 und zu der Anordnung 716.
Zusammen bilden die gemeinsame Sprosse 712 und die N Sprossen 718(i) in der Anordnung 716 N + 1 getrennte Pfade für die Quellen-Impulse, um sich zu dem 2 × 2-Koppler 730 hin auszubreiten. Weil es N + 1 getrennte Pfade für den Quellen-Impuls gibt, die er durchlaufen kann, wird der Quellen-Impuls auf N + 1 getrennte Impulse aufgeteilt, die den 2 × 2-Koppler 730 durchlaufen und die Verzögerungsschleifen-Herabführung 740 zur Verzögerungsschleife 750 durchlaufen. Nach dem Durchlaufen der Verzögerungsschleife 750 werden die N + 1 Impulse durch den Reflektor 752 reflektiert und breiten sich dann zurück durch die Verzögerungsschleife 750, entlang der Verzögerungsschleifen-Herabführung 740 zu dem 2 × 2-Koppler 730 in dem nassen Ende aus, immer noch als N + 1 getrennte Impulse. Jeder der N + 1 Impulse wird erneut in N + 1 Impulse in der gemeinsamen Sprosse 712 und den N Sprossen 718(i) aufgeteilt. Nach dem Durchlaufen in Rückwärtsrichtung durch die gemeinsame Sprosse 712 und die Sprossen 718(i) werden die (N + 1)² Impulse in dem 3 × 3-Koppler 710 kombiniert und kehren dann entlang der Detektor-Herabführungen 770, 772 zurück zum trockenen Ende, wo die Impulse durch die ersten und zweite Detektoren 704, 706 detektiert und analysiert werden.
Weil es (N + 1)² mögliche getrennte Kombinationen von Pfaden von der Quelle 702 zu dem Reflektor 752 und zurück zu den Detektoren 704, 706 gibt, gibt es (N + 1)² zurückgelieferte Impulse. Die einzigen Impulse, die eine Interferenz in einer brauchbaren Weise ergeben, sind Paare von Impulsen, die die gleiche exakte Pfadlänge durchlaufen, jedoch in entgegengesetzter Reihenfolge. Für die Zwecke der folgenden Beschreibung wird ein Impuls durch zwei Zahlen identifiziert, wobei die erste Zahl den von dem Impuls von der Quelle 702 zum Reflektor 752 genommenen Pfad identifiziert, während die zweite Zahl den Pfad identifiziert, den der Impuls von dem Reflektor 752 zurück zu den Detektoren 704, 706 nimmt. Beispielsweise durchläuft der Impuls 0,1 die gemeinsame Sprosse (Sprosse 0) 712, dann durch die Verzögerungsschleife 750 zum Reflektor 752, zurück durch die Verzögerungsschleife 750 und dann durch die Sprosse 718(1). Der Impuls 1,0 durchläuft als erstes die Sprosse 718(1) und dann die Verzögerungsschleife 750 zum Reflektor 752, dann zurück durch die Verzögerungsschleife 750 und dann durch die gemeinsame Sprosse (Sprosse 0) 712. Weil die von dem Impuls 0,1 durchlaufene Strecke identisch zu der Strecke ist, die von dem Impuls 1,0 durchlaufen wird, ergeben der Impuls 0,1 und der Impuls 1,0 eine Interferenz, wenn sie an dem 3 × 3-Koppler kombiniert werden, und sie bilden daher ein einen gemeinsamen Pfad aufweisendes Interferometer (das heißt ein gefaltetes Sagnac-Interferometer) in der gleichen Weise wie die vorstehend beschriebenen Sagnac-Interferometer. Eine akustische Messung ergibt sich aus dem Hydrophon 722(1), das in der Sprosse 1 angeordnet ist, die auf eine akustische Modulation anspricht. Die eine Interferenz aufweisenden Impulse 0,1 und 1,0 sehen das Hydrophon 722(1) zu unterschiedlichen Zeiten und nehmen damit eine Phasendifferenz aufgrund der sich zeitlich ändernden akustischen Modulation des Hydrophons 722(1) auf. An dem 3 × 3-Koppler 710 wird diese Phasendifferenz in eine Intensitätsmodulation umgewandelt, die entlang der Detektor-Herabführungen 770, 772 zu den Detektoren 704, 706 übertragen wird. Die gleiche Wirkung ergibt sich für die Impulse 0,2 und 2,0, für die Impulse 0,3 und 3,0 usw.
Weil das gefaltete Sagnac-Interferometer einen gemeinsamen Pfad aufweist, kann die Quelle 702 eine kurze Kohärenz-Länge aufweisen, was bedeutet, dass eine Interferenz lediglich zwischen Impulsen auftritt, die nahezu identische Pfade durchlaufen haben. Daher ergibt der Impuls i,j eine Interferenz lediglich mit dem Impuls j,i. Wie dies weiter oben angegeben wurde, gibt es N interessierende Interferometer (Impuls 0,i ergibt eine Interferenz mit dem Impuls i,0 für i = 1 bis N). Es gibt weiterhin die vielen anderen Interferometer, die die gemeinsame Sprosse (Sprosse 0) 712 nicht einschließen (beispielsweise ergibt der Impuls 1,2 eine Interferenz mit dem Impuls 2,1, der Impuls 1,3 ergibt eine Interferenz mit dem Impuls 3,1, usw.). Derartige eine Interferenz ergebende Impulse tragen zu Störungen der Nutzimpulse bei und sollen hier als Störimpulse bezeichnet werden. Diese Störimpulse übertragen zwei Arten von Störungen. Wie bei allen Impulsen übertragen zusätzliches sie Schrotrauschen, ASE-Signal-Überlagerungsrauschen (in einer verstärkten Anordnung), Phasenrauschen usw., wodurch das erfasste Rauschen vergrößert wird. Die Störimpulse, die ein unerwünschtes Interferometer bilden (Impuls 1,2, der eine Interferenz mit dem Impuls 2,1 ergibt, usw.) übertragen weiterhin eine Intensitätsmodulation aufgrund der interferometrischen Messung von akustischen Wellen. Diese Intensitätsmodulation ist ein unerwünschtes Signal und kann als eine Rausch-Quelle betrachtet werden. Es ist wichtig, festzustellen, dass diese unerwünschten Interferometer als ihren Interferenz-Punkt die Koppler 280(1) bis 280(N) haben, wobei die Sprossen 218(1) bis 218(N) mit der ersten Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 der Anordnung 716 gekoppelt sind, während die Signalimpulse eine Interferenz an dem 3 × 3-Koppler 710 ergeben. Weil die Störimpulse eine Interferenz ergeben, bevor sie den 3 × 3-Koppler 710 erreichen, wird die Intensitätsmodulation der Störimpulse gleichzeitig an beide Detektoren 704 und 706 geliefert. Die Signalimpulse, die eine Interferenz an dem 3 × 3-Koppler ergeben, erzeugen jedoch eine asymmetrische Intensitätsmodulation. Daher ergibt sich durch eine Differenzverstärkung der Ströme von den Detektoren 704, 706 eine Addition der Intensitätsmodulation der Signalimpulse und eine Subtraktion der Intensitätsmodulation der Störimpulse, so dass der Störbeitrag der unerwünschten Interferometer verringert wird.
Zum vollständigen Beseitigen der gesamten Störungen, die von diesen Störimpulsen beigetragen werden, können die interessierenden Impulse von den Störimpulsen unter Verwendung eines Zeitmultiplexierungs-Schemas und durch geeignete Wahl der Verzögerungslängen getrennt werden. Im Einzelnen wird die optische Pfadlänge von dem 3 × 3-Koppler 710 durch die gemeinsame Sprosse 712 zu dem 2 × 2-Koppler 730 so ausgewählt, dass sie einer Ausbreitungszeit t entspricht. Die optische Pfadlänge des Lichtleitfaser-Abschnittes von dem 3 × 3-Koppler zu dem Koppler 780(1) durch die erste Sprosse 718(1) zu einem entsprechenden Koppler 790(1) und zu dem 2 × 2-Koppler 730 ist so ausgewählt, dass sie gleich (N + 1)t ist. Ein Teil der optischen Pfadlänge ist ein gemeinsamer Pfad von dem 3 × 3-Koppler 710 zu dem Koppler 780(1) und von dem Koppler 790(1) zu dem 2 × 2-Koppler 730, und ein Teil der optischen Pfadlänge verläuft durch die Sprossen 718(1). Die optischen Pfadlängen durch jede der Sprossen 718(i) sind vorzugsweise so ausgewählt, dass sie angenähert gleich sind. Die Gesamtlänge des optischen Pfades von dem Koppler 780(1) zu dem Koppler 780(2) und der optische Pfad von dem Koppler 790(2) zu dem Koppler 790(1) ist so ausgewählt, dass sie t ist, so dass die gesamte optische Pfadlänge von dem 3 × 3-Koppler 710 zu dem 2 × 2-Koppler 730 durch die zweite Sprosse 718(2) um t länger ist, als die gesamte optische Pfadlänge von dem 3 × 3-Koppler 710 zu dem 2 × 2-Koppler 730 durch die erste Sprosse 718(1) (das heißt die gesamte optische Pfadlänge zwischen den zwei Kopplern 710, 730 durch die zweite Sprosse 718(2) ist (N + 2)t). Die gesamte zusätzliche optische Pfadlänge für jede nachfolgende Sprosse ist so ausgewählt, dass sie gleich t ist. Somit ist die Laufzeit des Lichtes von dem 3 × 3-Koppler 710 durch eine Sprosse 718(i) zu dem 2 × 2-Koppler 730 als die Verzögerungszeit T_i der Sprosse 718(i) definiert.
Gemäß der vorstehenden Beschreibung wird T_i durch die optischen Pfadlängen durch die Sprossen wie folgt bestimmt:

Tj = t i = 0 (für die gemeinsame Sprosse 712)

Tj = (N + i)t 1 £ i £ N (für jede der Mess-Sprossen 718(1), 718(2), usw.
Aus dem Vorstehenden ist zu erkennen, dass die optische Pfadlänge durch die am weitesten entfernt liegende Sprosse N gleich (N + N)t oder 2Nt ist.
Die Dauer jedes Impulses ist so ausgewählt, dass sie nicht größer als t ist. So ist, wie dies in 18 gezeigt ist, der erste Impuls 800, der an den 3 × 3-Koppler 710 zurückgeliefert wird, der Impuls, der die gemeinsame Sprosse 712 (das heißt die Sprosse 0) von der Quelle 702 zu dem Reflektor 752 und zurück zu den Detektoren 704, 706 durchlaufen hat. Dieser Impuls hat eine Gesamt-Ausbreitungszeit von 2t. (Bei dem Vergleich von Ausbreitungszeiten wird die Ausbreitungszeit jedes Impulses zum Reflektor 752 durch die Verzögerungsschleife 750 und zurück ignoriert, weil die Ausbreitungszeit für alle Impulse gemeinsam ist und einfach als eine Versetzung (nicht gezeigt) für das Zeitdiagramm in 18 wirkt). Der nächste Satz 810 von Impulsen, die an die Detektoren 702, 706 zurückgeliefert werden, sind die Impulse, die die gemeinsame Sprosse 712 in einer Richtung durchlaufen, und eine Mess-Sprosse 718(i) in der entgegengesetzten Richtung durchlaufen (das heißt die Impulse 0,1 und 1,0; 0,2 und 2,0; 0,3 und 3,0 bis 0,N und N,0). Diese Impulse haben jeweilige Ausbreitungszeiten von 2t + Nt, 3t + Nt, 4t + Nt bis (N + 1)t + Nt. Somit werden alle Nutzimpulse zwischen einer Zeit (N + 2)t und einer Zeit (2N + 2)t empfangen (unter Einschluss der Dauer t des letzten empfangenen Impulses). Im Gegensatz hierzu werden die eine Interferenz ergebenden Impulse, die eine Mess-Sprosse 718(i) in beiden Richtungen durchlaufen (das heißt die Impulse 1,1, 1,2 und 2,1, 1,3 und 3,1, ..., 2,2, 2,3 und 3,2, ..., usw.) als ein Satz von Impulsen 820 zwischen einer Zeit 2(N + 2)t und einer Zeit (4N + 1)t empfangen. Somit sind die Signalimpulse von den Störimpulsen getrennt.
Beispielsweise ist in 18 die Anzahl der zurücklaufenden Impulse als eine Funktion der Zeit für N = 50 aufgetragen. Wie dies gezeigt ist, wird ein einzelner Impuls zu einer Zeit 2t empfangen. Danach werden keine Impulse während des Intervalls 3t bis 52t empfangen. Dann werden von 52t bis 102t zwei Impulse während jedes Zeitintervalls empfangen. Die Störimpulse kehren dann von einer Zeit 102t bis zu einer Zeit 201t zurück. Auf diese Weise sind die Signalimpulse zeitlich von den Störimpulsen getrennt, wodurch verhindert wird, dass die Störimpulse Störungen zu den Signalimpulsen hinzufügen. Die (nicht gezeigten) elektronischen Schaltungen werden in einfacher Weise so synchronisiert, dass sie lediglich die Impulse betrachten, die zwischen der Zeit 52t und der Zeit 102t empfangen werden.
Es sei bemerkt, dass die Quelle 702 aktiviert werden kann, um den nächsten Impuls zu einem Zeitintervall von 150t bezogen auf den vorhergehenden Impuls auszusenden, weil das Intervall von 0t bis 50t als Antwort auf den nächsten Impuls das Intervall von 150t bis 200t von Störimpulsen überlappen kann, die als Antwort auf den vorhergehenden Quellen-Impuls zurücklaufen. Somit kann ein nächster Satz 830 von Nutzimpulsen zur Zeit 201 anzukommen beginnen. Daher hat die Ausführungsform nach den 17 und 18 einen Gesamt-Arbeitszyklus von ungefähr 1/3 für nutzbare Signalinformation.
Der Vorteil des gefalteten akustischen Sagnac-Lichtleitfaser-Sensors 70 gegenüber der in den vorhergehenden Figuren gezeigten Sagnac-Schleife besteht darin, dass die Verzögerungs-Lichtleitfaser 750 gegen eine Modulation unempfindlich ist. Weil die Herabführungen in vielen Fallen ziemlich lang sind und großen Bewegungen und Schwingungen ausgesetzt sind, stellt eine verteilte Herabführungs-Einstreuung eine möglicherweise schwerwiegende Beschränkung eines akustischen Sagnac-Lichtleitfaser-Sensors dar. Bei dem gefalteten Sagnac-Lichtleitfaser-Sensor 700 sind die Herabführungen für die Quelle 708 und die Detektoren 770, 772 unempfindlich, weil diese außerhalb des Interferometers auftreten. Die Verzögerungsschleifen-Herabführung 740 ist unempfindlich, weil alle die eine Interferenz ergebenden Impulse diese gleiche Lichtleitfaser getrennt durch kleine Zeitverzögerungen durchlaufen (ungefähr 1 Mikrosekunde) und somit die gleichen Störungen sehen. Irgendeine niederfrequente (wesentlich kleiner als ungefähr 1 MHz) Modulation auf die Verzögerungsschleifen-Herabführung und die Verzögerungsschleife selbst wird im wesentlichen gleichförmig von beiden eine Interferenz ergebenden Impulsen gesehen und trägt somit nicht zu einer Phasendifferenz bei. Der Anordnungs-Abschnitt 716 und die gemeinsame Sprosse 712 bilden die einzigen empfindlichen Lichtleitfasern in dem Interferometer 700.
Wie dies in 17 gezeigt ist, können die ferngepumpten verteilten Erbium-dotierten Lichtleitfaser-Verstärker (EDFAs) 724 in der gesamten Anordnung 216 angeordnet werden, um die Leistung zu regenerieren, wie dies weiter oben erläutert wurde.
Der 3 × 3-Koppler 710 wird dazu verwendet, jeden Sensor 722(i) auf einen Arbeitspunkt in der Nähe der Quadratur zu bringen und um eine Quellen-Rausch-Subtraktion zu ermöglichen. Eine Rausch-Subtraktion ergibt sich aus der Tatsache, dass jeder Detektor 704, 706 auf einen Arbeitspunkt auf einer entgegengesetzten Steigung vorgespannt sind (aufgrund der Art und Weise, wie die den 3 × 3-Koppler 710 verlassenden Signale eine Phasenlage bezüglich einander aufweisen), was bewirkt, dass eine Phasenmodulation in asymmetrischer Weise die Intensität an jedem Detektor beeinflusst, während das Quellen-Überschuss-Rauschen die Intensität an jedem Detektor symmetrisch beeinflusst. Daher werden durch eine Differenzverstärkung der Detektorausgänge die durch Phasenmodulation induzierten Intensitätsvariationen addiert, und das Intensitätsrauschen der Quelle wird in der gleichen Weise subtrahiert, wie die Signale von den unerwünschten Interferometern subtrahiert werden würden.
Es sollte anhand der 17 und 18 verständlich sein, dass ein ähnlicher Zeitmultiplexierungs-Effekt durch die Bereitstellung einer längeren optischen Pfadlänge durch die gemeinsame Sprosse 712 und kürzerer optischer Pfadlängen durch die Mess-Sprossen 718(i) erreicht werden kann. Beispielsweise kann die gemeinsame Sprosse 712 in vorteilhafter Weise so ausgewählt werden, dass sie eine optische Pfadlänge von 2Nt (das heißt T₀ = 2N) hat, und dass die optischen Pfadlängen durch die Sprossen in vorteilhafter Weise so ausgewählt werden, dass sie t, 2t, 3t, ... Nt sind. Das vorstehende kann wie folgt zusammengefasst werden:

Tj = 2Nt i = 0 (für die gemeinsame Sprosse 712)

Tj = jt 1 £ i £ N (für jede der Mess-Sprossen 718(1), 718(2), usw.).
Somit hat das erste Signal, das zurückkehrt, eine optische Laufzeit (wobei wiederum die Ausbreitungszeit durch die Verzögerungsschleife 750 subtrahiert wird, die allen Signalen gemeinsam ist) von 2t, was die Zeit ist, die für das Durchlaufen der ersten Sprosse 718(1) in beiden Richtungen erforderlich ist. Die längste Verzögerung irgendeines Signals, das eine der Mess-Sprossen 718(1) in beiden Richtungen durchläuft, ist 2N für einen Signalimpuls, der in beiden Richtungen durch die am entferntesten liegende Mess-Sprosse 718(N)) hindurchläuft. Das erste nutzbare Signal, das zurückkehrt, ist ein Signal, das sich aus der Interferenz eines Signals, das in den Reflektor 752 durch die gemeinsame Sprosse 712 eintritt und durch die erste Mess-Sprosse 718(1) zurückkehrt, mit einem Signal ergibt, das den Reflektor 752 durch die erste Mess-Sprosse 718(1) durchläuft und durch die gemeinsame Sprosse 712 zurückkehrt. Das Interferenz-Signal kommt zu einer Zeit (2N + 1)t an, die später als das letzte unerwünschte Signal ist. Das letzte nutzbare Signal kommt zu einer Zeit (2N + N)t (das heißt 3Nt) an. Schließlich kommt ein Signal, das durch einen Impuls erzeugt wurde, der zu dem Reflektor 752 und von diesem fort die gemeinsame Sprosse 712 durchläuft, zu einer Zeit 4Nt an, die gut von den nutzbaren, eine Interferenz aufweisenden Signalen getrennt ist.
Es ist wünschenswert, dass akustische Sensoren einen dynamischen Bereich (Bereich von detektierbaren akustischen Modulations-Amplituden) haben, der so groß wie möglich ist. Ohne die Verwendung von Demodulationstechniken, wie des phasegenerierten Träger-Schemas ist die minimal detektierbare Phasenmodulation durch das Rauschverhalten der Anordnung festgelegt, während die maximal detektierbare Phasenmodulation (ungefähr 1 rad) durch die nichtlineare Antwort-Funktion eines Interferometers festgelegt ist. Bei einem Mach-Zehnder-Sensor ist die Umsetzung der akustischen Modulation auf die Phasenmodulation eine Funktion lediglich der Empfindlichkeit des Hydrophons. Somit ergeben diese Grenzen für die detektierbare Phasenmodulation zusammen mit dieser Umsetzung der akustischen Modulation in die Phasenmodulation den Bereich der akustischen Modulation, die der Sensor detektieren kann.
In einer gefalteten akustischen Sagnac-Lichtleitfaser-Sensoranordnung ist die Umsetzung der akustischen Modulation in eine Phasenmodulation eine Funktion sowohl des Ansprechverhaltens jedes der Hydrophone (Sensoren) 722(i) und der Länge der Verzögerungsschleife 50. Somit kann durch Ändern der Länge der Verzögerungsschleife 750 der dynamische Bereich der Sensoren 722(i) ohne Modifikation der Hydrophone 722(i) selbst eingestellt werden. Zusätzlich kann, wenn zwei Reflektoren 742(1) und 742(2) verwendet werden, jeder Sensor 718(i) zwei unterschiedliche Verzögerungsschleifen 750(1) und 750(2) haben, wie dies bei dem Sensor in 850 in 19 gezeigt ist. Dies ermöglicht es jedem Sensor 722(i), dass er zwei Signale zurückliefert, die unterschiedliche dynamische Bereiche haben, wie dies vorstehend anhand der 7 und 8 beschrieben wurde, wodurch der Gesamt-Dynamikbereich jedes Sensor 722(i) sehr stark vergrößert wird. Der Nachteil ist eine Verringerung des Tastverhältnisses für jedes einzelne Signal um einen Faktor von 1/(Anzahl der Verzögerungsschleifen).
20 zeigt einen Sensor 900, der eine Phasen-Nullabgleich-Technik ähnlich zu Techniken implementiert, die bei Lichtleitfaser-Kreiselgeräten verwendet wurden. Der Verzögerungsschleifen-Reflektor 752 nach 17 wird bei dem Sensor 900 nach 20 nicht verwendet. Vielmehr werden die Impulse statt dessen über eine Rückführungs-Herabführung 910 in den bisher nicht verwendeten Port des 2 × 2-Kopplers 730 zurückgeliefert. Ein optischer Isolator 912 ist in die Rücklauf-Herabführung 910 eingefügt, um Licht daran zu hindern, die Verzögerungsschleife 750 in beiden Richtungen zu durchlaufen. Der Sensor 900 nach 20 verhält sich in identischer Weise wie der Sensor 700 nach 17 mit dem Reflektor 752. Der Sensor 900 ermöglicht jedoch die Hinzufügung eines Phasenmodulators 920, der in die Rücklauf-Herabführung 910 einzufügen ist. Der Phasenmodulator 920 wird zur Hinzufügung einer Phasenverschiebung getrennt zu jedem Impuls aktiviert. Durch Zuführung der detektierten Phasenverschiebung zu dem Phasenmodulator 920 über einen Differenzverstärker 922 können Phasenänderungen zu Null gemacht werden, und die erforderliche angewandte Phasenverschiebung in dem Phasenmodulator 920 wird zu dem Signal. Bei diesem Phasen-Nullabgleich-Verfahren ist der dynamische Bereich der Anordnung 900 lediglich durch die maximale Phasenverschiebung begrenzt, die der Phasenmodulator 920 liefern kann.
21 zeigt eine weitere alternative Ausführungsform nach 19, bei der die zwei Verzögerungsschleifen 750(1) und 750(2) nicht mit der gleichen Verzögerungsschleifen-Herabführung verbunden sind. Vielmehr ist das erste Ende der ersten Verzögerungsschleife 750(1) mit einer ersten Verzögerungsschleifen-Herabführung 740(1) verbunden, die mit dem vierten Port des 2 × 2-Kopplers 730 wie in 19 verbunden ist. Das zweite Ende der ersten Verzögerungsschleife 750(1) ist wie zuvor mit dem ersten Reflektor 752(1) gekoppelt. Das erste Ende der zweiten Verzögerungsschleife 750(2) ist mit dem dritten Port des 2 × 2-Kopplers 730 über eine zweite Verzögerungsschleifen-Herabführung 740(2) gekoppelt, und das zweite Ende der zweiten Verzögerungsschleife 750(2) ist mit dem zweiten Reflektor 752(2) gekoppelt. Ungefähr die Hälfte des Lichtes von dem 2 × 2-Koppler 730 wird an jede der Herabführungen 740(1), 740(2) gekoppelt. Das Licht in jeder Herabführung 740(1), 740(2) wird in der jeweiligen Verzögerungsschleife 750(1), 750(2) verzögert und zu dem 2 × 2-Koppler 730 wie zuvor zurückreflektiert. Das reflektierte Licht ist mit der gemeinsamen Sprosse 712 und mit der Anordnung 716 gekoppelt. Die Verzögerungen der Verzögerungsschleifen 750(1), 750(2) sind so ausgewählt, dass sich keiner der N + 1 Impulse, die sich von dem vierten Port des 2 × 2-Kopplers 730 durch die erste Verzögerungsschleife 750(1) ausbreiten, zeitlich mit irgendeinem der N + 1 Impulse überlappt, die sich von dem dritten Port des 2 × 2-Kopplers 730 durch die zweite Verzögerungsschleife 750(2) ausbreiten. Somit ergibt die Ausführungsform nach 21 eine ähnliche Funktionalität wie die Ausführungsform nach 19, jedoch verwendet die Ausführungsform nach 21 das Licht, das aus dem dritten Port des 2 × 2-Kopplers 730 in 19 ausgekoppelt und verworfen wurde.
22 zeigt eine alternative Ausführungsform eines akustischen Lichtleitfaser-Sensor-Systems 1000, das eine gefaltete Sagnac-Sensoranordnung verwendet. Bei dem System 1000 ist eine Quelle 1004 mit einem ersten Port eines die Polarisation aufrechterhaltenden 2 × 2-Kopplers 1006 über einen X-Polarisator 1008 gekoppelt. Ein Detektor 1002 ist mit einem zweiten Port des 2 × 2-Kopplers 1006 über einen X-Polarisator 1010 gekoppelt. Ein zweiter (nicht gezeigter) Detektor kann in vorteilhafter Weise in die Ausführungsform nach 22 dadurch eingefügt werden, dass Licht von der Lichtleitfaser gekoppelt wird, die zu der Quelle 1004 führt. Der X-Polarisator 1008 leitet lediglich Licht von der Quelle 1004 weiter, das eine erste Polarisation (beispielsweise eine X-Polarisation) hat. Somit empfängt der die Polarisation aufrechterhaltende Koppler 1006 Licht, das eine X-Polarisation hat, von der Quelle 1004, und koppelt das Licht an eine gemeinsame Sprosse 1020 über einen dritten Port und an eine Sensoranordnung 1022 über einen vierten Port. Die Sensoranordnung 1022 hat eine ähnliche Struktur wie die Sensor-Anordnung 716 nach 17, und gleiche Elemente wurden entsprechend beziffert.
Es sei bemerkt, dass die zwei X-Polarisatoren 1008, 1010 durch einen oder mehrere X-Polarisatoren an alternativen Stellen in dem System 1000 ersetzt werden können.
Die gemeinsame Sprosse 1020 ist über einen X-Polarisator 1030 mit einem ersten Port eines zweiten die Polarisation aufrechterhaltenden 2 × 2-Kopplers 1032 gekoppelt. Das sich zu der Anordnung 1022 ausbreitende Licht läuft zunächst durch einen Depolarisator 1034 und dann zu der ersten Eingangs-/Ausgangs-Faser 714. Der Depolarisator 1034 koppelt im Wesentlichen gleiche Mengen des X-polarisierten Lichtes auf Y-polarisiertes Licht und auf X-polarisiertes Licht. Somit breiten sich ungefähr 50 Prozent des Lichtes in der Anordnung 1022 als X-polarisiertes Licht aus, und ungefähr 50 Prozent breiten sich in der Anordnung 1022 als Y-polarisiertes Licht aus.
Nach dem Durchlaufen der Sprossen der Anordnung 1022 läuft das Licht über die zweite Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 20 und einen Y-Polarisator 1040 zu einem zweiten Port des zweiten Kopplers 1032. Der Y-Polarisator 1040 ermöglicht es lediglich Y-polarisiertem Licht, in den zweiten Koppler 1032 einzutreten. Der Koppler 1032 kombiniert das Licht von der Anordnung 1022 und von der gemeinsamen Sprosse 1020. Ungefähr die Hälfte des in den Koppler 1032 eintretenden Lichtes wird über einen dritten Port des Kopplers 1032 an einen Licht absorbierenden Abschluss 1042 gekoppelt, und ungefähr die Hälfte des Lichtes wird über eine Herabführungs-Lichtleitfaser 1050 gekoppelt, die das Licht zu einem ersten Ende einer Verzögerungsschleife 1052 lenkt.
Licht durchläuft die Verzögerungsschleife 1032 zu einem Faraday-Rotator-Spiegel (FRM) 1054. Die Betriebsweise des Faraday-Rotator-Spiegels 1054 ist gut bekannt und wird nicht ausführlich beschrieben. Grundlegend wird, wenn Licht auf den Faraday-Rotator-Spiegel 1054 in einer Polarisation auftritt, es in der orthogonalen Polarisation reflektiert. Somit wird das X-polarisierte Licht, das die gemeinsame Sprosse 1020 durchlaufen hat, als Y-polarisiertes Licht reflektiert, und das Y-polarisierte Licht, das durch die Anordnung hindurchgelaufen ist, wird als X-polarisiertes Licht reflektiert.
Das reflektierte Licht läuft zurück durch die Verzögerungsschleife 1052 und tritt in den vierten Port des Kopplers 1032 ein. Das Licht wird an die gemeinsame Sprosse 1020 und auf die Anordnung 1022 gekoppelt. Der X-Polarisator 1030 in der gemeinsamen Sprosse leitet lediglich das Licht mit der X-Polarisation weiter, das sich ursprünglich durch die Anordnung 1022 hindurch ausgebreitet hat. In ähnlicher Weise leitet der Y-Polarisator 1040 in der Anordnung 1022 lediglich Y-polarisiertes Licht weiter, das sich ursprünglich durch die gemeinsame Sprosse hindurch ausgebreitet hat.
Nach dem Durchlaufen der Anordnung 1022 wird das zurückkehrende Y-polarisierte Licht in dem Depolarisator 1034 depolarisiert, um sowohl X-polarisiertes Licht als auch Y-polarisiertes Licht zu erzeugen. Das Licht von der gemeinsamen Sprosse 1022 tritt in den dritten Port des Kopplers 1006 ein, und Licht von dem Depolarisator 1034 tritt in den vierten Port des Kopplers 1006 ein. Das Licht kombiniert sich in dem Koppler, und das X-polarisierte Licht von den zwei Ports, das die gleiche optische Distanz durchlaufen hat, ergibt eine Interferenz und ist mit den ersten und zweiten Port gekoppelt. Der Teil, der mit dem zweiten Port gekoppelt ist, breitet sich durch den X-Polarisator 1010 zu dem Detektor 1002 aus, wo die eine Interferenz aufweisenden Signale detektiert werden können.
Es sei verständlich, dass lediglich das Licht, das ursprünglich unterschiedliche Pfade zu und von dem Faraday-Rotator-Spiegel 1054 durchlaufen hat, eine Interferenz an dem Koppler 1006 hervorruft Das einzige Licht, das sich durch die gemeinsame Sprosse 1020 in der reflektierten Richtung ausbreiten kann, ist X-polarisiertes Licht, das sich ursprünglich in der Anordnung 1022 als Y-polarisiertes Licht ausbreitete. In ähnlicher Weise ist das einzige Licht, das sich durch irgendeine der Sprossen der Anordnung 1022 in der reflektierten Richtung ausbreiten kann, Y-polarisiertes Licht, das sich ursprünglich in der gemeinsamen Sprosse 1020 als X-polarisiertes Licht ausgebreitet hat. Ein möglicherweise eine Interferenz ergebendes Licht kann nicht durch die Sprossen in beiden Richtungen hindurchlaufen, um die Störsignale zu erzeugen, die vorstehend anhand der vorstehend beschriebenen Ausführungsformen beschrieben wurden. Somit kann jeder der Impulse, die in der Anordnung 1022 aus dem reflektierten Impuls erzeugt wird, der sich ursprünglich in der gemeinsamen Sprosse 1020 ausgebreitet hat, eine Interferenz mit lediglich einem einzelnen der Impulse eine Interferenz ergeben, der ursprünglich in der Anordnung 1022 erzeugt wurde und sich in der gemeinsamen Sprosse 1020 ausgebreitet hat, nachdem er reflektiert wurde. Daher ist es bei der Ausführungsform nach 22 nicht erforderlich, zusätzliche Verzögerungen zur Trennung der Nutzsignal-Impulse von Störimpulsen einzufügen.
Die 23A, 23B und 23C zeigen weitere alternative Ausführungsformen der vorliegenden Erfindung. Eine Sensoranordnung 1100 in den Ausführungsformen nach den 23A, 23B und 23C ist ähnlich der Sensoranordnung 700 bei der Ausführungsform nach 17, und gleiche Elemente wurden mit entsprechenden Bezugsziffern versehen. Die Ausführungsformen nach den 23A, 23B und 23C schließen eine nicht polarisierte Quelle 1102 ein. Der 2 × 2-Koppler 730 nach 17 ist durch einen Polarisations-Strahlteiler (PBS) 1104 in den 23A, 23B und 23C ersetzt. Die Verwendung des Polarisations-Teilers 1104 spart ungefähr 6 dB an Leistung verglichen mit dem Koppler 730 in 17 und dem Koppler 1130 in 22. Der Reflektor 752 in 17 ist durch einen Faraday-Rotator-Spiegel (FRM) 1106 ersetzt, der ähnlich dem Faraday-Rotator-Spiegel 1054 nach 22 ist. Der 3 × 3-Koppler 710 in den 23A, 23B und 23C muss kein die Polarisation aufrechterhaltender Koppler sein.
Jede der 23A, 23B und 23C schließt einen Depolarisator 1110 ein. In 23A ist der Depolarisator 1110 an der ersten Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 der Anordnung angeordnet. In 23B befindet sich der Depolarisator 1110 auf der gemeinsamen Sprosse 712. In 23C befindet sich der Depolarisator 1110 auf der zweiten Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 der Anordnung.
Bei der Ausführungsform nach 23A tritt Licht von der nicht polarisierten Quelle 1102 in den 3 × 3-Koppler 710 ein und wird in angenähert gleichen Teilen auf die gemeinsame Sprosse 712 und die erste Eingangs-/Ausgangs-Faser 714 gekoppelt. Wie dies weiter oben in Verbindung mit den 2 und 17 erläutert wurde, ergibt die Verwendung des 3 × 3-Kopplers eine passive Verschiebung des Arbeitspunktes in die Nähe der Quadratur. Das sich in der ersten Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 der Anordnung 714 ausbreitende Licht verläuft durch den Depolarisator 1110, der die Wirkung hat, dass im Wesentlichen die Hälfte des in die Anordnung mit einer Polarisation (beispielsweise der X-Polarisation) eintretenden Lichtes in eine orthogonale Polarisation (beispielsweise die Y-Polarisation) gekoppelt wird, und dass in gleicher Weise das in die Anordnung in der Y-Polarisation eintretende Licht auf die X-Polarisation gekoppelt wird. Daher entstammt nach dem Polarisator 1110 die Hälfte des Lichtes in der X-Polarisation aus der X-Polarisation, und die andere Hälfte des Lichtes in der X-Polarisation stammt aus der Y-Polarisation. In gleicher Weise entstammt nach dem Depolarisator 1110 die Hälfte des Lichtes mit der Y-Polarisation aus der X-Polarisation, und die andere Hälfte des Lichtes in der X-Polarisation stammte aus der Y-Polarisation. In gleicher Weise entstammt nach dem Depolarisator 1110 die Hälfte des Lichtes in der Y-Polarisation aus der Y-Polarisation, und die andere Hälfte des Lichtes in der Y-Polarisation entstammt aus der X-Polarisation. Effektiv verwürfelt der Depolarisator 1110 das unpolarisierte Licht.
Das Licht durchläuft die Anordnung 716 in der Weise, wie sie vorstehend in Verbindung mit den anderen Ausführungsformen beschrieben wurde. Das die Anordnung 716 verlassende Licht breitet sich durch die zweite Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 zu einem zweiten Port 1121 des Polarisations-Strahlteilers 1104 aus. Der Polarisations-Strahlteiler 1104 teilt das einfallende in die zwei orthogonalen Polarisationen auf (das heißt die X-Polarisation und die Y-Polarisation). Für die Zwecke dieser Diskussion wird angenommen, dass der Polarisations-Strahlteiler 1104 wie ein Polarisations-abhängiger Spiegel arbeitet, der unter 45° ausgerichtet ist, wobei das in den ersten Port 1121 mit einer Polarisation (beispielsweise der X-Polarisation) eintretende Licht zu einem zweiten Port 1122 reflektiert wird, während in dem ersten Port 1121 mit der anderen Polarisation (beispielsweise der Y-Polarisation) eintretendes Licht zu einem dritten Port 1123 übertragen wird. Bei der dargestellten Ausführungsform wird das den zweiten Port 1122 verlassende Licht nichtreflektierend durch den Abschluss 732 absorbiert. Das den dritten Port 1123 verlassende Y-polarisierte Licht breitet sich durch die Verzögerungsschleifen-Herabführungs-Lichtleitfaser 740, durch die Verzögerungsschleife 750 zu dem Faraday-Rotator-Spiegel 1106 aus. Es sei bemerkt, dass dieses Y-polarisierte Licht von dem Anordnungs-Teil 716 den Depolarisator 1210 durchlaufen hat und dass die Hälfte hiervon ursprünglich X-polarisiertes Licht war, während die andere Hälfte ursprünglich Y-polarisiertes Licht war. Wie dies weiter oben erläutert wurde, bewirkt der Faraday-Rotator-Spiegel 1106, dass das einfallende Licht auf die orthogonale Polarisation gekoppelt wird. Somit wird das Y-polarisierte Licht auf die X-Polarisation gekoppelt.
Das von dem Faraday-Rotator-Spiegel 1106 reflektierte X-polarisierte Licht durchläuft die Verzögerungsschleife 750 und die Verzögerungsschleifen-Herabführungs-Lichtleitfaser 740 zurück zum dritten Port 1123 des Polarisations-Strahlteilers. Weil das Licht nunmehr die X-Polarisation aufweist, wird das Licht zu einem vierten Port 1124 reflektiert, statt zu dem ersten Port 1121 übertragen zu werden. Daher wird das Y-polarisierte Licht, das ursprünglich auf dem Polarisations-Strahlteiler von der Anordnung 716 auftraf, auf die gemeinsame Sprosse 712 gekoppelt, um sich zurück zu dem 3 × 3-Koppler 710 in der X-Polarisation auszubreiten.
Unpolarisiertes Licht, das sich von dem 3 × 3-Koppler 710 zu dem Polarisations-Strahlteiler 1104 über die gemeinsame Sprosse 712 ausbreitet, tritt in den Polarisations-Strahlteiler 1104 über den vierten Port 1124 ein. Die Komponenten des Lichtes in der Y-Polarisation werden zu dem zweiten Port 1122 übertragen und ohne Reflexion durch den Abschluss 732 abgeschlossen. Die Komponenten des Lichtes mit der X-Polarisation werden zu dem dritten Port 1123 reflektiert und breiten sich zu dem Faraday-Rotator-Spiegel 1106 über die Verzögerungsschleifen-Herabführungs-Lichtleitfaser 740 und die Verzögerungsschleife 750 aus (der Grund für die Einfügung des Depolarisators 1110 wird nunmehr verständlich. Weil lediglich das X-polarisierte Licht von der gemeinsamen Sprosse 712 zu der Verzögerungsschleifen-Herabführungs-Lichtleitfaser 740 gekoppelt wird, stellt der Depolarisator 1110 sicher, dass das von der Anordnung 716 an die Verzögerungsschleifen-Herabführungs-Lichtleitfaser 740 gekoppelte Licht auch einen Teil an Licht einschließt, das ursprünglich X-polarisiert war). Der Faraday-Rotator-Spiegel 1106 reflektiert das Licht als Y-polarisiertes Licht, und das Y-polarisierte Licht breitet sich durch die Verzögerungsschleife und die Herabführungs-Lichtleitfaser zu dem dritten Port 1123 des Polarisations-Strahlteilers 1104 aus.
Das auf dem dritten Port 1123 des Polarisations-Strahlteilers 1104 auftreffende Y-polarisierte Licht wird an den ersten Port 1121 und somit auf die zweite Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 übertragen. Das Y-polarisierte Licht breitet sich durch die Anordnung 716 zu der ersten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 aus und durchläuft dann den Depolarisator 1110 zu dem 3 × 3-Koppler 710. Der Depolarisator 1110 bewirkt eine Umwandlung von ungefähr 50 Prozent des Y-polarisierten Lichtes in X-polarisiertes Licht. Das X-polarisierte Licht von dem Depolarisator 1110 ergibt eine Interferenz mit dem X-polarisierten Licht von der gemeinsamen Sprosse 712. Das resultierende kombinierte Licht wird von dem Detektor 704 oder dem Detektor 706 entsprechend der Phasenbeziehung zwischen den eine Interferenz ausweisenden Lichtsignalen in den 3 × 3-Koppler detektiert.
Es sei bemerkt, dass das an dem 3 × 3-Koppler 710 von dem Depolarisator 1110 ankommende X-polarisierte Licht und das X-polarisierte Licht von der gemeinsamen Sprosse 712 identische Pfadlängen durchlaufen. Beispielsweise breitet sich Licht, das sich durch die gemeinsame Sprosse 712 als erstes ausbreitet, mit der X-Polarisation durch die gemeinsame Sprosse 712 aus und breitet sich dann durch die Anordnung 716 in der Y-Polarisation aus. Andererseits breitet sich das Licht, das sich als erstes durch die Anordnung 716 ausbreitet, zunächst mit der Y-Polarisation durch die Anordnung 716 aus und breitet sich dann mit der X-Polarisation durch die gemeinsame Sprosse aus. Weil die zwei sich „gegensinnig ausbreitenden" Lichtsignale die gleichen Polarisationen aufweisen, wenn sie durch die entsprechenden Teile des interferometrischen Pfades hindurchlaufen, sind die Ausbreitungslängen identisch, mit Ausnahme der Wirkung der auftreffenden Störungen, die von der Anordnung 716 gemessen werden.
Es sei verständlich, dass der mit dem zweiten Port 1122 des Polarisations-Strahlteilers 1104 gekoppelte Abschluss 732 durch eine (nicht gezeigte) zweite Verzögerungsschleife und einen zweiten (nicht gezeigten) Faraday-Rotator-Spiegel ersetzt werden kann, um einen zweiten interferometrischen Pfad für Licht zu schaffen, das eine Interferenz in der Y-Polarisation aufweist. Durch Einstellen der Verzögerung, die durch die zweite Verzögerungsschleife geliefert wird, kann ausgeschlossen werden, dass sich die Rücklaufsignale von dem zweiten interferometrischen Pfad mit den Rücklaufsignalen von dem ersten interferometrischen Pfad überlappen.
Die Ausführungsform nach 23B ist ähnlich der Ausführungsform nach 23A, mit der Ausnahme, dass der Depolarisator 1110 in der gemeinsamen Sprosse 712 angeordnet ist. Die Wirkung des Depolarisators 1110 in 23B besteht darin, (1) zu bewirken, dass ein Teil des Lichtes in der gemeinsamen Sprosse 712, das von dem Polarisations-Strahlteiler 1104 mit einer einzigen Polarisation zurückkehrt (das heißt der X-Polarisation), mit der orthogonalen Polarisation gekoppelt wird, und (2) das unpolarisierte Licht, das von dem 3 × 3-Koppler 710 durch die gemeinsame Sprosse 712 zu dem Polarisations-Strahlteiler 1104 läuft, zu verwürfeln. Dies stellt sicher, dass das Licht eine Interferenz ergibt, wenn es erneut an dem 3 × 3-Koppler 710 kombiniert wird (der gleiche Grund, warum der Depolarisator 1110 zu der Lichtleitfaser 714 nach 23A hinzugefügt wurde).
Die Ausführungsform nach 23C ist ebenfalls ähnlich zu der Ausführungsform nach 23A, mit der Ausnahme, dass der Depolarisator 1110 in der zweiten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 angeordnet ist. Die Ausführungsform nach 23C ist funktionell äquivalent zu der Ausführungsform nach 23A, weil es ohne Bedeutung ist, ob das Licht durch den Anordnungs-Teil 716 hindurchläuft und dann den Depolarisator 1110 durchläuft, oder durch den Depolarisator 1110 hindurchläuft und dann durch den Anordnungs-Teil 716 hindurchläuft. Daher ist die Funktion der Ausführungsform nach 23C im Wesentlichen die gleiche wie die Funktion der vorstehend beschriebenen Ausführungsform nach 23A.
24 zeigt eine weitere alternative Ausführungsform der vorliegenden Erfindung, bei der die gefaltete Sagnac-Sensoranordnung 1200 den Polarisations-Strahlteiler (PBS) 1104, den Faraday-Rotator-Spiegel (FRM) 1106 und den Depolarisator 1110 einschließt, die so verbunden sind, wie dies bei der Anordnung 1100 in 23A gezeigt ist. Andere Komponenten der 23A sind ebenfalls wie zuvor numeriert. Im Gegensatz zu der Anordnung 1100 nach 23A, die den 3 × 3-Koppler 710 aufweist, hat die gefaltete Sagnac-Sensoranordnung 1200 einen die Polarisation aufrechterhaltenden (PM) 2 × 2-Koppler 1220, der in der gleichen Weise angeschlossen ist, wie der 2 × 2-Koppler 1006 in 22. Ein Port des 2 × 2-Kopplers 1220 ist mit einem ersten Port eines optischen Zirkulators 1222 über einen ersten Polarisator 1224 gekoppelt. Ein zweiter Port des optischen Zirkulators 1222 ist mit einem ersten Detektor 1226 gekoppelt. Ein dritter Port des optischen Zirkulators 1222 ist mit einer unpolarisierten Quelle 1228 verbunden (beispielsweise einer intensitätsmodulierten Lichtleitfaser-Superfluoreszenz-Quelle). Ein zweiter Port des 2 × 2-Kopplers 1220 ist mit einem zweiten Detektor 1230 über einen zweiten Polarisator 1232 gekoppelt. Die Detektoren 1226 und 1230 und die unpolarisierte Quelle 1228 sind mit dem Zirkulator 1222 über Standard- (die Polarisation nicht aufrechterhaltende) Lichtleitfasern gekoppelt. Die Polarisatoren 1224 und 1232 sind mit dem die Polarisation aufrechterhaltenden Koppler 1220 über die die Polarisation aufrechterhaltende Lichtleitfaser derart gekoppelt, dass die Polarisatoren 1224, 1232 mit einer gleichen Achse des die Polarisation aufrechterhaltenden 2 × 2-Kopplers 1220 ausgerichtet sind. Alternativ ist, wenn eine polarisierte Quelle anstelle der unpolarisierten Quelle 1228 verwendet wird, die (nicht gezeigte) polarisierte Quelle mit einem die Polarisation aufrechterhaltenden (nicht gezeigten) Zirkulator über eine die Polarisation aufrechterhaltende Lichtleitfaser verbunden, und der die Polarisation aufrechterhaltende Zirkulator ist mit dem Polarisator 1224 über eine die Polarisation aufrechterhaltende Lichtleitfaser verbunden. Die die Polarisation aufrechterhaltenden Komponenten sind derart verbunden, dass das polarisierte Licht von der Quelle den Polarisator 1224 durchläuft. Die Verbindungen von dem die Polarisation aufrechterhaltenden Zirkulator zu den Detektoren 1226 und 1230 werden über Standard- (die Polarisation nicht aufrechterhaltende) Lichtleitfasern geschaffen.
Die gefaltete Sagnac-Sensoranordnung 1200 schließt weiterhin einen nichtreziproken Phasenschieber 1250 ein. Der Phasenschieber 1250 ist mit der gemeinsamen Sprosse 712 über eine erste Lichtleitfaser 1252, die ein erstes Ende 1254 und ein zweites Ende 1256 aufweist, und über eine zweite Lichtleitfaser 1258 gekoppelt, die ein erstes Ende 1260 und ein zweites Ende 1262 aufweist. Das erste Ende 1254 der ersten Lichtleitfaser 1252 ist mit der gemeinsamen Sprosse 712 benachbart zu dem 2 × 2-Koppler 1220 über einen ersten Koppler 1264 gekoppelt. Das erste Ende 1260 der zweiten Lichtleitfaser 1258 ist mit der gemeinsamen Sprosse 712 benachbart zu dem Polarisations-Strahlteiler 1104 über einen zweiten Koppler 1266 gekoppelt. Die jeweiligen zweiten Enden 1256, 1262 der ersten und zweiten Lichtleitfasern 1252, 1258 sind mit dem Phasenschieber 1250 gekoppelt, wie dies weiter unten anhand der 25 und 26 beschrieben wird.
Vorzugsweise sind die gemeinsame Sprosse 712, die erste Lichtleitfaser 1252 und die zweite Lichtleitfaser 1258 eine Polarisation aufrechterhaltende (PM) Lichtleitfasern, und der erste Koppler 1264, der zweite Koppler 1266 und der 2 × 2-Koppler 1220 sind die Polarisation aufrechterhaltende (PM) Koppler. Weiterhin sind vorzugsweise der erste Koppler 1264 und der zweite Koppler 1266 50/50-Koppler, die angenähert 50 Prozent des in die gemeinsame Sprosse 712 eintretenden Lichtes in jeder Richtung an den Phasenschieber 1250 koppeln, während angenähert 50 Prozent des Lichtes in der gemeinsamen Sprosse bleibt. Somit bilden der nichtreziproke Phasenschieber 1250 und die zugehörigen Lichtleitfasern eine zweite Sprosse 1268 parallel zu der gemeinsamen Sprosse 712.
Vorzugsweise schließt eine der Sprossen 712, 1268 (beispielsweise die gemeinsame Sprosse 712) ein Verzögerungselement (beispielsweise eine Verzögerungsschleife 1269) ein, die eine Zeitverzögerung in eine Sprosse einführt, die ausreicht, um zu verhindern, dass sich die durch die Sprossen ausbreitenden Impulse überlappen. Somit umfasst das an dem 2 × 2-Koppler 1220 von der Sensoranordnung 760 zurückkehrende Licht zwei Impulse für jeden Sensor, die zeitlich voneinander einen Abstand aufweisen. Ein Impuls umfasst das kombinierte Licht, das durch die gemeinsame Sprosse 712 in jeder Richtung hindurchläuft. Der andere Impuls umfasst das kombinierte Licht, das durch den nichtreziproken Phasenschieber 1250 in jeder Richtung hindurchläuft. Es sollte verständlich sein, dass der Lichtimpuls, der durch den Phasenschieber 1250 in einer Richtung hindurchläuft, und der Lichtimpuls, der durch die gemeinsame Sprosse 712 in der anderen Richtung hindurchläuft, stark unterschiedliche Ausbreitungszeiten haben und sich in dem Koppler 1220 nicht überlappen. Somit ergeben sie keine Interferenz.
Das Licht, das durch die gemeinsame Sprosse 712 in einer Richtung hindurchläuft, erfährt keine Phasenverschiebung in der gemeinsamen Sprosse 712 gegenüber dem Licht, das durch die gemeinsame Sprosse in der anderen Richtung hindurchläuft. Somit hat das kombinierte Licht, das durch die gemeinsame Sprosse 712 in beiden Richtungen hindurchläuft, eine relative Phasenverschiebung von Null. Wie dies jedoch weiter unten beschrieben wird, führt der nichtreziproke Phasenschieber 1250 eine Verschiebung des Lichtes in einer Richtung gegenüber dem Licht in der anderen Richtung ein. Insbesondere führt bei einer bevorzugten Ausführungsform der Phasenschieber 1250 eine relative p/2-Phasenverschiebung zwischen dem Licht in den zwei Richtungen ein. Somit wird das in den Koppler 1220 eintretende Licht, das den Phasenschieber 1250 in beiden Richtungen durchlaufen hat, in dem Koppler 1220 mit einer Phasenverschiebung von p/2 kombiniert.
Der Fachmann wird erkennen, dass der 50 Prozent-Koppler 1220 in der interferometrischen Konfiguration nach 24 rücklaufendes Licht an den Ausgangs-Port koppelt, der dem ursprünglichen Eingangs-Port entspricht, wenn das zurückkehrende Licht an den zwei Eingangs-Ports in dem Koppler eine Interferenz aufweist und eine relative Phasendifferenz von 0, 2p, 4p, usw. aufweist, und Licht an den anderen Ausgangs-Port koppelt, wenn das Licht eine relative Phasendifferenz von p, 3p, 5p, usw. hat. Wenn das zurückkehrende Licht eine relative Phasendifferenz hat, die kein Vielfaches von p ist, so wird ein Teil des rückkehrenden Lichtes von beiden Ports abgegeben. Wenn beispielsweise die relative Phasendifferenz ein ungeradzahliges Vielfaches von p/2 ist (beispielsweise p/2, 3p/2, usw.) so wird ungefähr 50 Prozent des zurückkehrenden Lichtes zu jedem Ausgangs-Port gekoppelt. Durch die Schaffung von zwei unabhängigen Ausbreitungspfaden empfängt jeder Detektor 1226, 1230 zwei Signale, die zeitlich einen Abstand voneinander aufweisen, und die daher getrennt detektiert werden können. Ein Signal hat eine Phasenverschiebung von 0, und ein Signal hat eine Phasenverschiebung von p/2, so dass, wenn ein Signal am wenigsten gegenüber Störungen empfindlich ist, das andere Signal am stärksten gegenüber Störungen empfindlich ist, und umgekehrt. Es sollte verständlich sein, dass zusätzliche Sprossen parallel zu der gemeinsamen Sprosse 712 und mit unterschiedlichen Werten der relativen Phasenverschiebung eingefügt werden können, um Impulse mit einer unterschiedlichen Phasenverschiebung zu schaffen.
25 zeigt in einer alternativen Konfiguration eine gefaltete Sagnac-Sensoranordnung 1200', die im Wesentlichen identisch zu der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1200 nach 24 ist. Bei der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1200' nach 25 befindet sich der Depolarisator 1110 in der zweiten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 anstatt in der ersten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714. Aufgrund der reziproken Struktur der Sensoranordnung ändert die Änderung der Position des Depolarisators 1110 auf die Lichtleitfaser 720 nicht die Gesamt-Betriebsweise der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1200' bezüglich der Betriebsweise der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1200. Daher wird die Betriebsweise der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1200' hier nicht ausführlich beschrieben.
Die Ausführungsformen nach den 24 und 25 schließen eine Sensoranordnung 716 ein, die ausführlich vorstehend beschrieben wurde. Es sollte verständlich sein, dass andere Konfigurationen von verstärkten Sensoranordnungen ebenfalls anstelle der Sensoranordnung 714 in den Ausführungsformen nach den 24 und 25 verwendet werden könnten.
26 zeigt eine erste bevorzugte Ausführungsform des nichtreziproken p/2-Phasenschiebers 1250 nach den 24 und 25. Wie dies in 26 gezeigt ist, umfasst der Phasenschieber 1250 eine erste Kollimationslinse 1270, einen ersten 45°-Faraday-Rotator 1272, eine Viertelwellen-Platte 1274, einen zweiten 45°-Faraday-Rotator 1276 und eine zweite Kollimationslinse 1278. Bei der dargestellten Ausführungsform umfasst der erste Faraday-Rotator 1272, der zweite Faraday-Rotator 1276 und die Viertelwellen-Platte 1274 geschlossene optische Einrichtungen, die im Handel erhältlich sind, die jedoch in vorteilhafter Weise Lichtleitfaser- oder andere Wellenleiter-Einrichtungen umfassen können. Die Kollimationslinsen 1270, 1278 sind benachbart zu zweiten Enden 1256, 1262 der PM-Lichtleitfasern 1252, 1258 angeordnet, um Licht von den Lichtleitfaser-Enden 1256, 1262 auf die Faraday-Rotatoren 1272 bzw. 1276 zu fokussieren, und um Licht von den Faraday-Rotatoren 1272, 1276 in die Lichtleitfaser-Enden 1256, 1262 zu fokussieren. Jeder der Faraday-Rotatoren 1272, 1276 arbeitet in einer gut bekannten Weise, um zu bewirken, dass Licht, das in den Faraday-Rotator mit seiner Polarisation unter einem bestimmten Winkel eintritt, seine Polarisation gedreht hat, so dass die Polarisation einen neuen Winkel hat, der um einen vorgegebenen Betrag gegenüber dem ursprünglichen Winkel gedreht ist. Beispielsweise dreht bei der bevorzugten Ausführungsform jeder Faraday-Rotator 1272, 1276 die Polarisation des einfallenden Lichtes um 45° in der Gegenuhrzeigersinn-(CCW-)Richtung. So wird, wie dies in 26 gezeigt ist, Licht, das von dem Ende 1256 der PM-Lichtleitfaser 1252 mit horizontal ausgerichteter Polarisation emittiert wird, um 45° im Gegenuhrzeigersinn in dem ersten Faraday-Rotator 1272 derart gedreht, dass die Polarisation unter einem Winkel von 45° in der Uhrzeigersinn-Richtung gegenüber der ursprünglichen Ausrichtung ausgerichtet ist, wenn es aus dem ersten Faraday-Rotator 1272 austritt.
Die Viertelwellen-Platte 1274 ist zwischen den zwei Faraday-Rotatoren 1272, 1276 angeordnet. Die Viertelwellen-Platte 1274 hat eine erste Doppelbrechungs-Achse 1280 und eine orthogonale zweite Doppelbrechungs-Achse 1282. Licht, das sich mit einer Polarisation ausbreitet, die entlang einer doppelbrechenden Achse (beispielsweise der ersten doppelbrechenden Achse 1280) ausgerichtet ist, hat eine langsamere Ausbreitungsgeschwindigkeit als Licht, das sich in einer Polarisation ausbreitet, die entlang der anderen Doppelbrechungs-Achse ausgerichtet ist (beispielsweise der zweiten Doppelbrechungs-Achse 1282). Die Viertelwellen-Platte 1274 ist so ausgerichtet, dass beispielsweise die erste Doppelbrechungs-Achse 1280 unter 45° in der Uhrzeigersinn-Richtung zur Vertikalen ausgerichtet ist, und dass sie daher so ausgerichtet ist, dass das aus dem ersten Faraday-Rotator 1272 austretende Licht entlang der ersten Doppelbrechungs-Achse 1280 ausgerichtet ist und orthogonal zu der zweiten Doppelbrechungs-Achse 1282 steht. Aufgrund des Unterschiedes in den Ausbreitungsgeschwindigkeiten entlang der zwei Achsen führt die Viertelwellen-Platte 1274 eine p/2- oder 90°-Phasenverschiebung in das Licht, das entlang der ersten Doppelbrechungs-Achse 1280 polarisiert ist, gegenüber dem Licht ein, das entlang der zweiten Doppelbrechungs-Achse 1282 polarisiert ist. Somit erfährt gemäß diesem Beispiel das Licht, das sich ursprünglich in der horizontalen Polarisation ausbreitete und das in eine Ausrichtung mit der ersten Doppelbrechungs-Achse 1280 gedreht wurde, eine relative Phasenverschiebung von 90° gegenüber irgendwelchem Licht, das sich entlang der zweiten Doppelbrechungs-Achse 1282 ausbreitet.
Nach dem Durchlaufen der Viertelwellen-Platte 1274 durchläuft das Licht den zweiten Faraday-Rotator 1276 und wird erneut um 45° in der Gegenuhrzeigersinn-Richtung gedreht. Das aus dem zweiten Faraday-Rotator 1276 auftretende Licht durchläuft die zweite Koordinations-Linse 1278 und wird in das zweite Ende 1262 der zweiten PM-Lichtleitfaser 1258 fokussiert. Es sollte aus der vorstehenden Beschreibung verständlich sein, dass irgendein Licht, das von der ersten PM-Lichtleitfaser 1252 mit der horizontalen Polarisation abgegeben wird, in die zweite PM-Lichtleitfaser 1258 mit der vertikalen Polarisation eintritt. Wie dies weiter oben erläutert wurde, hat sich das in die zweite PM-Lichtleitfaser 1258 mit der vertikalen Polarisation eintretende Licht entlang der langsamen Doppelbrechungs-Achse 1280 der Viertelwellen-Platte 1274 ausgebreitet und erfährt eine relative p/2-Phasendifferenz gegenüber dem Licht, das sich entlang der schnellen Doppelbrechungs-Achse 1282 ausbreitet.
Wie dies durch seine Beschreibung angegeben ist, arbeitet der nichtreziproke Phasenschieber 1250 in einer nichtreziproken Weise aufgrund der Betriebsweise der Faraday-Rotatoren 1272, 1276. Wie dies vorstehend beschrieben wurde, wird das Licht, das durch die Faraday-Rotatoren 1272, 1276 von der ersten PM-Lichtleitfaser 1252 zu der zweiten PM-Lichtleitfaser 1258 läuft, um 45% im Gegenuhrzeigersinnn durch jeden Rotator gegenüber der Ausbreitungsrichtung des Lichtes gemäß 25 gedreht. Wenn die Faraday-Rotatoren reziprok sein würden, würde sich durch die Faraday-Rotatoren 1272, 1276 in der entgegengesetzten Richtung ausbreitendes Licht ebenfalls im Gegenuhrzeigersinn gegenüber der Ausbreitungsrichtung des Lichtes gedreht, doch wird, weil die Faraday-Rotatoren nichtreziprok sind, das Licht in der entgegengesetzten Richtung gedreht (das heißt im Uhrzeigersinn gegenüber der Ausbreitungsrichtung des Lichtes). Der nichtreziproke Effekt ist in 27 für Licht gezeigt, das von dem zweiten Ende 1262 der zweiten PM-Lichtleitfaser 1258 durch den nichtreziproken Phasenschieber 1250 zum zweiten Ende 1256 der ersten PM-Lichtleitfaser 1252 läuft. Es sei bemerkt, dass bei der Betrachtung gemäß 27 die Drehung wiederum im Uhrzeigersinn zu sein scheint; doch breitet sich das Licht nunmehr in Richtung auf den Betrachter aus. Somit läuft das von dem zweiten Ende 1262 der zweiten PM-Lichtleitfaser 1258 mit der vertikalen Polarisation emittierte Licht durch die zweite Kollimationslinse 1278 und durch den zweiten Faraday-Rotator 1276, und wird auf eine Richtung in Ausrichtung mit der zweiten (schnellen) Doppelbrechungs-Achse 1282 der Viertelwellen-Platte 1274 gedreht. Somit erfährt das ursprünglich die vertikale Polarisation aufweisende Licht nicht eine Relativverzögerung, während es sich durch die Viertelwellen-Platte 1274 ausbreitet. Nach dem Durchlaufen der Viertelwellen-Platte 1274 läuft das Licht durch den ersten Faraday-Rotator 1272, so dass das Licht um zusätzliche 45° auf die horizontale Polarisation gedreht wird. Das Licht wird dann durch die erste Kollimationslinse 1270 auf das zweite Ende 1256 der ersten PM-Lichtleitfaser 1252 fokussiert.
Aus dem Vorstehenden ist zu erkennen, dass das horizontal polarisierte Licht, das in einer ersten Richtung von der ersten PM-Lichtleitfaser 1252 zu der zweiten PM-Lichtleitfaser 1258 über den nicht reziproken Phasenschieber 1250 läuft, sich über die langsame Doppelbrechungs-Achse 1280 der Viertelwellen-Platte 1274 ausbreitet und eine relative Phasenverzögerung von 90° oder p/2 erfährt. Das horizontal polarisierte Licht, das sich in der ersten Richtung ausbreitet, wird derart gedreht, dass es in der vertikalen Richtung ausgerichtet ist, wenn es in die zweite PM-Lichtleitfaser 1258 eintritt. Umgekehrt breitet sich vertikal polarisiertes Licht, das von der zweiten PM-Lichtleitfaser 1258 zu der ersten PM-Lichtleitfaser 1252 über den nichtreziproken Phasenschieber 1250 in der zweiten Richtung läuft, sich durch schnelle Doppelbrechungs-Achse 1282 der Viertelwellen-Platte 1274 aus und erfährt keine relative Phasenverzögerung. Das vertikal polarisierte Licht, das sich in der zweiten Richtung ausbreitet, wird derart gedreht, dass das Licht in der horizontalen Polarisation ausgerichtet ist, wenn es in die erste PM-Lichtleitfaser 1252 einritt. Wie dies weiter unten ausführlich erläutert wird, ergibt die relative Phasenverschiebung zwischen dem horizontal polarisierten Licht, das sich in der ersten Richtung ausbreitet, gegenüber dem vertikal polarisierten Licht, das sich in der zweiten Richtung ausbreitet, eine p/2-Phasenvorspannung.
Die 28 und 29 zeigen eine alternative Ausführungsform des nichtreziproken Phasenschiebers 1250, bei der der erste Faraday-Rotator 1272 zwischen der Viertelwellen-Platte 1274 (die nunmehr als die erste Viertelwellen-Platte bezeichnet wird) und einer zweiten Viertelwellen-Platte 1294 angeordnet ist. In 28 wird Licht von dem zweiten Ende 1256 der ersten PM-Lichtleitfaser 1252 durch die erste Kollimationslinse 1270 wie zuvor kollimiert. Das Licht weist ursprünglich die horizontale Polarisation auf. Wenn das Licht die erste Viertelwellen-Platte 1274 durchläuft, wird es im Licht mit einer Zirkularpolarisation umgewandelt. Das zirkular polarisierte Licht durchläuft den ersten Faraday-Rotator 1272, der bewirkt, dass das zirkular polarisierte Licht eine Phasenverschiebung von f erfährt. Bei der bevorzugten Ausführungsform ist der erste Faraday-Rotator 1272 so ausgewählt, dass er eine Phasenverschiebung von p/4 hervorruft. Das Licht von dem Faraday-Rotator 1272 bleibt zirkular polarisiert und durchläuft die zweite Viertelwellen-Platte 1294, die das zirkular polarisierte Licht in ein linear polarisiertes Licht mit der vertikalen Polarisationsrichtung umwandelt. Zusätzlich dazu, dass es nunmehr vertikal polarisiert ist, hat das Licht eine Phasenverschiebung von f (beispielsweise p/4) erfahren.
29 erläutert die Betriebsweise der alternativen Ausführungsform des nichtreziproken Phasenverschiebers 1250 für Licht, das sich in der entgegengesetzten Richtung ausbreitet. In 29 wird vertikal polarisiertes Licht von dem zweiten Ende 1262 der zweiten PM-Lichtleitfaser 1260 durch die zweite Kollimationslinse 1278 kollimiert und durchläuft die zweite Viertelwellen-Platte 1294. Die zweite Viertelwellen-Platte 1294 wandelt das vertikal polarisierte Licht in Licht mit einer Zirkularpolarisation um. Das zirkular polarisierte Licht durchläuft den ersten Faraday-Rotator 1272 und erfährt eine Phasenverschiebung wie zuvor. Weil sich das Licht durch den ersten Faraday-Rotator 1272 in der entgegengesetzten Richtung ausbreitet, erfährt das Licht eine entgegengesetzte Phasenverschiebung von –f (beispielsweise –p/4). Das Licht von dem ersten Faraday-Rotator 1272 durchläuft dann die ersten Viertelwellen-Platte 1274, in der das zirkular polarisierte Licht in linear polarisiertes mit einer horizontalen Polarisation umgewandelt wird. Somit erfährt das Licht, das sich in den zwei Richtungen ausbreitet, eine relative Gesamt-Phasenverschiebung von 2f (beispielsweise p/2), was die gleiche Wirkung wie die erste Ausführungsform des nicht reziproken Phasenschiebers 1250 hat, die in den 26 und 27 gezeigt ist.
Die Wirkung des nichtreziproken Phasenschiebers 1250 auf die Ausrichtung der Polarisation und die Phasenverzögerung ergibt den vorstehend beschriebenen Vorspanneffekt, der erneut anhand der 24 erläutert wird. Wie dies in 24 gezeigt ist, wird das Licht, das in die zweite PM-Lichtleitfaser 1258 mit der vertikalen Polarisation eintritt, an dem zweiten PM-Koppler 1266 mit dem Licht kombiniert, das sich durch die gemeinsame Sprosse 712 hindurch von dem ersten PM-Koppler 1264 zu dem zweiten PM-Koppler 1266 ausgebreitet hat. Aus Gründen, die aus der folgenden Diskussion ersichtlich werden, ist es wünschenswert, dass das Licht, das in den zweiten PM-Koppler 1266 von der gemeinsamen Sprosse 712 aus eintritt, die gleiche Polarisation wie das Licht hat, das in den zweiten PM-Koppler von der zweiten PM-Lichtleitfaser 1258 eintritt. Somit wird bei der bevorzugten Ausführungsform entweder die zweite PM-Lichtleitfaser 1258 oder die gemeinsame Sprosse 712 um 90° gedreht, so dass das Licht mit der vertikalen Polarisation in der zweiten PM-Lichtleitfaser 1258 in der gleichen Richtung ausgerichtet ist, wie das Licht mit der horizontalen Polarisation in der gemeinsamen Sprosse 712. Dies wird sehr einfach durch Drehen des zweiten Endes 1262 der zweiten PM-Lichtleitfaser 1258 benachbart zu der zweiten Kollimationslinse 1278 erreicht, so dass das vertikal polarisierte Licht in das zweite Ende 1262 mit einem Polarisations-Zustand eintritt, der entlang der horizontalen Polarisations-Achse der zweiten PM-Lichtleitfaser 1258 ausgerichtet ist. Somit wird das Licht, das den nichtreziproken Phasenschieber 1250 in dem vertikalen Polarisations-Zustand verlässt, dem Koppler 1266 als Licht mit dem horizontalen Polarisations-Zustand gegenüber den Polarisation-Achsen des Kopplers 1266 zugeführt. Entsprechend hat das Licht von dem nichtreziproken Phasenschieber 1250 den gleichen Polarisations-Zustand, wie das Licht von der gemeinsamen Sprosse 712.
Das Licht, das durch die gemeinsame Sprosse 712 läuft, und das Licht, das durch den nichtreziproken Phasenschieber 1250 läuft, tritt als nächstes in den Port 1124 des Polarisations-Strahlteilers (PBS) 1104 ein. Das Licht mit der horizontalen Polarisation wird von dem Port 1123 des PBS 1104 an die Lichtleitfaser 740 abgegeben. Die Lichtleitfaser 740 schließt die Verzögerungsschleife 750 ein und wird an dem Faraday-Rotator-Spiegel (FRM) 1106 abgeschlossen. Die Verzögerungsschleife 750 und der FRM 1106 arbeiten in der vorstehend beschriebenen Weise, und die reflektierten und verzögerten Impulse werden an dem Port 1123 des PBS 1104 mit der vertikalen Polarisation zurückgeliefert. Die Impulse werden von dem Port 1121 des PBS 1104 an die Anordnung 716 über die Lichtleitfaser 720 abgegeben und breiten sich in der Uhrzeigersinn-Richtung durch die Sensoren 722(i) der Anordnung 716 aus.
Die Impulse werden von der Anordnung 716 über die Lichtleitfaser 714 und dem Depolarisator 1110 an den 2 × 2-Koppler 1220 abgegeben, in dem das sich im Uhrzeigersinn ausbreitende Licht mit dem sich in Gegenuhrzeigersinn ausbreitenden Licht kombiniert wird. Das sich im Gegenuhrzeigersinn ausbreitende Licht beginnt ebenfalls als horizontal polarisiertes Licht. Das Licht wird depolarisiert und durchläuft die Sensoranordnung 716. Aus der Sensoranordnung 716 mit der vertikalen Polarisation austretendes Licht wird an den PBS 1123 reflektiert und über den Port 1122 und den Abschluss 732 verworfen. Aus der Sensoranordnung 716 in der horizontalen Polarisation austretendes Licht durchläuft den PBS 1123, wird durch die Schleife 750 verzögert und wird durch den FRM 1106 auf die vertikale Polarisation gedreht. Das rücklaufende Licht, das die vertikale Polarisation aufweist, wird von dem PBS 1123 zu dem Port 1124 reflektiert und wird somit an den zweiten PM-Koppler 1266 gelenkt. Ein Teil des Lichtes durchläuft die Verzögerungsschleife 1269 der gemeinsamen Sprosse 712, und ein Teil des Lichtes durchläuft den nichtreziproken Phasenschieber 1250. Wie dies weiter oben erläutert wurde, breitet sich in dem nichtreziproken Phasenschieber 1250 mit der vertikalen Polarisation eintretendes Licht durch die schnelle doppelbrechende Achse 1282 der Viertelwellen-Platte 1274 (27) aus und erfährt keine relative Phasenverzögerung. Somit breiten sich die zwei Impulse des Gegenuhrzeigersinn-Lichtes zu dem Koppler 1220 aus, wo sie mit dem sich im Uhrzeigersinn ausbreitenden Lichtimpulsen kombiniert werden. Die Lichtsignale, die die gemeinsame Sprosse 712 und die Verzögerungsschleife 1269 in beiden Richtungen durchlaufen haben, erfahren keine relative Phasenverschiebung und kombinieren sich in der vorstehend erläuterten Weise. Die Lichtsignale, die den nichtreziproken Phasenschieber 1250 in beiden Richtungen durchlaufen haben, erfahren eine relative Phasenverschiebung von p/2 zwischen dem sich im Uhrzeigersinn ausbreitenden Signal und dem sich im Gegenuhrzeigersinn ausbreitenden Signal und haben daher eine p/2-Phasenvorspannung, wie dies vorstehend erläutert wurde. An beiden Ausgängen des Kopplers 1220 wird ein Teil der zwei Lichtimpulse, die von der Sensoranordnung 1200 zurückkehren, zu dem Polarisator 1224 gelenkt, und der verbleibende Teil wird zu dem Polarisator 1232 gelenkt. Die Rolle der zwei Polarisatoren 1224 und 1232 besteht darin, sicherzustellen, dass das in die Schleife eintretende Licht die gleiche Polarisation hat, wie das die Schleife verlassende Licht, was eine Reziprozität sicherstellt. Wie dies weiter oben erläutert wurde, stehen die zwei den Detektor 1230 erreichenden Impulse in Phasen-Quadratur, was die Verwendung einer Anzahl von Signalverarbeitungs-Techniken ermöglicht, die in der Technik gut bekannt sind, um einen Signalschwund zu vermeiden. Ähnliche Kommentare gelten für den Detektor 1226. Bei der Ausführungsform nach 24 ist die Erzeugung der zwei Impulse in Phasen-Quadratur der Hauptgrund für die Einfügung der Sprosse, die den nichtreziproken Phasenschieber 1250 enthält.
Die 30–36 zeigen weitere alternative Ausführungsformen der vorliegenden Erfindung, bei denen eine gefaltete Sagnac-Sensoranordnung eine Polarisations-basierte Vorspannung für mehrfache Detektoren verwendet, wobei jeder Detektor einen Vorspannungspunkt hat, der unabhängig von den Vorspannungspunkten der anderen Detektoren eingestellt werden kann. Die Ausführungsformen nach den 30–36 schließen die Sensoranordnung 716 ein, die ausführlich vorstehend beschrieben wurde. Es sollte verständlich sein, dass andere Konfigurationen von verstärkten Sensoranordnungen anstelle der Sensoranordnung 716 in den Ausführungsformen nach den 30–36 verwendet werden können.
In einer gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1300, die in 30 gezeigt ist, ist eine polarisierte Lichtleitfaser-Superfluoreszenz-Quelle (SFS) 1310 mit einer Polarisations-Steuerung 1312 über eine Lichtleitfaser 1314 gekoppelt. Die Lichtleitfaser 1314 koppelt weiterhin die Polarisations-Steuerung 1312 mit einem ersten Port eines 2 × 2-Kopplers 1316. Ein zweiter Port des Kopplers 1316 ist ein Ausgangs-Port, wie dies weiter unten erläutert wird. Ein dritter Port des Kopplers 1316 ist über eine Lichtleitfaser 1318 mit einem nichtreflektierenden Abschluss 1320 gekoppelt. Ein vierter Port des Kopplers 1316 ist mit einem ersten Port 1330 eines Polarisations-Strahlteilers (PBS) 1332 über eine gemeinsame Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 1334 gekoppelt. Ein zweiter Port 1336 des Polarisations-Strahlteilers 1332 ist mit einem Horizontal-Polarisator 1338 gekoppelt. Der erste Horizontal-Polarisator 1338 ist mit der zweiten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 der Anordnung 716 gekoppelt. Ein dritter Port 1340 des Polarisations-Strahlteilers 1332 ist mit einer gemeinsamen Verzögerungs-Lichtleitfaser 1342 verbunden, die zu einer Verzögerungsschleife 1344 geformt ist und die an einem Faraday-Rotator-Spiegel (FRM) 1346 abgeschlossen ist. Ein vierter Port 1348 des Polarisations-Strahlteilers 1332 ist mit einem zweiten Horizontal-Polarisator 1350 und dann mit einem Depolarisator 1352 gekoppelt. Der Depolarisator 1352 ist mit der ersten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 gekoppelt.
Der zweite Port des Kopplers 1316 ist mit einem Detektor-Teilsystem 1360 über eine Lichtleitfaser 1362 gekoppelt. Bei der Ausführungsform nach 30 umfasst das Detektor-Teilsystem 1360 einen 1 × n-Koppler 1364, der einen einzelnen Eingangs-Port aufweist, der das Licht von dem zweiten Port des Kopplers 316 empfängt. Ein erster Ausgangs-Port des 1 × n-Kopplers 1364 ist mit einer Polarisations-Steuerung 1366 gekoppelt. Die Polarisations-Steuerung 1366 ist mit einem Polarisator 1368 gekoppelt, der seinerseits mit einem ersten Detektor 1370 gekoppelt ist. Ein zweiter Ausgangs-Port des 1 × n-Kopplers 1364 ist mit einer Polarisations-Steuerung 1372 gekoppelt. Die Polarisations-Steuerung 1372 ist mit einem Polarisator 1374 gekoppelt, der mit einem zweiten Detektor 1376 gekoppelt ist. Zusätzliche Polarisations-Steuerungen, Polarisatoren und Detektoren (nicht gezeigt) können mit zusätzlichen (nicht gezeigten) Ports des 1 × n-Kopplers 1364 verbunden sein.
Die gefaltete Sagnac-Sensoranordnung 1300 nach 30 arbeitet in der folgenden Weise. Die polarisierte SFS 1310 liefert ein polarisiertes Ausgangssignal, das die Polarisations-Steuerung 1312 über die Lichtleitfaser 1314 durchläuft. Die Polarisations-Steuerung 1312 ist einstellbar, um die Polarisation auf einen gewünschten Polarisations-Zustand zu ändern. Beispielsweise wird in 30 der Polarisations-Zustand so eingestellt, dass er ein linear polarisiertes Licht ergibt, das unter 45° gegenüber den vertikalen und horizontalen Achsen an dem Eingang an den Polarisations-Strahlteiler 1332 ausgerichtet ist. Das Licht bleibt in der Lichtleitfaser 1314 und wird als Eingang an den Koppler 1316 geliefert. Der Koppler 1316 koppelt ungefähr 50 Prozent des ankommenden Lichtes an die erste Ausgangs-Lichtleitfaser 1318, das somit an dem nichtreflektierenden Abschluss 1320 verworfen wird. Der Koppler 1316 koppelt ungefähr 50 Prozent des ankommenden Lichtes an die gemeinsame Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 1334.
Die gemeinsame Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 1334 lenkt das Licht an den Polarisations-Strahlteiler 1330, der horizontal polarisiertes Licht an den zweiten Port 1336 reflektiert und vertikal polarisiertes Licht an den dritten Port 1340 weiterleitet. Das reflektierte horizontal polarisierte Licht von dem zweiten Port 1336 durchläuft den ersten horizontalen Polarisator 1338 zu der zweiten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 und breitet sich in einer Uhrzeigersinn-Richtung durch die Anordnung 716 aus. Das sich im Uhrzeigersinn ausbreitende Licht verlässt die Anordnung 716 über den Depolarisator 1352 und die Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714. Wie dies oben erläutert wurde, stellt der Depolarisator 1352 sicher, dass das austretende Licht im Wesentlichen gleichmäßig in der horizontalen Polarisations-Mode und der vertikalen Polarisations-Mode nach dem Durchlaufen der Sensoren in der Anordnung 716 verteilt ist. Das sich im Uhrzeigersinn ausbreitende Licht durchläuft dann den zweiten horizontalen Polarisator 1350, der den Teil des Lichtes mit der vertikalen Polarisation beseitigt. Das sich im Uhrzeigersinn ausbreitende Licht mit der horizontalen Polarisation tritt dann in den vierten Port 1348 des Polarisations-Strahlteilers 1330 ein und wird an den dritten Port 1340 reflektiert, um sich in der gemeinsamen Verzögerungs-Lichtleitfaser 1342 auszubreiten. Das rückkehrende, im Uhrzeigersinn umlaufende Licht durchläuft die Verzögerungsschleife 1344 zu dem Faraday-Rotations-Spiegel 1346, wo es als vertikal polarisiertes Licht reflektiert wird. Das vertikal polarisierte Licht kehrt zu dem dritten Port 1340 des Polarisations-Strahlteilers 1332 zurück und wird durch den ersten Port 1330 weitergeleitet.
Wie dies vorstehend erläutert wurde, war das Licht, das ursprünglich auf den ersten Port 1330 des Polarisations-Strahlteilers 1332 auftraf, unter ungefähr 45° zu den horizontalen und vertikalen Polarisationen ausgerichtet. Somit lief ungefähr 50 Prozent des Lichtes, das der vertikal polarisierten Komponente entspricht, durch den Polarisations-Strahlteiler 1332 zum dritten Port 1340 und somit zur gemeinsamen Verzögerungs-Lichtleitfaser 1342. Das vertikal polarisierte Licht breitet sich durch die Verzögerungsschleife 1344 aus und wird von dem Faraday-Rotator-Spiegel 1346 als horizontal polarisiertes Licht reflektiert. Das reflektierte horizontal polarisierte Licht durchläuft die Verzögerungsschleife 1344 und gelangt dann zum dritten Port 1340 des Polarisations-Strahlteilers 1332. Weil das Licht horizontal polarisiert ist, wird das Licht an den vierten Port 1348 des Polarisations-Strahlteilers 1332 reflektiert und es wird daher zur Ausbreitung über die erste Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 über den zweiten horizontalen Polarisator 1350, durch den Depolarisator 1352 und die Anordnung 716 gebracht, um sich in dieser in Gegenuhrzeigersinn-Richtung auszubreiten. Der Depolarisator 1352 stellt sicher, dass das sich im Gegenuhrzeigersinn ausbreitende Licht Komponenten in allen Polarisationen hat, so dass, wenn das sich im Gegenuhrzeigersinn ausbreitende Licht aus der Anordnung 716 austritt, es zumindest einen Teil des Lichtes in der horizontalen Richtung gibt.
Das sich im Gegenuhrzeigersinn ausbreitende Licht tritt aus der Anordnung 716 über die zweite Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 aus, und die horizontal polarisierte Komponente des Lichtes durchläuft den ersten horizontalen Polarisator 1338, der das Licht mit anderen Polarisationsrichtungen beseitigt. Das horizontal polarisierte Licht, das sich aus dem sich im Gegenuhrzeigersinn ausbreitenden Teil des Lichtes ergibt, tritt in den zweiten Port 1336 des Polarisations-Strahlteilers 1332 ein und wird zu dem ersten Port 1330 des Polarisations-Strahlteilers 1332 reflektiert, wo es mit dem vertikal polarisierten Licht kombiniert wird, das sich aus dem im Uhrzeigersinn ausbreitenden Teil des Lichtes ergab.
Das kombinierte Licht breitet sich zu dem vierten Port des Kopplers 1316 aus, wo ungefähr 50 Prozent des kombinierten Lichtes an den zweiten Port des Kopplers 1316 und damit an das Detektor-Teilsystem 1360 über die Lichtleitfaser 1362 gekoppelt wird. Der 1 × n-Koppler 1364 teilt das Licht auf N Teile auf. Beispielsweise ist in 30 N gleich 2 und ein erster Teil des Lichtes wird an die Polarisations-Steuerung 1366 gekoppelt, um sich durch den Polarisator 1368 zu dem ersten Detektor 1370 auszubreiten, und ein zweiter Teil des Lichtes wird an die Polarisations-Steuerung 1372 gekoppelt, um sich über den Polarisator 1374 zu dem zweiten Detektor 1376 auszubreiten. Die Ausrichtungen der Polarisations-Steuerungen 1366, 1372 und der Polarisatoren 1368, 1374 können eingestellt werden, um die optischen Signale, die auf den ersten Detektor 1370 und den zweiten Detektor 1376 auftreffen, auf unterschiedliche Phasen vorzuspannen. Beispielsweise kann das dem zweiten Detektor 1376 zugeführte Signal so vorgespannt werden, dass es in Quadratur zu dem Signal steht, das dem ersten Detektor 1370 zugeführt wird, so dass, wenn ein Signal eine minimale Empfindlichkeit hat, das andere Signal eine maximale Empfindlichkeit hat, und umgekehrt.
Wie dies weiter oben erläutert wurde, durchläuft jeder der zwei Signalteile die gleiche Strecke durch die Anordnung 716 durch die gemeinsame Verzögerungs-Lichtleitfaser 1342 und durch die Verzögerungsschleife 1344. Somit sind bei Fehlen von Störungen, die durch akustische Signale oder andere Störungen hervorgerufen werden, die auf die Sensoren in der Anordnung 716 auftreffen, die zwei Teile in Phase und ergeben eine konstruktive Interferenz, um ein kombiniertes Signal mit einer linearen Polarisation von 45° zu erzeugen; das Licht hat jedoch einen Polarisations-Zustand, der orthogonal zu dem ursprünglichen Polarisations-Zustand ist. Wenn somit der ursprüngliche Polarisations-Zustand +45° war, so ist der Polarisations-Zustand des Ausgangslichtes (wiederum bei Fehlen einer Phasenstörung) gleich –45°.
Bei Vorliegen eines akustischen Signals, erfährt das sich im Uhrzeigersinn ausbreitende Licht und das im Gegenuhrzeigersinn ausbreitende Licht eine relative Phasenverschiebung. Bei einer zunehmenden relativen Phasenverschiebung ändert sich der Polarisations-Zustand der zwei eine Interferenz aufweisenden Strahlen von einer linearen Polarisation von –45° auf eine linkshändige Zirkularpolarisation zu einer +45°-Polarisation auf eine rechtshändige Zirkularpolarisation und zurück auf –45°-Polarisation. Der Verlauf durch diese vier Polarisations-Zustände definiert einen Kreis auf der Poincaré-Kugel. Der Polarisations-Zustand an dem Ausgang des Polarisations-Strahlteilers 1332 entspricht einem Punkt entlang dieses Kreises auf der Poincaré-Kugel, dessen Ort auf dem Kreis eine Funktion der akustisch induzierten nichtreziproken Phasenverschiebung ist.
Nach dem Durchlaufen von dem Ausgang des Polarisations-Strahlteilers 1332 durch die gemeinsame Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 1334, durch den Koppler 1316 und das Detektor-Teilsystem 1360 wird der Polarisations-Zustand des kombinierten Signals in zufälliger Weise durch die unbekannte Doppelbrechung der Lichtleitfaser 1334 geändert. Die Polarisations-Steuerung 1366 benachbart zu dem Polarisator 1368 vor dem ersten Detektor 1370 und die Polarisations-Steuerung 1372 benachbart zu dem Polarisator 1374 vor dem zweiten Detektor 1376 werden zur Neuausrichtung der Polarisations-Zustände auf jeweilige ausgewählte Polarisations-Zustände für jeden Detektor 1370, 1376 verwendet. Die Polarisations-Steuerungen 1366, 1372 werden beispielsweise dann eingestellt, wenn keine akustischen Signale der Anordnung 716 zugeführt werden, und somit dann, wenn keine relative Phasenverschiebung in die sich gegensinnig ausbreitenden optischen Signale eingeführt wird.
Beispielsweise wird zur Schaffung eines Vorspannpunktes von ±90° für den ersten Detektor 1370 die Polarisations-Steuerung 1376 so eingestellt, dass wenn das kombinierte Licht an dem Ausgang des Polarisations-Strahlteilers 1332 einen linkshändigen Zirkular-Polarisations-Zustand hat, der erste Detektor 1370 entweder eine maximale Intensität oder eine minimale Intensität des Lichtes erfasst. Für andere Polarisations-Zustände des Ausgangslichtes erfasst der erste Detektor 1370 Licht mit einer Intensität zwischen der maximalen Intensität und der minimalen Intensität.
Als ein weiteres Beispiel kann der zweite Detektor 1376 in vorteilhafter Weise auf einen anderen Vorspannungspunkt eingestellt werden, beispielsweise auf 0° oder 180°. Für diesen Vorspannungspunkt wird die Polarisations-Steuerung 1372 so eingestellt, dass wenn das Licht an dem Ausgang des Polarisations-Strahlteilers 1332 einen –45°-Polarisations-Zustand hat, der zweite Detektor 1376 entweder eine maximale Intensität oder eine minimale Intensität des Lichtes erfasst. Für andere Polarisations-Zustände des Ausgangslichtes erfasst der zweite Detektor 1376 Licht mit einer Intensität zwischen der maximalen Intensität und der minimalen Intensität. Es sollte verständlich sein, dass das dem Eingang des Polarisations-Strahlteilers 1332 zugeführte Licht einen anderen Polarisations-Zustand als ±45° haben kann. Beispielsweise werden, wenn das Eingangslicht einen ursprünglichen linkshändigen Zirkular-Polarisations-Zustand hat, die Polarisations-Steuerungen 1366, 1372 entsprechend eingestellt, um die passenden Vorspannungspunkte für den ersten Detektor 1370 und den zweiten Detektor 1376 zu schaffen.
31 zeigt eine alternative Konfiguration einer gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1300', die im Wesentlichen ähnlich der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1300 nach 30 ist. Bei der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1300' nach 31 befindet sich der Depolarisator 1352 in der zweiten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 statt in der ersten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714. Aufgrund der reziproken Struktur der Sensoranordnung 716 ändert die örtliche Umstellung des Depolarisators 1352 zu der Lichtleitfaser 720 die Gesamt-Betriebsweise der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1300' gegenüber der Betriebsweise der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1300 nicht. Die Betriebsweise der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1300' ist ähnlich der Betriebsweise der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1300 und wird hier nicht im Einzelnen beschrieben.
32 zeigt eine weitere alternative Ausführungsform einer gefalteten akustischen Sagnac-Sensoranordnung 1400, die ähnlich der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1300 nach 30 ist, und gleiche Elemente wurden mit entsprechenden Bezugsziffern versehen. Im Gegensatz zu der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1300 ersetzt die gefaltete Sagnac-Sensoranordnung 1400 den 2 × 2-Koppler 1316 durch einen Polarisations-unabhängigen optischen Zirkulator 1410. Der optische Zirkulator führt eine ähnliche Funktion wie der 2 × 2-Koppler 1316 aus; bei der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1300 gehen jedoch ungefähr 50 Prozent des Eingangslichtes verloren, wenn das Eingangslicht an dem Koppler 1316 aufgeteilt wird, und ungefähr 50 Prozent des Ausgangslichtes gehen verloren, wenn es am Koppler 1316 aufgeteilt wird. Bei der Ausführungsform 1400 wird im Wesentlichen das gesamte Eingangslicht von der polarisierten SFS 1310 durch den Zirkulator 1410 zu dem Polarisations-Strahlteiler 1332 geleitet, und im Wesentlichen das gesamte Ausgangslicht wird von dem Polarisations-Strahlteiler 1332 durch den Zirkulator 1410 zu dem Detektor-Teilsystem 1360 geleitet.
33 zeigt eine alternative Konfiguration einer gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1400', die im Wesentlichen ähnlich der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1400 nach 32 ist. Bei der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1400' nach 33 befindet sich der Depolarisator 1352 in der zweiten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 statt in der ersten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714. Aufgrund der reziproken Struktur der Sensoranordnung 716 ändert die örtliche Umstellung des Depolarisators 1352 zu der Lichtleitfaser 720 die Gesamt-Betriebsweise der Ausführungsform 1400' gegenüber der Betriebsweise der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1400 nicht. Daher wird die Betriebsweise der gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1400' hier nicht ausführlich beschrieben.
34 zeigt eine weitere alternative Ausführungsform einer gefalteten Sagnac-Sensoranordnung 1600 gemäß der vorliegenden Erfindung, die ein kombiniertes Eingangs-/Ausgangs-Teilsystem 1610 einschließt, das mit der Anordnung 716 in einer Weise gekoppelt ist, die ähnlich der Weise ist, wie sie anhand der 30–33 beschrieben wurde.
In 34 liefert eine polarisierte Quelle 1620 linear polarisiertes Eingangslicht entlang einer Achse einer die Polarisation aufrechterhaltenden Lichtleitfaser 1622. Die die Polarisation aufrechterhaltende Lichtleitfaser 1622 ist so gedreht, dass die Polarisations-Achse unter ±45° gegenüber der vertikalen Polarisations-Achse des Eingangs-/Ausgangs-Systems 1610 ausgerichtet ist. Das Licht von der Lichtleitfaser 1622 ist mit dem Eingangs-/Ausgangs-Teilsystem 1610 über eine erste Kollimationslinse 1630 gekoppelt. Die erste Kollimationslinse 1630 lenkt das Licht in Richtung auf einen ersten Port 1634 eines ersten Polarisations-Strahlteilers (PBS) 1632, der außerdem einen zweiten Port 1636, einen dritten Port 1638 und einen vierten Port 1640 hat. Der zweite Port 1636 lenkt einen Teil des Eingangslichtes in Richtung auf einen ersten 45°-Faraday-Rotator (45°FR) 1642. Der dritte Port 1638 lenkt einen Teil des Eingangslichtes in Richtung auf einen zweiten 45°-Faraday-Rotator 1644. Wie dies weiter unten beschrieben wird, lenkt der vierte Port 1640 einen ausgewählten Teil des Ausgangslichtes an ein Detektions-Teilsystem 1650.
Das durch den ersten Faraday-Rotator 1642 hindurchlaufende Licht wird durch eine zweite Kollimationslinse 1660 kollimiert und in die Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 gekoppelt und breitet sich somit zu dem Sensor-Abschnitt der Anordnung 716 aus, um sich in diesem in einer Uhrzeigersinn-Richtung auszubreiten.
Das durch den zweiten Faraday-Rotator 1644 laufende Licht durchläuft eine Halbwellen-(l/2-) Platte 1662. Die Halbwellen-Platte 1662 weist erste und zweite (nicht gezeigte) Doppelbrechungs-Achsen auf. Eine der Doppelbrechungs-Achsen ist unter einem Winkel von 22,5° gegenüber der vertikalen Polarisations-Achse des ankommenden Lichtes und unter –22,5° gegenüber der 45°-Polarisation des Lichtes ausgerichtet, das sich auf sie von der Quelle aus ausbreitet (das heißt die Achse liegt zwischen der Vertikalen und der Polarisation des Lichtes). Der Zweck dieser Ausrichtung wird nachfolgend beschrieben. Das die Halbwellen-Platte 1662 durchlaufende Licht tritt in einen ersten Port 1672 eines zweiten Polarisations-Strahlteilers 1670 ein, der außerdem einen zweiten Port 1674, einen dritten Port 1676 und einen vierten Port 1678 aufweist. Wie dies weiter unten erläutert wird, ist der zweite Port 1674 nicht mit zusätzlichen Elementen gekoppelt. Aus dem dritten Port 1676 austretendes Licht wird in Richtung auf eine dritte Kollimationslinse 1680 gelenkt. Aus dem vierten Port 1678 austretendes Licht wird in Richtung auf eine vierte Kollimationslinse 1682 gelenkt.
Das durch die vierte Kollimationslinse 1682 hindurchlaufende Licht wird in die erste Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 eingekoppelt und durchläuft den Depolarisator 1352 in dem Sensor-Abschnitt der Anordnung 716, um sich in diesem in einer Gegenuhrzeigersinn-Richtung auszubreiten.
Das durch die dritte Kollimationslinse 1680 hindurchlaufende Licht wird auf das Ende der gemeinsamen Verzögerungs-Lichtleitfaser 1342 fokussiert, breitet sich durch die Verzögerungsschleife 1344 zu dem Faraday-Rotator-Spiegel 1346, zurück zu der Verzögerungsschleife 1344 und zurück zur Kollimationslinse 1680 aus. Das reflektierte Licht wird somit zurück in den dritten Port 1676 des zweiten Polarisations-Strahlteilers 1670 gelenkt.
Wie dies weiter oben erläutert wurde, tritt das Licht von dem vierten Port 1640 des ersten Polarisations-Strahlteilers 1632 in das Detektions-Teilsystem 1650 ein. Das Detektions-Teilsystem 1650 umfasst einen ersten Strahlteiler 1690, einen zweiten Strahlteiler 1692, ein erstes Doppelbrechungs-Element 1694, ein zweites Doppelbrechungs-Element 1696, einen ersten Detektor 1698, einen zweiten Detektor 1700, einen ersten Polarisator 1702 und einen zweiten Polarisator 1704. Ein erster prozentualer Anteil des Lichtes von dem vierten Port 1640 wird von dem ersten Strahlteiler 1690 reflektiert und durchläuft das erste Doppelbrechungs-Element 1694 und den ersten Polarisator 1702 zu dem ersten Detektor 1698. Der verbleibende Teil des Lichtes von dem vierten Port 1640 läuft durch den ersten Strahlteiler 1690 und trifft auf den zweiten Strahlteiler 1692, an dem ein zweiter prozentualer Anteil des Lichtes von dem zweiten Strahlteiler 1692 reflektiert wird, um das zweite Doppelbrechungs-Element 1696 und den zweiten Polarisator 1704 zu dem zweiten Detektor 1700 zu durchlaufen. Der verbleibende Teil des Lichtes durchläuft den zweiten Strahlteiler 1692 zu zusätzlichen (nicht gezeigten) Elementen. Wenn lediglich zwei Detektoren vorgesehen sind, so ist der erste prozentuale Anteil der Kopplung in vorteilhafter Weise 50 Prozent, und der zweite prozentuale Anteil ist vorzugsweise 100 Prozent, so dass beide Detektoren 1698, 1700 angenähert die gleiche Lichtmenge empfangen. Wenn ein dritter (nicht gezeigter) Detektor eingeschlossen ist, so ist der erste prozentuale Anteil vorteilhafter Weise ungefähr 33 Prozent, und der zweite prozentuale Anteil ist vorteilhafter Weise ungefähr 50 Prozent, so dass der zweite Detektor 1700 ebenfalls ungefähr 33 Prozent des ursprünglichen Lichtes empfängt. Der dritte Detektor würde dann die verbleibenden 33 Prozent empfangen.
Die gefaltete Sagnac-Sensoranordnung 1600 nach 34 arbeitet in der folgenden Weise. Wie dies weiter oben erläutert wurde, ist das auf die erste Linse 1630 auftreffende Licht unter 45° zu den vertikalen und horizontalen Polarisations-Achsen ausgerichtet. Somit hat das durch die Linse 1630 hindurchlaufende und in dem ersten Port 1634 des ersten Polarisations-Strahlteilers 1632 eintretende Licht eine Komponente in dem horizontalen Polarisations-Zustand und eine Komponente in dem vertikalen Polarisations-Zustand. Die horizontale Komponente wird durch den Polarisations-Strahlteiler 1632 zu dem zweiten Port 1636 reflektiert, und die vertikale Komponente wird durch den Polarisations-Strahlteiler 1632 hindurch zu dem dritten Port 1638 weitergeleitet.
Die horizontale Komponente von dem zweiten Port 1636 durchläuft den ersten Faraday-Rotator 1642, und der Polarisations-Zustand wird um 45° in einer ersten Richtung (beispielsweise im Uhrzeigersinn) gedreht, so dass das aus dem ersten Faraday-Rotator 1642 austretende und auf die zweite Linse 1660 auftreffende Licht einen linearen Polarisations-Zustand unter 45° hat. Das Licht durchläuft die zweite Linse 1660 und tritt in die zweite Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 ein, um sich im Uhrzeigersinn durch die Anordnung 716 auszubreiten. Das Licht kann Polarisationsänderungen innerhalb der Anordnung 716 erfahren. Somit durchläuft, wie dies vorstehend beschrieben wurde, das die Anordnung 716 über die erste Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 verlassende Licht den Depolarisator 1352, was sicherstellt, dass zumindest ein Teil des Lichtes die horizontalen und vertikalen Polarisations-Zustände aufweist.
Das sich im Uhrzeigersinn ausbreitende Licht von der ersten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 tritt in das Eingangs-/Ausgangs-Teilsystem 1610 über die vierte Linse 1682 ein und trifft auf den zweiten Polarisations-Strahlteiler 1670 auf. Die vertikale Komponente des Lichts durchläuft den zweiten Polarisations-Strahlteiler 1670, wird von dem zweiten Port 1674 abgegeben und wird verworfen. Die horizontal polarisierte Komponente des Lichtes wird zu dem dritten Port 1676 des zweiten Polarisations-Strahlteilers 1670 reflektiert und durchläuft die dritte Linse 1680 zu der gemeinsamen Verzögerungs-Lichtleitfaser 1342, um zu bewirken, dass sich das Licht durch die Verzögerungsschleife 1344 ausbreitet, durch den Faraday-Rotator-Spiegel 1364 in den vertikalen Polarisations-Zustand reflektiert wird, und durch die Verzögerungsschleife 1344 und die gemeinsame Verzögerungs-Lichtleitfaser 1342 zurück zu der dritten Linse 1680 läuft. Das reflektierte Licht in dem vertikalen Polarisations-Zustand läuft von dem dritten Port 1676 zu dem ersten Port 1672 des zweiten Polarisations-Strahlteilers 1670, durchläuft die Halbwellen-Platte 1662 zu dem zweiten Faraday-Rotator 1644 und zu dem dritten Port 1638 des ersten Polarisations-Strahlteilers 1632. Weil die Halbwellen-Platte 1662 mit einer ihrer Doppelbrechungs-Achsen unter 22,5° gegenüber der vertikalen Polarisations-Achse ausgerichtet ist, wird bewirkt, dass das vertikale Licht, das auf die Halbwellen-Platte 1662 auftrifft, um die Doppelbrechungs-Achse gespiegelt wird, so dass der Polarisations-Zustand des aus der Halbwellen-Platte 1662 unter 45° gegenüber den vertikalen und horizontalen Achsen ausgerichtet ist. Der zweite Faraday-Rotator 1644 dreht den Polarisations-Zustand um weitere 45°, um zu bewirken, dass das aus dem zweiten Faraday-Rotator 1644 austretende und auf den dritten Port 1638 des ersten Polarisations-Strahlteilers 1632 auftreffende Licht einen horizontalen Polarisations-Zustand hat. Somit wird das in dem dritten Port 1638 eintretende Licht zu dem vierten Port 1640 reflektiert und tritt in das Detektions-Teilsystem 1650 in dem horizontalen Polarisations-Zustand ein.
Wie dies weiter oben angegeben wurde, durchläuft die vertikale Komponente des auf den ersten Port 1634 des ersten Polarisations-Strahlteilers 1632 auftreffenden Eingangslichtes den dritten Port 1638. Der Polarisations-Zustand des Lichtes wird durch den zweiten Faraday-Rotator 1644 um 45° auf einen 45°-Polarisations-Zustand gegenüber den vertikalen und horizontalen Polarisations-Achsen gedreht. Der Polarisations-Zustand des Lichtes wird dann um die Doppelbrechungs-Achse der Halbwellen-Platte 1662 gespiegelt, so dass der Polarisations-Zustand des aus der Halbwellen-Platte austretenden Lichtes wiederum in der vertikalen Richtung ausgerichtet ist. Es ist für den Fachmann verständlich, dass die nichtreziproke Wirkung des zweiten Faraday-Rotators 1644 bewirkt, dass das vertikal polarisierte Licht, das von links nach rechts durch den zweiten Faraday-Rotator 1644 und dann durch die Halbwellen-Platte 1646 hindurchläuft, zunächst auf einen 45°-Polarisations-Zustand gedreht und dann auf einen vertikalen Polarisations-Zustand zurückgespiegelt wird. Im Gegensatz hierzu wird das vertikal polarisierte Licht, das von rechts nach links läuft, zunächst von der Halbwellen-Platte 1646 auf einen 45°-Polarisations-Zustand gespiegelt und dann durch den zweiten Faraday-Rotator 1644 auf einen horizontalen Polarisations-Zustand gedreht.
Das vertikal polarisierte Licht von der Halbwellen-Platte 1662 tritt in dem ersten Port 1672 des Polarisations-Strahlteilers 1670 ein und durchläuft den dritten Port 1676 zu der dritten Linse 1680. Das vertikal polarisierte Licht durchläuft die gemeinsame Verzögerungs-Lichtleitfaser 1342, die Verzögerungsschleife 1344 zum Faraday-Rotator-Spiegel 1346, und wird über die Verzögerungsschleife 1342 und die gemeinsame Verzögerungs-Lichtleitfaser 1342 als horizontal polarisiertes Licht zurückreflektiert. Das horizontal polarisierte Licht durchläuft die dritte Linse 1680 zum dritten Port 1676 des Polarisations-Strahlteilers 1670. Das horizontal polarisierte Licht wird zu dem vierten Port 1678 reflektiert und durchläuft die vierte Linse 1682 zu der ersten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 und den Depolarisator 1352, um sich in einer Gegenuhrzeigersinn-Richtung durch die Anordnung 716 auszubreiten.
Das sich im Gegenuhrzeigersinn ausbreitende Licht tritt aus der Anordnung 716 über die zweite Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 aus und durchläuft die zweite Linse 1660 zu dem ersten Faraday-Rotator 1642. Der erste Faraday-Rotator 1642 dreht den Polarisations-Zustand des Lichtes um 45°. Weil das Licht effektiv durch den Depolarisator 1352 depolarisiert wurde, schließt das Licht, das den ersten Faraday-Rotator 1642 zu dem zweiten Port 1634 des ersten Polarisations-Strahlteilers 1632 durchläuft, Licht ein, das horizontal und vertikal polarisierte Komponenten hat. Die horizontal polarisierten Komponenten des Lichtes werden zu dem ersten Port 1634 reflektiert und über die erste Linse 1630 an die Eingangs-Lichtleitfaser 1622 abgegeben. Ein (nicht gezeigter) Isolator ist in vorteilhafter Weise eingefügt, um das Licht zu absorbieren.
Die vertikal polarisierten Komponenten des sich im Gegenuhrzeigersinn ausbreitenden Lichtes, die in den zweiten Port 1636 des ersten Polarisations-Strahlteilers 1632 eintreten, laufen zum vierten Port 1640 und werden mit den horizontal polarisierten Komponenten des sich im Uhrzeigersinn ausbreitenden Lichtes kombiniert. Wie dies weiter oben in Verbindung mit 30 beschrieben wurde, wird, wenn das sich im Gegenuhrzeigersinn ausbreitende Licht keine relative Phasenverschiebung erfährt, das Licht als linear polarisiertes Licht unter einem 45°-Polarisations-Zustand kombiniert. Eine relative Phasenverschiebung bewirkt, dass sich der Polarisations-Zustand ändert, wie dies weiter oben erläutert wurde.
Die Doppelbrechungs-Elemente 1694, 1696 sind eingefügt, um selektiv das auf die Detektoren 1698, 1900 auftreffende Licht durch Einführen einer relativen Phasenverschiebung für das Licht in den zwei unterschiedlichen Polarisationen vorzuspannen (das heißt die horizontalen und vertikalen Polarisationen, die +45°- und –45°-Polarisationen, oder die linkshändigen zirkularen und die rechtshändigen zirkularen Polarisationen). Die Doppelbrechungs-Elemente können in vorteilhafter Weise lineare oder zirkulare Wellenplatten einschließen (beispielsweise Viertelwellen-Platten, Halbwellen-Platten, Faraday-Rotatoren oder dergleichen).
35 zeigt eine Ausführungsform einer gefalteten akustischen Sagnac-Sensoranordnung 1750 ähnlich der gefalteten akustischen Sagnac-Sensoranordnung 1600 nach 34, und gleiche Elemente sind mit den gleichen Bezugsziffern wie in 34 bezeichnet. Im Gegensatz zu der Ausführungsform nach 34 schließt die gefaltete akustische Sagnac-Sensoranordnung 1750 eine unpolarisierte Lichtquelle 1720 anstelle der polarisierten Lichtquelle 1620 ein. Um die unpolarisierte Lichtquelle 1720 zu verwenden, schließt die gefaltete akustische Sagnac-Sensoranordnung 1750 einen 45°-Polarisator 1730 zwischen der ersten Kollimationslinse 1630 und dem ersten Polarisations-Strahlteiler 1632 ein. Der 45°-Polarisator 1730 bewirkt, dass das auf den ersten Port 1634 des ersten Polarisations-Strahlteilers 1632 auftreffende Licht unter 45° ausgerichtet wird und somit im Wesentlichen gleiche Komponenten in den horizontalen und vertikalen Polarisationen hat. Somit arbeitet die gefaltete akustische Sagnac-Sensoranordnung 1750 nach 35 im Wesentlichen in der gleichen Weise wie die gefaltete akustische Sagnac-Sensoranordnung 1600 nach 34, und die Betriebsweise der gefalteten akustischen Sagnac-Sensoranordnung 1750 wird nicht mit weiteren Einzelheiten beschrieben.
36 zeigt eine weitere Ausführungsform der gefalteten akustischen Sagnac-Sensoranordnung 1800 ähnlich den gefalteten akustischen Sagnac-Sensoranordnungen 1600 und 1750 nach den 34 bzw. 35, und gleiche Elemente sind mit den gleichen Bezugsziffern wie in den 34 und 35 bezeichnet. Im Gegensatz zu den Ausführungsformen nach den 34 und 35 werden bei der gefalteten akustischen Sagnac-Sensoranordnung 1800 die durch die Polarisatoren 1702 und 1704 hindurchlaufenden Lichtsignale nicht an die Detektoren 1698 und 1700 gelenkt. Vielmehr schließt die gefaltete akustische Sagnac-Sensoranordnung 1800 eine Kollimationslinse 1810, die benachbart zu dem Polarisator 1702 angeordnet ist, sowie eine Kollimationslinse 1812 ein, die benachbart zu dem Polarisator 1704 angeordnet ist. Die Kollimationslinse 1810 lenkt das Licht von dem Polarisator 1702 in ein erstes Ende 1822 einer Lichtleitfaser 1820. Die Lichtleitfaser 1820 hat ein zweites Ende 1824 benachbart zu dem ersten Detektor 1698 derart, dass das in die Lichtleitfaser 1820 aus der Kollimationslinse 1810 eintretende Licht auf dem ersten Detektor 1698 auftrifft. In ähnlicher Weise lenkt die Kollimationslinse 1812 das Licht von dem Polarisator 1702 in ein erstes Ende 1832 einer Lichtleitfaser 1830. Die Lichtleitfaser 1830 hat ein zweites Ende 1834 benachbart zu dem zweiten Detektor 1700 derart, dass das in die Lichtleitfaser 1830 von der Kollimationslinse 1812 aus eintretende Licht auf den zweiten Detektor 1700 auftrifft. Durch Einfügen der Kollimationslinsen 1810 und 1812 und der Lichtleitfasern 1820 und 1830 sind die Lichtleitfasern in der Lage, das Licht über eine Strecke zu den Detektoren 1698 und 1700 zu transportieren, so dass die Detektoren an entfernt angeordneten Stellen benachbart zu der (nicht gezeigten) Detektions-Elektronik angeordnet sein können.
Es sei bemerkt, dass in den 34, 35 und 36 der Depolarisator 1352 von der ersten Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 714 auf die zweite Anordnungs-Eingangs-/Ausgangs-Lichtleitfaser 720 verlegt werden kann, ohne dass die Betriebscharakteristiken der gefalteten akustischen Sagnac-Sensoranordnung 1600, der gefalteten akustischen Sagnac-Sensoranordnung 1750 oder der gefalteten akustischen Sagnac-Sensoranordnung 1800 wesentlich beeinflusst werden.
Es sei weiterhin bemerkt, dass die vorstehenden Ausführungsformen in Verbindung Superfluoreszenz-Lichtquellen beschrieben wurden. Der Fachmann wird erkennen, dass andere Lichtquellen (beispielsweise Laserquellen) ebenfalls in vorteilhafter Weise verwendet werden können.
Obwohl sich die vorstehende Beschreibung der Anordnung gemäß der vorliegenden Erfindung mit der akustischen Unterwasser-Messung befasst hat, sollte es verständlich sein, dass die vorliegende Erfindung zur Messung irgendeiner Messgröße verwendet werden kann, die nichtreziproke Phasenmodulationen in einer Lichtleitfaser hervorrufen kann. Wenn beispielsweise die Hydrophone durch eine alternative Messeinrichtung ersetzt wurden, die auf eine andere Messgröße anspricht, so würde die Anordnung diese Messgröße in der gleichen Weise erfassen, wie akustische Wellen erfasst werden. Die Anordnung der vorliegenden Erfindung kann in vorteilhafter Weise zu Messungen von Schwingungen, Eindringvorgängen, Aufprallvorgängen, Chemikalien, Temperatur, Flüssigkeitsspiegeln und Dehnungskräften verwendet werden. Die Anordnung der vorliegenden Erfindung kann weiterhin zur Kombination einer Anzahl von unterschiedlichen Sensoren verwendet werden, die sich entweder an der gleichen Stelle befinden, oder die sich an unterschiedlichen Stellen befinden (beispielsweise für die Erfassung verschiedener Fehler an verschiedenen Punkten entlang des Rumpfes eines Schiffes oder eines Gebäudes). Andere beispielhafte Anwendungen schließen die Detektion und Verfolgung von sich bewegenden Automobilen auf Straßen oder Flugzeugen auf Landebahnen für die Verkehrsüberwachung und Steuerung ein.
Obwohl im Vorstehenden spezielle Ausführungsformen der vorliegenden Erfindung beschrieben wurden, sollte es verständlich sein, dass die Beschreibungen der Ausführungsformen die Erfindung erläutern und nicht beschränkend sein sollen. Verschiedene Modifikationen und Anwendungen werden für den Fachmann ersichtlich, ohne dass von dem Schutzumfang der Erfindung, wie er in den beigefügten Ansprüchen definiert ist, abgewichen wird.

Claims

Akustischer Sensor mit: einer Quelle (1228) für Lichtimpulse; einem ersten Koppler (1220), der die Lichtimpulse an einen ersten optischen Pfad, der eine erste optische Länge aufweist, und an eine Anordnung von Sensoren (716) koppelt, wobei die Anordnung von Sensoren (716) zumindest einen ersten Sensor (722(1)) umfasst, wobei der erste Sensor (722(1)) in einem zweiten optischen Pfad mit einer zweiten optischen Länge angeordnet ist, die von der ersten optischen Länge verschieden ist; einem optischen Verzögerungspfad; einem polarisationsabhängigen zweiten Koppler (1104), der von dem ersten optischen Pfad mit einer ersten Polarisation empfangene Lichtimpulse an den optischen Verzögerungspfad koppelt, und der von der Anordnung (716) mit einer zweiten Polarisation empfangene Lichtimpulse an den optischen Verzögerungspfad koppelt, wobei die an den ersten optischen Verzögerungspfad mit der ersten Polarisation gekoppelten Lichtimpulse von dem optischen Verzögerungspfad an den zweiten Koppler (1104) mit der zweiten Polarisation zurückkehren, wobei die Lichtimpulse, die an den optischen Verzögerungspfad mit der zweiten Polarisation gekoppelt werden, von dem optischen Verzögerungspfad an den ersten Koppler (1104) mit der ersten Polarisation zurückkehren, wobei der zweite Koppler (1104) die zu dem zweiten Koppler (1104) von dem optischen Verzögerungspfad mit der ersten Polarisationsrichtung zurückkehrenden Lichtimpulse an den ersten optischen Pfad koppelt, sodass sie sich darin zu dem ersten Koppler (1220) ausbreiten, wobei der zweite Koppler (1104) zu dem zweiten Koppler (1104) von dem optischen Verzögerungspfad mit der zweiten Polarisation zurückkehrende Lichtimpulse an die Anordnung zur Ausbreitung in diese an den ersten Koppler (1220) koppelt, wobei der erste Koppler (1220) die Lichtimpulse von dem ersten optischen Pfad und die Lichtimpulse von der Anordnung (716) kombiniert, um zu bewirken, dass Lichtimpulse, die gleiche Strecke durch den ersten optischen Pfad und die Anordnung (716) durchlaufen, interferieren und ein detektierbares Ausgangssignal erzeugen, wobei sich das detektierbare Ausgangssignal in Abhängigkeit von akustischer Energie ändert, die auf dem ersten Sensor auftrifft; und zumindest einem Detektor (1226), der die detektierbaren Ausgangssignale detektiert, um ein Detektor-Ausgangssignal zu erzeugen, das auf Änderungen in dem detektierbaren Ausgangssignal von dem ersten Koppler (1220) anspricht, wobei der akustische Sensor dadurch gekennzeichnet ist, dass der erste optische Pfad einen nichtreziproken Phasenschieber (1250) einschließt, der bewirkt, dass sich durch den erste optischen Pfad in einer ersten Richtung ausbreitendes Licht und sich durch den ersten optischen Pfad in einer zweiten Richtung ausbreitendes Licht eine relative Phasenverschiebung derart erfährt, dass das in dem ersten Koppler (1220) kombinierte Licht eine Phasenvorspannung aufweist.
Akustischer Sensor nach Anspruch 1, der weiterhin einen zweiten Sensor (718(2)) in der Anordnung aufweist, wobei der zweite Sensor (718(2)) in einem dritten optische Pfad mit einer dritten optischen Länge angeordnet ist, die von der ersten optischen Länge und der zweiten optischen Länge verschieden ist.
Akustischer Sensor nach Anspruch 1, bei dem der polarisationsabhängige zweite Koppler (1104) einen Polarisations-Strahlteiler umfasst.
Akustischer Sensor nach Anspruch 1, bei dem: der optische Verzögerungspfad einen Längenabschnitt eines Lichtwellenleiters (740) und einen polarisationsdrehenden Reflektor (1106) umfasst; der Reflektor (1106) bewirkt, dass auf den Reflektor (1106) mit der ersten Polarisation auftreffendes Licht als Licht mit der zweiten Polarisation reflektiert wird; und der Reflektor (1106) bewirkt, dass auf dem Reflektor (1106) mit der zweiten Polarisation auftreffendes Licht als Licht mit der ersten Polarisation reflektiert wird.
Akustischer Sensor nach Anspruch 4, bei der der polarisationsdrehende Reflektor (1106) einen Faraday-Rotator-Spiegel umfasst.
Akustischer Sensor nach Anspruch 1, bei dem die relative Phasenschiebung von den nichtreziproken Phasenschieber 132 ist.
Akustischer Sensor nach Anspruch 1, der weiterhin einen dritten optischen Pfad parallel zu dem ersten optischen Pfad umfasst, wobei einer der erste und dritten optischen Pfade eine optische Verzögerung (1269) einschließt, um zu bewirken, dass der erste optische Pfad eine optische Pfadlänge aufweist, die von einer optischen Pfadlänge des dritten optischen Pfades verschieden ist, derart, dass Licht, das sich durch den ersten optische Pfad ausbreitet, eine Ausbreitungszeit aufweist, die von einer Ausbreitungszeit des Lichtes verschieden ist, die sich durch den zweiten optischen Pfad ausbreitet, um auf diese Weise eine Zeitmultiplexierung der Lichtimpulse zu bewirken.
Akustischer Sensor nach Anspruch 1, bei dem der nichtreziproke Phasenschieber einen ersten Faraday-Rotator (1272), eine Viertelwellenplatte (1274) und einen zweiten Faraday-Rotator (1276) umfasst, wobei der erste Faraday-Rotator (1272), die Viertelwellenplatte und der zweite Faraday-Rotator (1276) derart angeordnet sind, dass sich in der ersten Richtung ausbreitendes Licht durch den ersten Faraday-Rotator (1272), dann durch die Viertelwellenplatte und dann durch den zweiten Faraday-Rotator (1276) hindurchläuft, und derart, dass sich in der zweiten Richtung ausbreitendes Licht durch den zweiten Faraday-Rotator (1276), dann durch die Viertelwellenplatte (1274) und dann durch den ersten Faraday-Rotator (1272) hindurchläuft.
Akustischer Sensor nach Anspruch 1, bei dem der nichtreziproke Phasenschieber eine erste Viertelwellenplatte (1274), einen Faraday-Rotator (1272) und eine zweite Viertelwellenplatte (1294) umfasst, wobei die erste Viertelwellenplatte (1274), der Faraday-Rotator (1272) und die zweite Viertelwellenplatte (1294) derart angeordnet sind, dass sich in der ersten Richtung ausbreitendes Licht durch die erste Viertelwellenplatte (1274), dann durch den Faraday-Rotator (1272) und dann durch die zweite Viertelwellenplatte (1294) hindurchläuft, und derart, dass sich in der zweiten Richtung ausbreitendes Licht durch die zweite Viertelwellenplatte (1294), dann durch den Faraday-Rotator (1272) und dann durch die erste Viertelwellenplatte (1274) hindurchläuft.
Sensor nach Anspruch 1, bei dem der Verzögerungpfad einen Längenabschnitt einer Lichtleitfaser und einen polarisationsdrehenden Reflektor (1106) umfasst, wobei die Länge der Lichtleitfaser so ausgewählt ist, dass sich eine optische Verzögerungszeit ergibt, wobei sich das Licht durch die Lichtleitfaser von dem zweiten Koppler (1104) zu dem Reflektor (1106) ausbreitet, wobei der Reflektor (1106) Licht in die Lichtleitfaser reflektiert, sodass sich dieses durch die Lichtleitfaser zu dem zweiten Koppler (1104) ausbreitet, wobei der zweite Reflektor (1106) weiterhin mit der ersten Polarisation auftreffendes Licht auf die zweite Polarisation dreht und mit der zweiten Polarisation auftreffendes Licht auf die erste Polarisation dreht.
Sensor nach Anspruch 10, bei der der Reflektor (1106) einen Faraday-Rotator-Spiegel umfasst.
Sensor nach Anspruch 10, bei dem der polarisationsabhängige zweite Koppler (1104) einen Polarisations-Strahlteiler umfasst, und bei dem der Verzögerungspfad das Licht von einem Port (1123) des Polarisations-Strahlteilers empfängt und Licht an den Port des Polarisations-Strahlteilers zurückliefert.
Verfahren zur Detektion akustischer Signale, mit den folgenden Schritten: Erzeugen eines Eingangs-Lichtsignals; Koppeln des Eingangs-Lichtsignals auf zumindest erste und zweite Ausbreitungspfade für eine Ausbreitung in jeweiligen ersten Richtungen auf diesen, wobei die ersten und zweiten Ausbreitungspfad jeweilige erste und zweite optische Längen aufweisen, wobei die ersten und zweiten Ausbreitungspfade jeweilige erste und zweite Ausgangs-Licht-Teile abgeben, wobei die ersten und zweiten Ausgangs-Licht-Teile von den ersten und zweiten Ausbreitungspfaden zu unterschiedlichen Zeiten entsprechend den Unterschieden in den ersten und zweiten optischen Pfadlängen abgegeben werden, wobei der zweite Ausgangs-Licht-Teil durch ein akustisches Signal moduliert wird, das auf den zweiten Ausbreitungspfad auftritt; Koppeln des ersten Licht-Teils auf einen Verzögerungspfad mit einer ersten Polarisation und Koppeln des zweiten Licht-Teils auf den Verzögerungspfad mit einer zweiten Polarisation, wobei der Verzögerungspfad einen ersten verzögerten Licht-Teil, der den ersten Ausgangs-Licht-Teil entspricht, abgibt, wobei der erste verzögerte Licht-Teil die zweite Polarisation aufweist, wobei der Verzögerungspfad den zweiten verzögerten Licht-Teil, der dem zweiten Ausgangs-Licht-Teil entspricht, abgibt, wobei der zweite verzögerte Licht-Teil die erste Polarisation aufweist; Koppeln der ersten und zweiten verzögerten Licht-Teile an die ersten und zweiten Ausbreitungspfade zur Ausbreitung in diesen in jeweiligen zweiten Richtungen entgegengesetzt zu den jeweiligen ersten Richtungen, wobei der erste Ausbreitungspfad einen ersten Satz von Rücklauf-Licht-Teilen abgibt, wobei der erste Satz von Rücklauf-Licht-Teilen einen jeweiligen Rücklauf-Licht-Teil für jeden der ersten und zweiten verzögerten Licht-Teile umfasst, wobei der zweite Ausbreitungspfad einen zweiten Satz von Rücklauf-Licht-Teilen abgibt, wobei der zweite Satz von Rücklauf-Licht-Teilen einen jeweiligen Rücklauf-Licht-Teil für jeden der ersten und zweiten verzögerten Licht-Teile umfasst; Koppeln der ersten und zweiten Sätze von Rücklauf-Licht-Teilen an zumindest einen Detektor, wobei die Rücklauf-Licht-Teile in den ersten und zweiten Sätzen von Rücklauf-Licht-Teilen aus Ausgangs-Licht-Teilen und verzögerten Licht-Teilen resultieren, die identische optische Pfadlängen durchlaufen und eine Interferenz zur Erzeugung detektierbarer Ausgangssignale aufweisen; und selektives Detektieren der detektierbaren Ausgangssignale zur Detektierung lediglich von Ausgangssignalen, die sich aus der Interferenz der Licht-Teile, die sich auf den ersten Ausbreitungspfad in entweder der ersten Richtung oder der zweiten Richtung ausgebreitet haben, wobei die detektierbaren Ausgangssignale sich in Abhängigkeit von dem akustischen Signal ändern, das auf den zweiten Ausbreitungspfad auftrifft, wobei das Verfahren dadurch gekennzeichnet ist, dass sich durch einen nichtreziproken Phasenschieber, der in dem ersten Ausbreitungspfad enthalten ist, in der ersten Richtung ausbreitendes Licht, und Licht, das sich durch den nichtreziproken Phasenschieber in der zweiten Richtung ausbreitet, eine relative Phasenverschiebung erfährt.