DE69926749T2

DE69926749T2 - Gefaltete sagnac-sensoranordnung

Info

Publication number: DE69926749T2
Application number: DE69926749T
Authority: DE
Inventors: Benjamin J. Vakoc
Original assignee: Leland Stanford Junior University
Current assignee: Leland Stanford Junior University
Priority date: 1998-04-03
Filing date: 1999-03-29
Publication date: 2006-06-08
Anticipated expiration: 2019-03-30
Also published as: EP1084590A4; WO1999052323A1; EP1084590A1; NO20004955D0; NO20004955L; AU3455399A; JP2002511565A; US6034924A; WO1999052323A8; JP4181748B2; NO329939B1; EP1084590B1; DE69926749D1

Description

HINTERGRUND DER ERFINDUNG
GEBIET DER ERFINDUNG
Die vorliegende Erfindung liegt auf dem Gebiet faseroptischer Schallsensorfeldern- beziehungsweise Anordnungen, wobei Licht sich in den Anordnungen ausbreitet und die Auswirkungen akustischer Signale auf das Licht, das von den Anordnungen zurückkehrt, analysiert werden, um die Charakteristik der akustischen Signale zu bestimmen.
BESCHREIBUNG DES STANDES DER TECHNIK
Faseroptisch basisbezogene Schallsensoren sind vielversprechende Alternativen zu herkömmlichen elektronischen Sensoren. Zu ihren Vorteilen gehören eine hohe Ansprechempfindlichkeit, ein großer dynamischer Bereich, geringes Gewicht und kompakte Größe. Die Fähigkeit, eine große Anzahl von faseroptischen Sensoren auf einfache Weise auf gemeinsamen Bussen zu multiplexieren, macht faseroptische Sensoren auch für großräumige Anordnungen attraktiv. Die neue erfolgreiche Einbeziehung von mehreren erbiumdotierten Faserverstärkern mit niedriger Verstärkungsleistung (EDFAs) in eine faseroptische Sensoranordnung zur Erhöhung der Anzahl von Sensoren, die von einem einzelnen Faserpaar unterstützt werden können, hat großräumige faseroptische Sensoranordnungen noch wettbewerbsfähiger gemacht.
Zur Schalldetektion ist bisher der am meisten gewählte faseroptische Sensor der Mach-Zehnder-Interferometer-Sensor gewesen. Ein Beispiel für einen solchen Sensor ist in EP 0 376 449 beschrieben, die einen Mach-Zehnder-Interferometer-Sensor mit Anschlüssen beschreibt, die mit einer optischen Faserschleife gekoppelt sind, die ein beliebiges optisches Signal wieder einkoppelt, das von einem der Ausgangsanschlüsse ausgegeben wird. Das Interferometer beruht dann auf einer direkten Interferenz zwischen den Signalen, die sich vom ersten Koppler zum zweiten Koppler ausbreiten.
In irgendwelchem Interferometer-Sensor wird die Phasenmodulation mittels einer Cosinus-Quadrat-Funktion in eine Intensitätsmodulation umgesetzt. Wegen dieser nichtlinearen Übertragungsfunktion erzeugt eine Sinusphasenmodulation Harmonische höherer Ordnung. Ein Interferometer, das in Quadratur arbeitet (interferierende Strahlen π/2 außer Phase), hat ein maximiertes Frequenzverhalten bei der Harmonischen erster Ordnung und ein minimiertes Frequenzverhalten bei der Harmonischen zweiter Ordnung. Aus diesem Grund wird die Quadratur als Arbeitspunkt bevorzugt. Wenn der Arbeitspunkt von der Quadratur wegdriftet (beispielsweise infolge äußerer Temperaturänderungen), nimmt das Frequenzverhalten bei der Harmonischen erster Ordnung ab und das Frequenzverhalten bei der Harmonischen zweiter Ordnung zu. Wenn das Interferometer mit 0 oder π außer Phase arbeitet, verschwindet die Harmonische erster Ordnung vollständig. Dieses verringerte Frequenzverhalten bei der Harmonischen erster Ordnung (das durch die Arbeitspunkte abseits der Quadratur bewirkt wird) wird als Signalfading bezeichnet.
Da Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoren einen instabilen Arbeitspunkt haben, sind sie für das eben erwähnte Signalfadingproblem besonders anfällig. Um Signalfading zu überwinden, ist eine Demodulation des zurückgekehrten Signals erforderlich. Die typische Demodulationstechnik ist das Schema des phasenerzeugten Trägers (PGC), das einen Mach-Zehnder-Interferometer-Sensor mit Weglängenfehlabgleich erfordert. (Siehe beispielsweise Anthony Dandridge et al., Multiplexing of Interferometric Sensors Using Phase Carrier Techniques, Journal of Lightwave Technology, Vol. LT-5, Nr. 7, Juli 1987, S. 947–952) Diese Weglängenunsymmetrie bewirkt auch die Umwandlung des Laserphasenrauschens in ein Intensitätsrauschen, das die Leistungsfähigkeit der Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnungen bei niedrigen Frequenzen einschränkt und der Linienbreite der Quelle strenge Anforderungen auferlegt. Diese Forderung nach einer schmalen Linienbreite hat die Entwicklung verstärkter Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnungen bei 1,55 μm verlangsamt.
Das Sagnac-Interferometer hat in faseroptischen Gyroskopen breite Anwendung gefunden. (Siehe beispielsweise B. Culshaw et al., Fibre optic gyroscopes, Journal of Physics E (Scientific Instruments), Vol. 16, Nr. 1, 1983, S. 5–15) Es ist vorgeschlagen worden, daß das Sagnac-Interferometer verwendet werden könnte, um Schallwellen zu detektieren. (Siehe beispielsweise E. Udd, Fiber-optic acoustic sensor based on the Sagnac Interferometer, Proceedings of the SPIE – The International Society for Optical Engineering, Vol. 425, 1983, S. 90–91; Kjell Kråkenes et al., Sagnac Interferometer for underwater sound detection: noise properties, OPTICS LETTERS, Vol. 14, Nr. 20, 15. Oktober 1989, S. 1145–1152; und Sverre Knudsen et al., An Ultrasonic Fiber-Optic Hydrophone Incorporating a Push-Pull Transducer in a Sagnac Interferometer, JOURNAL OF LIGHTWAVE TECHNOLOGY, Vol. 12, Nr. 9, September 1994, S. 1696–1700) Da das Sagnac-Interferometer ein Common-Path-Interferometer (Interferometer mit einem gemeinsamen Weg der Teilstrahlen) ist, ist es reziprok und hat daher einen stabilen Arbeitspunkt, der Signalfading ausschließt und die Umwandlung von Quellphasenrauschen in Intensitätsrauschen verhindert. Deshalb ist das Sagnac-Interferometer gegen das Phasenrauschen immun, das die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoren bei niedrigen Frequenzen einschränkt.
ZUSAMMENFASSUNG DER ERFINDUNG
Ein Aspekt der vorliegenden Erfindung ist ein Sensor, der folgendes umfaßt: einen ersten optischen Koppler, um Eingangslicht zu empfangen und das Eingangslicht an einen ersten optischen Weg mit einer ersten optischen Laufzeitverzögerung und an eine Anordnung von Sensoren zu koppeln, wobei die Anordnung von Sensoren wenigstens einen ersten Sensor in einem zweiten optischen Weg umfaßt, wobei der zweite optische Weg eine zweite optische Laufzeitverzögerung aufweist, die sich von der ersten optischen Laufzeitverzögerung unterscheidet, einen zweiten optischen Koppler, um Licht von dem ersten optischen Weg und von dem zweiten optischen Weg zu empfangen, um das Licht in einen Verzögerungsweg einzukoppeln, und um Licht, das von dem Verzögerungsweg zurückkehrt, wieder in den ersten optischen Weg und den zweiten optischen Weg einzukoppeln, um das Licht zu veranlassen sich an den ersten optischen Koppler auszubreiten, um dort erneut kombiniert zu werden, wobei Teile des Lichts in dem ersten optischen Koppler interferieren, wenn die Teile des Lichts sich über gleiche Gesamtentfernungen durch den ersten optischen Weg und den zweiten optischen Weg vor Rückkehr an den ersten Koppler bewegt haben und einen Detektor, der Veränderungen der Intensität des Lichts detektiert, die aus Lichtimpulsen resultieren, die in dem ersten Koppler interferieren.
Der Sensor kann eine Lichtquelle aufweisen. Die Anordnung kann vorteilhafterweise einen zweiten Sensor aufweisen, der in einem dritten optischen Weg mit einer dritten optischen Länge ist, die sich von der ersten optischen Länge unterscheidet und von der zweiten optischen Länge unterscheidet.
Die detektierbaren Ausgangssignale ändern sich als Antwort auf die Schallenergie, die auf den ersten Sensor auftrifft.
Licht, das durch den ersten optischen Weg läuft, bleibt von einem akustischen Signal im wesentlichen unbeeinflußt. Zumindest ein Teil des zweiten optischen Wegs ist vom akustischen Signal beeinflußt, um eine Phase des Lichts zu modulieren, das durch den Teil des zweiten optischen Wegs läuft.
Das Licht vom ersten optischen Weg und vom zweiten optischen Weg umfaßt einen ersten beziehungsweise zweiten Teil des Lichts, die in Übereinstimmung mit Differenzen der ersten und zweiten optischen Längen zeitlich voneinander getrennt sind. Der erste und zweite Teil des Lichts kehrt vom Verzögerungsweg als erster beziehungsweise zweiter verzögerter Teil zurück. Der zweite Koppler koppelt den ersten und zweiten verzögerten Teil in den ersten optischen Weg und in den zweiten optischen Weg ein. Jeder der ersten und zweiten verzögerten Teile wird in jeden der optischen Wege zur Ausbreitung in diesen in einer zweiten Richtung entgegen der ersten Richtung eingekoppelt. Die Lichtteile, die in der zweiten Richtung laufen, werden im ersten Koppler rekombiniert und vom ersten Koppler an den Detektor ausgegeben.
In einer Ausführungsform umfaßt der Verzögerungsweg eine Länge einer optischen Faser und einen Reflektor. Die Länge der optischen Faser ist so gewählt, daß eine optische Laufzeitverzögerung entsteht. Das Licht breitet sich durch die optische Faser vom zweiten Koppler zum Reflektor aus. Der Reflektor reflektiert das Licht in die optische Faser, damit es sich durch die optische Faser zum zweiten Koppler ausbreitet. In bestimmten Ausführungsformen umfaßt der Reflektor einen Faraday-Drehspiegel. Das Licht, das in einer ersten Polarisation auf den Faraday-Drehspiegel fällt, wird in einer orthogonalen zweiten Polarisation reflektiert, und das Licht, das in der zweiten Polarisation einfällt, wird in der ersten Polarisation reflektiert. In der Ausführungsform mit dem Faraday-Drehspiegel weist der Sensor vorzugsweise einen ersten Polarisator auf, damit sich Licht in der ersten Polarisation in den gemeinsamen Weg zwischen dem ersten Koppler und dem zweiten Koppler ausbreiten kann. Ein zweiter Polarisator ermöglicht, daß sich Licht in der zweiten Polarisation in der Erfassungsanordnung ausbreiten kann. Der Faraday-Drehspiegel bewirkt, daß sich Licht, das sich in dem gemeinsamen Weg in der ersten Richtung ausbreitet, nur in der Erfassungsanordnung in der zweiten Richtung ausbreitet, und bewirkt, daß sich Licht, das sich in der Erfassungsanordnung in der ersten Richtung ausbreitet, nur in dem gemeinsamen Weg in der zweiten Richtung ausbreitet. Teile des Lichts, die sich in dem gemeinsamen Weg in der zweiten Richtung ausbreiten, interferieren im ersten Koppler mit Teilen des Lichts, die sich in der Erfassungsanordnung in der zweiten Richtung ausbreiten, wobei diese im wesentlichen gleiche optische Gesamtweglängen in der ersten und zweiten Richtung zurücklegen. In alternativen Ausführungsformen empfängt der Verzögerungsweg das Licht von einem ersten Anschluß des zweiten Kopplers und sendet das Licht zurück zu einem zweiten Anschluß des zweiten Kopplers. Der Verzögerungsweg kann vorteilhafterweise einen Phasenmodulator aufweisen, der Licht moduliert, das sich im Verzögerungsweg ausbreitet. Der Phasenmodulator spricht auf das Ausgangssignal vom Detektor an, um das Licht, das sich im Verzögerungsweg ausbreitet, zu modulieren, um das Ausgangssignal vom Detektor auf Null zu bringen.
Ein weiterer Aspekt der vorliegenden Erfindung ist ein Verfahren zum Detektieren von akustischen Signalen mit den folgenden Schritten:
Erzeugen eines Eingangslichtsignals;
Einkoppeln des Eingangslichtsignals in einen ersten optischen Weg und in eine Anordnung von Sensoren, um sich darin in jeweiligen ersten Richtungen auszubreiten, wobei das Anordnung von Sensoren wenigstens einen ersten Sensor in einem zweiten optischen Weg umfaßt, wobei der erste optische Weg eine erste optische Laufzeitverzögerung aufweist, wobei der zweite optische Weg eine zweite optische Laufzeitverzögerung aufweist, die sich von der ersten optischen Laufzeitverzögerung unterscheidet;
Ausgeben von jeweiligen ersten und zweiten Ausgangslichtteilen von den ersten und zweiten optischen Wegen, wobei die ersten und zweiten Ausgangslichtteile von den ersten und zweiten optischen Wegen zu unterschiedlichen Zeiten in Übereinstimmung mit Differenzen in den ersten und zweiten optischen Laufzeitverzögerungen ausgegeben werden;
Modulieren des zweiten Ausgangslichtteils in dem ersten Sensor in dem zweiten optischen Weg durch ein akustisches Signal, das auf den zweiten optischen Weg einfällt;
Einkoppeln der ersten und zweiten Ausgangslichtteile in einen Verzögerungsweg, wobei der Verzögerungsweg erste und zweite verzögerte Lichtteile entsprechend zu den ersten und zweiten Ausgangslichtteilen ausgibt;
Einkoppeln der ersten und zweiten verzögerten Lichtteile in die ersten und zweiten optischen Wege, um sich darin in einer zweiten Richtung, entgegengesetzt zu der ersten Richtung, auszubreiten;
Ausgeben einer ersten Gruppe von Rückkehrlichtteilen von dem ersten optischen Weg, wobei die erste Gruppe von Rückkehrlichtteilen einen jeweiligen Rückkehrlichtteil für jeden der ersten und zweiten verzögerten Lichtteile umfaßt;
Ausgeben einer zweiten Gruppe von Rückkehrlichtteilen von dem zweiten optischen Pfad, wobei die zweite Gruppe von Rückkehrlichtteilen einen jeweiligen Rückkehrlichtteil für jeden der ersten und zweiten verzögerten Lichtteile umfaßt; und
Einkoppeln der ersten und zweiten Gruppe von Rückkehrlichtteilen in wenigstens einen Detektor, wobei die Rückkehrlichtteile, die sich über identische gesamte optische Pfadlängen in den ersten und zweiten Richtungen bewegen, interferieren, um erfaßbare Ausgangssignale zu erzeugen.
Die vorliegende Erfindung ist eine geknickte faseroptische Sagnac-Schallsensoranordnung, die so arbeitet wie ein Sagnac-Interferometer, die jedoch einen gemeinsamen Verzögerungsweg verwendet, um eine verteilte Aufnahme in Zuführungsfasern zu reduzieren. Die faseroptische Schallsensoranordnung wird verwendet, um Schallwellen in Wasser zu detektieren. Wenn man die geknickte Sagnac-Sensoranordnung auf Betriebsprinzipien wie das Sagnac-Interferometer einstellt anstatt die Anordnung auf die Prinzipien des Mach-Zehnder-Interferometers einzustellen, hat die Sensoranordnung einen stabilen Arbeitspunkt, hat reduziertes Phasenrauschen und ermöglicht die Verwendung einer Breitbandsignalquelle, anstatt einen teureren Schmallinien-Lasers verwenden zu müssen. Eine große Anzahl von Schallsensoren kann in der Architektur der geknickten faseroptischen Sagnac-Schallsensoranordnung multiplexiert werden.
KURZBESCHREIBUNG DER ZEICHNUNGEN
Die vorliegende Erfindung wird nachstehend in Verbindung mit den beigefügten Zeichnungen beschrieben, die folgendes zeigen:
1 stellt ein exemplarisches Sagnac-Interferometer mit einer einzelnen Erfassungsschleife dar;
2 stellt eine Sagnac-Sensoranordnung dar, bei der jede Sprosse einer Sensoranordnung ein zusätzliches Sagnac-Interferometer bildet;
3 stellt eine Sagnac-Sensoranordnung dar, die erbiumdotierte Faserverstärker aufweist, um Signalleistung zu regenerieren, die durch Koppel- und Leistungsverluste verloren gehen;
4 stellt ein Diagramm des Frequenzverhaltens eines Sagnac-Interferometers dar;
5 stellt Diagramme des maximalen und minimalen akustischen Signals dar, das durch ein Mach-Zehnder-Interferometer detektierbar und durch ein Sagnac-Interferometer detektierbar ist, und zeigt den relativ konstanten dynamischen Bereich eines Sagnac-Interferometers über einen großen Bereich von Frequenzen;
6 stellt Kurven des kleinsten detektierbaren akustischen Signals gegen Frequenz bei drei Sagnac-Interferometer-Konfigurationen mit verschiedenen Faserlängen in der Hydrophon- und der Verzögerungsschleife dar;
7 stellt ein Sagnac-Interferometer dar, das eine zusätzliche Verzögerungsschleife aufweist, um den dynamischen Bereich des Interferometers zu vergrößern;
8 stellt ein Diagramm des dynamischen Bereichs dar, den das Interferometer in 7 ermöglicht;
9A stellt die Positionierung der Verzögerungsschleife des Interferometers im trockenen Ende eines Sensoranordnungssystems dar;
9B stellt die Positionierung der Verzögerungsschleife des Interferometers im nassen Ende eines Sensoranordnungssystems dar;
10 stellt das Sagnac-Interferometer von 9B mit Angaben dar, die die Längen zeigen, die bei Berechnungen der Auswirkungen der Phasenmodulation verwendet werden;
11 stellt eine Technik zum Aufwickeln der Verzögerungsschleife dar, um die Auswirkungen der Schallwelle auf die Verzögerungsschleife zu reduzieren;
12 stellt ein Sagnac-Interferometer dar, das leere Sprossen aufweist, die ein verteiltes Aufnahme-Rauschen detektieren, das von den Signalen, die von den Sensoren erzeugt werden, subtrahiert werden kann;
13 stellt ein Sagnac-Interferometer dar, das einen Depolarisator aufweist, um die Auswirkungen des polarisationsbedingten Fadings zu reduzieren;
14 stellt ein Sagnac-Interferometer dar, das Frequenzmultiplexierung nutzt;
15 stellt ein Diagramm dar, das die Erzeugung der Überlagerungssignale zwischen dem verzögerten Modulationssignal und den zurückkehrenden Sensorsignalen im Interferometer von 14 zeigt;
16 stellt ein Sagnac-Interferometer dar, das Codemultiplexierung nutzt;
17 stellt die Architektur einer geknickten faseroptischen Sagnac-Schallsensoranordnung gemäß der Erfindung dar;
18 stellt ein Diagramm der Anzahl der zurückgekehrten Impulse pro Zeitintervall dar und zeigt die zeitliche Trennung von Signalimpulsen und Rauschimpulsen;
19 stellt eine geknickte Sagnac-Schallfasersensoranordnung mit einer zweiten Verzögerungsschleife dar, um einen erweiterten dynamischen Bereich bereitzustellen;
20 stellt eine geknickte faseroptische Sagnac-Schallsensoranordnung mit einem Phasenmodulator und einer Nullabgleichsschaltungsanordnung anstelle des Reflektors in 17 dar;
21 stellt eine weitere alternative Ausführungsform von 19 dar, bei der die beiden Verzögerungsschleifen mit verschiedenen Anschlüssen des Kopplers verbunden sind; und
22 stellt eine alternative Ausführungsform eines faseroptischen Schallsensoranordnungssystems unter Verwendung eines Faraday-Drehspiegels dar.
23A, 23B und 23C stellen weitere alternative Ausführungsformen einer faseroptischen Schallsensoranordnung dar, die eine nichtpolarisierte Lichtquelle in Kombination mit einem Depolarisator, einem Polarisationsstrahlteiler und einem Faraday-Drehspiegel nutzt.
AUSFÜHRLICHE BESCHREIBUNG DER BEVORZUGTEN AUSFÜHRUNGSFORMEN
Die vorliegende Erfindung wird nachstehend beginnend mit 17 in Verbindung mit einer Anordnung von Schallsensoren (zum Beispiel Hydrophone) in einer Sagnac-Schleife beschrieben. Vor der Beschreibung der bevorzugten Ausführungsformen wird der Betrieb eines Sagnac-Schallsensors mit einfacher Schleife kurz beschrieben.
SAGNAC-SCHALLSENSOR MIT EINFACHER SCHLEIFE
Ein einfacher Sagnac-Schallsensor 100 ist in 1 dargestellt. Die Sagnac-Schleife ist in zwei Abschnitte geteilt, eine Verzögerungsschleife 102 und ein Hydrophon 104. Die Verzögerungsschleife 102 ist einfach eine große Faserlänge, normalerweise länger als 1 km. Das Hydrophon 104 ist ein Abschnitt der Faser, in dem eine Schallwelle in eine Phasenmodulation eines optischen Signals umgewandelt wird, die sich durch die Faser ausbreitet. Eine hohe Ansprechempfindlichkeit von Schallwellen wird normalerweise dadurch erreicht, daß optimierte Beschichtungen des Abschnitts der Faser im Hydrophon 104 gewählt werden und die Faser um einen Kern 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, S. 321–338) Die Faserlänge, die um das Hydrophon 104 gewickelt ist, beträgt normalerweise 10 Meter bis 100 Meter. Licht von einer Quelle 110, zum Beispiel eine superfluoreszierende Faserquelle (SFS), wird von einem 3 × 3-Koppler 112 in einen im Uhrzeigersinn (CW) laufenden und einen im entgegengesetzten Uhrzeigersinn (CCW) laufenden Strahl geteilt. Der Betrieb des 3 × 3-Kopplers 112 ist bekannt und beispielsweise in Sang K. Sheem, Fiber-optic gyroscope with [3 × 3] directional coupler, Applied Physics Letters, Vol. 37, Nr. 10, 15. November 1980, S. 869–871 beschrieben.
Obwohl hier die Verwendung eines 3 × 3-Kopplers 112 beschrieben wird, können andere Koppler (zum Beispiel ein 2 × 2-Koppler, ein 4 × 4-Koppler und so weiter) verwendet werden. Um beispielsweise einen 2 × 2-Koppler zu verwenden, werden beide Anschlüsse der einen Seite verwendet, um das Sagnac-Interferometer zu bilden. Ein Anschluß der anderen Seite ist ein Detektionsanschluß. Der verbleibende Anschluß wird verwendet, um Licht in die Anordnung einzukoppeln, und kann auch als Detektionsanschluß verwendet werden, wenn ein Koppler oder Zirkulator verwendet wird (ähnlich wie es bei faseroptischen Gyroskopen erfolgt). Im allgemeinen kann jeder n × m-Koppler verwendet werden, indem zwei Anschlüsse der einen Seite des Kopplers verwendet werden, um das Sagnac-Interferometer zu bilden, und die Anschlüsse auf der anderen Seite des Kopplers als Detektionsanschlüsse, Einkopplungsanschlüsse oder beides verwendet werden.
Nach der Teilung läuft der CW-Strahl zunächst durch die Verzögerungsschleife 102 und dann durch das Hydrophon 104, während der CCW-Strahl zuerst durch das Hydrophon 104 und dann durch die Verzögerungsschleife 102 läuft. Während einer Laufzeitverzögerung T_delay zwischen einer Zeit, wo der CW-Strahl durch das Hydrophon 104 läuft, und einer Zeit, wo der CCW-Strahl durch das Hydrophon 104 läuft, ändert sich das akustische Signal und ebenso die akustisch induzierte Phasenmodulation im Hydrophon 104. Diese Änderung der Phasenmodulation wird in eine Phasendifferenz zwischen den gegenläufigen Strahlen umgesetzt, die in eine Intensitätsmodulation umgewandelt wird, wenn die Strahlen im 3 × 3-Koppler 112 rekombinieren. Diese Intensitätsmodulation wird dann von einem ersten Detektor 120 und von einem zweiten Detektor 122 oder von nur einem der beiden Detektoren detektiert.
Wenn, ausführlicher dargestellt, ein akustisches Signal eine Phasenmodulation ϕ_hcos(Ωt) in der Faser des Hydrophons 104 induziert, ist die resultierende Phasenmodulation zwischen den interferierenden Strahlen im Hydrophon 104, ϕ_int(t), gegeben durch:
wobei T_delay die Laufzeit durch die Verzögerungsschleife ist. Somit ist ϕ_int(t) eine Funktion der Hydrophonmodulation ϕ_h und des Produkts aus der akustischen Modulationsfrequenz Ω und der Verzögerungsschleife T_delay. Dies ist anders als bei einem Mach-Zehnder-Interferometer-Sensor, bei dem ϕ_int(t) eine Funktion lediglich der Hydrophonmodulation ϕ_h ist. Eine maximale Ansprechempfindlichkeit wird im Sagnac-Schallschleifensensor erreicht, wenn das Produkt aus der akustischen Frequenz Ω und der Laufzeitverzögerung T_delay ein ungerades Vielfaches von π ist (Höchstwert des ersten Sinusterms in Gleichung 1). Die akustische Frequenz, die dieses Produkt π ergibt, wird als die Eigenfrequenz der Schleife bezeichnet, die die niedrigste Frequenz ist, bei der die höchste Ansprechempfindlichkeit erreicht wird. Die meisten Unterwassererfassungsanwendungen beschäftigen sich mit der Detektion von akustischen Frequenzen unter 10 kHz. Damit die Schleifeneigenfrequenz kleiner als 10 kHz ist, ist eine Laufzeitverzögerung von mindestens 50 Mikrosekunden und somit eine Verzögerungsschleifenlänge von mindestens 10 km erforderlich. Der Sagnac-Schallsensor 100 erfordert also eine große Fasermenge für die Detektion von niedrigen akustischen Frequenzen (< 10 kHz).
Die Common-Path-Ausführung (Ausführung mit einem gemeinsamen Weg der Teilstrahlen), die für das Sagnac-Interferometer spezifisch ist, hat neben dem stabilen Arbeitspunkt und der Beseitigung des Phasenrauschens, wie bereits erwähnt, viele Vorteile gegenüber dem Mach-Zehnder-Interferometer. Ein Sagnac-Interferometer ermöglicht die Verwendung einer Kurzkohärenz-Breitbandquelle, zum Beispiel einer superfluoreszierenden Faserquelle (SFS), ein Beispiel für eine verstärkte Spontanemissions-(ASE-)Quelle. Solche Quellen sind billig und können ohne weiteres hohe Leistungen hervorbringen. Es ist bisher gezeigt worden, daß die Verwendung des 3 × 3-Kopplers den Sagnac-Schallsensor passiv in die Nähe der Quadratur versetzt. (Siehe Sang K. Sheem, Fiber-optic gyroscope with [3 × 3] directional coupler, Applied Physics Letters, Vol. 37, Nr. 10, 15. November 1980, S. 868–871; und H. Poisel et al., Low-cost fibre-optic gyroscope, Electronics Letters, Vol. 26, Nr. 1, 4. Januar 1990, S. 69–70). Durch Subtrahieren der Signale von den beiden Detektionsanschlüssen des 3 × 3-Kopplers kann das Quellenzusatzrauschen, das die begrenzende Rauschquelle der SFS-Quellen ist, subtrahiert werden, während phasenmodulationsbedingte Intensitätsänderungen, die auf das Hydrophon zurückzuführen sind, sich hinzuaddieren. dadurch kann sich ein Sagnac-Interferometer der schrotrauschbegrenzten Leistungsfähigkeit nähern. (Siehe Kjell Kråkenes et al., Sagnac interferometer for underwater sound detection: noise properties, OPTICS LETTERS, Vol. 14, Nr. 20, 15. Oktober 1989, S. 1145–1152).
Die bisherige Arbeit mit Sagnac-Schallsensoren ist auf eine Einzelsensorkonfiguration beschränkt gewesen. Wegen der dem Sagnac-Interferometer eigenen Vorteile haben die Anmelder der Erfindung festgestellt, daß es erwünscht ist, die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoren in einer großräumigen Anordnung durch Sagnac-Sensoren zu ersetzen. Jeder Sagnac-Sensor 100, der oben beschrieben ist, erfordert viele Kilometer Faser, so daß das Einfügen zahlreicher solcher Sensoren in eine großräumige Anordnung unpraktisch wird. Die Untersuchungen zur Verwendung von Umlaufverzögerungsschleifen zur Reduzierung der Faserlängenanforderung haben Sensoren hervorgebracht, die deutlich weniger Faser verwenden, aber infolge der Einbeziehung von EDFAs in die Rezirkulationsschleife durch starkes Rauschen beeinträchtigt sind. (Siehe beispielsweise J. T. Kringlebotn et al., Sagnac Interferometer Including A Recirculating Ring With An Erbium-doped Fibre Amplifier, OFS '92 Conference Proceedings, S. 6–9) Ein neuartiger Lösungsansatz zur Verringerung der erforderlichen Faser wird nachstehend beschrieben.
Neuartige Sensoranordnung auf der Grundlage des Sagnac-Interferometers
Wie unten ausgeführt, haben die Anmelder ein neuartiges System entdeckt, das die Fasermenge, die für eine auf Sagnac beruhende großräumige Anordnung benötigt wird, dadurch reduziert, daß mehrere Sensoren im Multiplexbetrieb in die gleiche Verzögerungsschleife eingebunden werden, wobei eine praktische Sagnac-Sensoranordnung (SSA) entsteht. Wie in 2 dargestellt, weist eine Sagnac-Sensoranordnung 200 eine Anordnung 210 von Hydrophonen 212(i) in einer Leiterkonfiguration auf, die an einer einzelnen Verzögerungsschleife 214 angebracht sind. Beispielsweise zeigt 2 eine Sagnac-Sensoranordnung 210 mit N Hydrophonen 212(1), 212(2) ... 212(N) in jeweiligen Sprossen 216(1), 216(2) ... 216(N). Jede Sprosse 216(i) in der Sagnac-Sensoranordnung 210 umfaßt eine einzelne Faser, die um ein jeweiliges Hydrophon 212(i) gewickelt ist. Jeder Weg von einem 3 × 3-Koppler 220 durch die Verzögerungsschleife 214 und die Anordnung 210 und zurück zum Koppler 220 umfaßt ein gesondertes Sagnac-Interferometer. Deshalb sind bei einer Anordnung von N Sensoren 212N gesonderte Sagnac-Interferometer vorhanden, von denen sich jedes wie der Sagnac-Sensor mit einer Schleife 100 verhält, der in 1 gezeigt ist. Jedes Sagnac-Interferometer mißt das akustische Signal an einem gesonderten Punkt im Raum, das heißt, an der Stelle des Hydrophons 212(i). Beispielsweise mißt das Sagnac-Interferometer mit der Verzögerungsschleife 214 und der Sprosse 216(1) das akustische Signal im Hydrophon 212(1). Außerdem nimmt jedes Sagnac-Interferometer akustische Signale (zum Beispiel Rauschen) an anderen Stellen in der Schleife auf, wobei dieses Rauschen vorteilhaft reduziert wird, wie nachstehend beschrieben wird.
Die Sagnac-Sensoranordnung 200 ist am besten in einer Zeitmultiplex-(TDM-)Konfiguration zu verstehen (Nicht-TDM-Schemen werden später beschrieben). Eine Quelle 222 (die vorteilhaft eine herkömmliche pulsierende Quelle umfassen kann oder eine Dauerstrich-Quelle mit einem externen Modulator umfassen kann) erzeugt einen Lichtimpuls, der über einen dritten Anschluß des Kopplers 220 in die Sagnac-Schleife eintritt und sich sowohl in der CW- als auch in der CCW-Richtung ausbreitet, wie in 2 gezeigt. Nach Erreichen der Anordnung 210 wird der CCW-Impuls in eine Kette von N getrennten Impulsen geteilt. An diesem Punkt hat der CW-Eingangsimpuls noch nicht die Anordnung 210 erreicht und ist noch ein Einzelimpuls. Wenn der CW-Impuls die Anordnung 210 erreicht, wird auch er in eine Kette von N Impulsen geteilt. Jeder Impuls in der CW-Kette kehrt zum 3 × 3-Koppler 220 nach dem Durchlaufen einer jeweiligen Sprosse 216(i) zurück und interferiert mit dem Impuls der CCW-Kette, der die gleiche Sprosse 216(i) in entgegengesetzter Richtung durchlaufen hat. Es werden also N Impulse von einem ersten Detektor 230 und von einem zweiten Detektor 232 detektiert, und jeder Impuls umfaßt den CW- und den CCW-Impuls einer der N Sagnac-Schleifen (das heißt, die beiden Impulse, die in entgegengesetzten Richtungen die gleiche jeweilige Sprosse 216(i) durchlaufen haben). Da die Impulse, die verschiedene Kombinationen von Sprossen durchlaufen, keine identischen optischen Wege durchlaufen, fallen solche Impulse nicht zeitlich am Koppler 220 zusammen und interferieren somit nicht miteinander im Koppler 220. Die Impulsbreiten sollten kleiner sein als die Differenzialverzögerung zwischen benachbarten Sensoren, so daß die Impulse von benachbarten Sensoren nicht überlappen.
Wie in 3 dargestellt, werden erbiumdotierte Faserverstärker (EDFAs) mit niedriger Verstärkungsleistung 240 dem Sensoranordnungsabschnitt 210 vorteilhafter hinzugefügt, so wie die EDFAs den Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnungen hinzugefügt worden sind. (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, Vol. 16, Nr. 2, Februar 1998, S. 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, Vol. 16, Nr. 2, Februar 1998, S. 224–231; Jefferson L. Wagener et al., Novel Fiber Sensor Arrays Using Erbium-Doped Fiber Amplifiers, JOURNAL OF LIGHTWAVE TECHNOLOGY, Vol. 15, Nr. 9, September 1997, S. 1681–1688; und C. W. Hodgson et al., Large-scale interferometric fiber sensor arrays with multiple optical amplifiers, OPTICS LETTERS, Vol. 22, Nr. 21, 21. November 1997, S. 1651–1653) Die EDFAs 240 erhöhen die Anzahl der Sensoren, die durch eine einzelne Anordnung 210 unterstützt werden können, indem die Signalleistung, die durch Koppel- und Leistungsverluste verloren geht, regeneriert wird. Die EDFAs werden vorteilhaft von einer oder mehreren Pumplaserquellen 242 über einen Teilungskoppler 244 und über einen ersten Wellenlängenmultiplex-(WDM-)Koppler 246 und einen zweiten WDM-Koppler 248 gepumpt.
Da die Sagnac-Sensoranordnung 200 die Sagnac-Architektur nutzt, hat sie alle Vorteile des oben beschriebenen Einzelschleifen-Sagnac-Sensors 100. Die Common-Path-Ausführung macht die Umwandlung des Quellphasenrauschens in ein Intensitätsrauschen im interferierenden Koppler 220 überflüssig. Die Quelle 222 kann eine Faser-ASE-(verstärkte Spontanemissions-)Quelle sein, (nämlich die oben beschriebene SFS), die preiswert bei 1,55 μm hohe Leistungen bereitstellt. Eine passive Versetzung in die Nähe der Quadratur ist für alle Sensoren unter Verwendung des 3 × 3-Kopplers 220 erreichbar. Außerdem stellt der 3 × 3-Koppler 220 eine bequeme Einrichtung dar, um zwei Interferometer-Ausgangssignale in den Detektoren 230, 232 zu detektieren und die Ausgangssignale der beiden Detektoren zu benutzen, um Quellenzusatzrauschen zu subtrahieren. (Siehe beispielsweise K. Kråkenes et al., Sagnac interferometer for underwater sound detection: noise properties, OPTICS LETTERS, Vol. 14, 1989, S. 1152–1154, wo die Verwendung von zwei Detektoren in Kombination mit einem einzelnen Sagnac-Interferometer gezeigt wird.)
Die Eigenschaften dieser neuartigen Sagnac-Sensoranordnung 200 wird nachstehend im einzelnen beschrieben, gefolgt von einer ausführlicheren Beschreibung des Frequenzverhaltens und des dynamischen Bereichs, die auf die Verwendung eines Sagnac-Interferometers zurückzuführen sind. Danach wird eine Berechnung der Stärke der verteilten Aufnahme durch die hydrophonlosen Faserschleifensegmente zusammen mit einer Technik zur Reduzierung dieser Erfassungsstärke beschrieben. Die Polarisation wird auch nachstehend beschrieben. Neue Rauschquellen, die durch die Sagnac-Ausführung entstehen, werden dann beschrieben. Schließlich werden andere Multiplex-Schemen als TDM für die Sagnac-Sensoranordnung dargestellt.
Obwohl die Sagnac-Sensoranordnung oben mit Bezug auf einen einzelnen Sensor in jeder Sprosse 216(i) der Anordnung 210 beschrieben wird, ist verständlich, daß jede Sprosse 216(i) vorteilhafterweise eine Unteranordnung mit mehreren Sensoren umfassen kann, wie beispielsweise in WO-A-98 02 898, angemeldet am 11. März 1997, beschrieben. (Siehe auch C. W. Hodgson et al., Large-scale interferometric fiber sensor arrays with multiple optical amplifiers, Optics Letters, Vol. 22, 1997, S. 1651–1653; J. L. Wagener et al., Novel fiber sensor arrays using erbium-doped fiber amplifiers, Journal of Lightwave Technology, Vol. 15, 1997, S. 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, Vol. 16, 1998, S. 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, Vol. 16, 1998, S. 224–231)
FREQUENZVERHALTEN
Wie oben ausgeführt, hat der Sagnac-Sensor ein frequenzabhängiges Verhalten, das in der Gleichung 1 gegeben ist. Bei Frequenzen weitgehend unter der Eigenfrequenz der Schleife, die als 1/(2·T_delay) definiert ist, verändert sich das kleinste detektierbare akustische Signal mit dem Kehrwert der akustischen Frequenz. Diese verringerte akustische Ansprechempfindlichkeit bei niedrigen Frequenzen ist ein Hauptanliegen für den Sagnac-Schallsensor. Es ist jedoch bereits ausgeführt worden, daß diese verringerte Ansprechempfindlichkeit bei niedrigen Frequenzen glücklicherweise ausgeglichen wird durch ein zunehmendes Grundrauschen des Ozeans (Siehe beispielsweise Sverre Knudsen, Ambient and Optical Noise in Fiber-Optic Interferometric Acoustic Sensors, Fiber-Optic Sensors Based on the Michelson and Sagnac Interferometers: Responsivity and Noise Properties, Thesis, Chapter 3, Norwegian University of Science and Technology, 1996, S. 37–40) Im Idealfall wäre erwünscht, wenn das kleinste detektierbare akustische Signal einer Sensoranordnung bei einer gegebenen Frequenz ein konstanter Betrag unter dem Ozeangrundrauschen bei dieser Frequenz wäre. Das kleinste detektierbare akustische Signal würde also bei niedrigeren Frequenzen größer werden, um sich an das zunehmende Ozeangrundrauschen anzupassen. Das Frequenzverhalten der Sagnac-Sensoranordnung 200 stellt also eine gute Übereinstimmung zwischen dem Ozeangrundrauschen und der akustischen Ansprechempfindlichkeit her. Dies ist in 4 dargestellt, wo das kleinste detektierbare akustische Signal für eine Sagnac-Sensoranordnung als Kurve 250 dargestellt ist, wobei ein optisches Grundrauschen von 10 μrad/√Hz, eine Hydrophonphasenansprechempfindlichkeit von 3,2 × 10^–7 rad/μPa und eine Verzögerungsschleifenlänge von 20 km angenommen wird. (Die vertikale Achse ist in dB relativ zu einer Basislinie von 1 μrad/√Hz bemessen.) Außerdem sind in 4 dargestellt die Ozeangrundrauschwerte für die drei dominanten Ozeanrauschquellen bei diesen Frequenzen und eine resultierende Summe des Rauschens von den drei Quellen. Eine Kurve 252 stellt das Rauschen durch die Ozeanturbulenz, Erdbeben, vulkanische Eruptionen und und dergleichen dar. Eine Kurve 253 stellt leichte Schifffahrtsgeräusche dar. Eine Kurve 254 stellt DSS0-(entferntes Schiffsverkehr- und Sturm-)Rauschen dar. Eine Kurve 256 stellt die Summe aus den Grundrauschwerten von den drei dominanten Quellen dar (das heißt, die Summe aus den Kurven 252, 253 und 254). (Siehe beispielsweise Robert J. Urick, The noise background of the sea: ambient noise level, Principles of Underwater Sound, 3. Ed., Kapitel 7, McGraw-Hill, 1983, S. 202–236). Das kleinste detektierbare akustische Signal der Sagnac-Sensoranordnung 200 verstärkt sich derartig, daß eine nahezu konstante Größe eines detektierbaren Signals unter dem Ozeangrundrauschen bei allen Frequenzen unter 10 kHz entsteht. Das frequenzabhängige Verhalten der Sagnac-Sensoranordnung 200 verhindert also nicht die akustische Niedrigfrequenzdetektion. Die Mach-Zehnder-Anordnung zeigt die gleiche Tendenz wie die Sagnac-Sensoranordnung, nämlich eine sich verringernde Ansprechempfindlichkeit in Richtung der niedrigeren Frequenzen, aber in der Mach-Zehnder-Anordnung ist die abnehmende Ansprechempfmdlichkeit kleiner als im Sagnac-Sensor.
Obwohl sowohl die Mach-Zehnder-Interferometer als auch die Sagnac-Sensoranordnung 200 ähnliche frequenzabhängige Verhaltensweisen haben, ist die Quelle ihrer Frequenzverhaltensweisen fundamental anders. Das größer werdende kleinste detektierbare Signal in der Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung ist auf ein zunehmendes optisches Grundrauschen zurückzuführen. Die Ursache für dieses zunehmende optische Grundrauschen ist das Phasenrauschen, das durch das Mach-Zehnder-Interferometer mit unsymmetrischen Weglängen entsteht. Obwohl das Grundrauschen bei 10 kHz 10 mrad/√Hz ist, erhöht es sich also in Richtung der niedrigeren Frequenzen. In der Sagnac-Sensoranordnung 200 ist das größer werdende kleinste detektierbare akustische Signal auf den Term sin(ΩT_delay/2) in der Gleichung 1 und nicht auf ein größer werdendes optisches Grundrauschen zurückzuführen. Das optische Grundrauschen bleibt über den gesamten Frequenzbereich konstant 10 μrad/√Hz.
Die Bedeutung dieser Differenz kann man erkennen, wenn man den dynamischen Bereich der Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung und der Sagnac-Sensoranordnung 200 untersucht, der in 5 dargestellt ist. Der dynamische Bereich eines Sensors wird durch die kleinste und größte detektierbare Phasenverschiebung begrenzt. Bei Interferometer-Sensoren ist die größte detektierbare Phasenverschiebung durch das nichtlineare Frequenzverhalten des Interferometers und die kleinste detektierbare Phasenverschiebung durch das optische Grundrauschen begrenzt. Sowohl die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung als auch die Sagnac-Sensoranordnung haben größte detektierbare Phasenverschiebungen, die über den akustischen Frequenzbereich konstant sind. Die Sagnac-Sensoranordnung 200 hat jedoch auch eine flache kleinste detektierbare Phasenverschiebung, da sie ein weißes optisches Grundrauschen hat, während die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung einer zunehmenden kleinsten detektierbaren Phasenverschiebung ausgesetzt ist, die auf ein zunehmendes optisches Grundrauschen zurückzuführen ist, das durch das Phasenrauschen bewirkt wird, das durch das Interferometer mit Weglängenunsymmetrie entsteht. Die Sagnac-Sensoranordnung 200 hat also bei allen akustischen Frequenzen einen konstanten dynamischen Bereich, während die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung bei niedrigen akustischen Frequenzen einen verringerten dynamischen Bereich hat. Dies ist in 5 dargestellt, wobei das kleinste und größte detektierbare akustische Signal (in willkürlichen dB-Einheiten) für die Sagnac-Sensoranordnung 200 und eine Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung dargestellt sind. Wie in 5 gezeigt, haben beide Anordnungen oberhalb 1 kHz einen dynamischen Bereich von annähernd 100 dB, wo das Phasenrauschen die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung nicht begrenzt. Bei 10 Hz dominiert das Phasenrauschen die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung, und ihr dynamischer Bereich wird auf annähernd 74 dB reduziert. Dazwischen verbleibt der dynamische Bereich der Sagnac-Sensoranordnung 200 bei etwa 100 dB.
Es ist interessant, das Frequenzverhalten der Sagnac-Sensoranordnung 200 bei Frequenzen weitgehend unter der Eigenfrequenz der Schleife als eine Funktion der Verzögerungsschleifenlänge und der Hydrophonansprechempfindlichkeit zu untersuchen. Bei diesen Frequenzen kann der Faktor sin(ΩT_delay/2) in Gleichung 1 näherungsweise als ΩT_delay/2 dargestellt werden, was zeigt, daß die Ansprechempfmdlichkeit der Sagnac-Sensoranordnung 200 proportional zum Produkt aus ϕ_h und T_delay ist. ϕ_h selbst ist proportional zur Fasermenge in jedem Hydrophon 212(i), und T_delay ist proportional zur Fasermenge in der Verzögerungsschleife 214. Die Ansprechempfinglichkeit bei Frequenzen weitgehend unter der Eigenfrequenz der Schleife ist also proportional zum Produkt aus der Hydrophonfaserlänge und der Verzögerungsfaserlänge. 6 zeigt das kleinste detektierbare akustische Signal für mehrere Sagnac-Sensoranordnungskonfigurationen, bei denen das Produkt aus der Länge der Faser in jedem Hydrophon 212(i) und der Länge der Faser in der Verzögerungsschleife 214 konstant ist, aber die relative Verteilung der Faser zwischen der Verzögerungsschleife 214 und jedem Hydrophon 212(i) sich ändert. Beispielsweise stellt eine Kurve 260 das Frequenzverhalten einer Sagnac-Sensoranordnung 200 mit 45 km Faser in ihrer Verzögerungsschleife 214 und 100 Meter Faser in jedem Hydrophon 212(i) dar; eine Kurve 262 stellt das Frequenzverhalten einer Sagnac-Sensoranordnung 200 mit 30 km Faser in ihrer Verzögerungsschleife 214 und 150 Meter Faser in jedem Hydrophon 212(i) dar; und eine Kurve 264 stellt das Frequenzverhalten einer Sagnac-Sensoranordnung 200 mit 15 km Faser in ihrer Verzögerungsschleife 214 und 300 Meter Faser in jedem Hydrophon 212(i) dar. Wie dargestellt hat jede Sagnac-Sensoranordnung 200 die gleiche Ansprechempfindlichkeit bei niedrigen Frequenzen, nähert sich jedoch einer höchsten Ansprechempfindlichkeit bei verschiedenen Frequenzen, die durch die jeweiligen Eigenfrequenzen der Schleife gegeben sind. Bei einem gegebenen kleinsten detektierbaren akustischen Signal bei niedrigen Frequenzen besteht dennoch eine bestimmte Freiheit in der Wahl der Faserlängen der Verzögerungsschleife 214 und der Hydrophone 212(i). Diese Freiheit kann mit dazu dienen, daß die Sagnac-Sensoranordnung 200 weitere Kriterien erfüllt, zum Beispiel die Minimierung der Gesamtmenge der erforderlichen Faser oder die Minimierung der Verzögerungsschleifenlänge.
ERHÖHUNG DES DYNAMISCHEN BEREICHS DER SAGNAC-SENSORANORDNUNG
Wie oben beschrieben hat die Sagnac-Sensoranordnung 200 bei niedrigen akustischen Frequenzen einen größeren dynamischen Bereich als die Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung, da sie gegen Phasenrauschen immun ist. Im Idealfall weist eine Sensoranordnung 200 einen ausreichenden dynamischen Bereich auf, um die stärksten und schwächsten akustischen Signale zu detektieren, die mit bestimmter Wahrscheinlichkeit auftreten. Diese Anforderung führt häufig zu einem erforderlichen dynamischen Bereich von annähernd 150 dB. Um einen solchen dynamischen Bereich in einer Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung zu erreichen, sind zwei getrennte Sensoren mit verschiedenen Phasenansprechempfindlichkeiten erforderlich, wobei jeder einen Bruchteil des gesamten dynamischen Bereichs von 150 dB detektiert. Der offensichtliche Nachteil dieses Schemas besteht darin, daß es zwei Sensoranordnungen (das heißt zweimal so viele Hydrophone, Sprossen, Quellen und Detektoren) erfordert. Im Endeffekt kann eine Anordnung, die N Hydrophone unterstützen kann, das akustische Signal nur an N/2 Punkten detektieren.
In der Sagnac-Sensoranordnung 200 ist es möglich, einen großen dynamischen Bereich zu erreichen, ohne zusätzliche Hydrophone 212 zu verwenden. Da die Phasenansprechempfindlichkeit in der Sagnac-Sensoranordnung eine Funktion des Hydrophonansprechverhaltens und der Verzögerungsschleifenlänge ist, wie in Gleichung 1 gezeigt, kann das Phasenansprechverhalten der gesamten Anordnung von Hydrophonen dadurch geändert werden, daß die Verzögerungsschleifenlänge modifiziert wird. Durch gleichzeitige Verwendung von zwei getrennten Verzögerungsschleifen 214(1) und 214(2) der Länge L₁ beziehungsweise L₂, wie in einer modifizierten Sensoranordnung 266 in 7 gezeigt, kann der Detektionsbereich der Anordnung 266 dramatisch erhöht werden. Die Anordnung 266 hat nun 2N gesonderte Sagnac-Schleifen. Jedes Hydrophon 212(i) sendet ein gesondertes Signal für jede der beiden Verzögerungsschleifenwege zurück, und die Länge jeder Verzögerungsschleife 214(1), 214(2) bestimmt den Schalldetektionsbereich dieses Signals. Der gesamte Schalldetektionsbereich jedes Hydrophons 212(i) ist die Vereinigung der Detektionsbereiche jedes der beiden Sagnac-Schleifen-Sensoren, die das Hydrophon 212(i) einschließen. Die Längen von L₁ und L₂ legen den Schalldetektionsbereich fest. Die Längen L₁ + L₂ sind so gewählt, daß die Anordnung 266 das kleinste akustische Signal von Interesse detektieren kann. Die Länge L₁ der Verzögerungsschleife 214(1) wird dann gewählt, um den Detektionsbereich der Signale, die nur diese kürzere Verzögerungsschleife im oberen Teil des Detektionsbereichs der Signale durchlaufen, die beide Verzögerungsschleifen 214(1), 214(2), durchlaufen, festzulegen. In einem TDM-System wird im Ergebnis des Einfügens einer zweiten Schleife die Wiederholfrequenz der Quellenimpulse halbiert, um Zeit zu gewinnen, damit 2N Impulse zurückkehren können, und die Längen der Verzögerungsschleifen 214(1), 214(2) werden so gewählt, daß keine Impulsüberlappung auftritt. Da die Wiederholfrequenz halbiert wird, verringert sich der dynamische Bereich jedes einzelnen Signals um 3 dB. Diese Verringerung wird durch die Erhöhung des gesamten dynamischen Bereichs, die durch Aufsatteln des dynamischen Bereichs der beiden getrennten Signale erreicht wird, mehr als ausgeglichen. In 7 ist die zweite Verzögerungsschleife 214(2) so positioniert, daß das gesamte Licht, das die zweite Verzögerungsschleife 214(2) durchläuft, die erste Verzögerungsschleife 214(1) durchläuft. Es versteht sich, daß als Alternative die beiden Verzögerungsschleifen 214(1), 214(2) derartig optisch parallel sein können, daß das Licht, das die zweite Verzögerungsschleife 214(2) durchläuft, nicht die erste Verzögerungsschleife 214(1) durchläuft. In einem solchen Fall müßte die Faserlänge der zweiten Verzögerungsschleife 214(2) die Summe der ersten Länge und der zweiten Länge (das heißt L₁ + L₂) sein. Aber da L₁ beträchtlich kürzer ist als L₂, ist diese Anpassung nicht wesentlich. Die Ausführungsform in 7 reduziert die Gesamtfaseranforderungen dadurch, daß die Länge der ersten Verzögerungsschleife zur zweiten Verzögerungsschleife hinzuaddiert wird.
8 stellt den erweiterten dynamischen Bereich dar, der dadurch ermöglicht wird, daß die beiden Verzögerungsschleifen 214(1), 214(2) in der Sensoranordnung 266, in der der dynamische Bereich jedes Signals 100 dB ist und das Verhältnis L₁/L₂ auf 5000 festgelegt ist. Wie dargestellt ist die Sensoranordnung 266 nunmehr in der Lage, über den gesamten dynamischen Bereich von Interesse (annähernd ein Bereich von 160 dB) ohne Erhöhung der Hydrophonanzahl zu delektieren.
VERTEILTE ERFASSUNG
In der Sagnac-Sensoranordnung 266 kann jede Phasenmodulation im Interferometer in eine Intensitätsmodulation in dem interferierenden 3 × 3-Koppler 220 übertragen werden. Diese verteilte Erfassung über die gesamte Sagnac-Schleife ist für eine Schallsensoranordnung nachteilig. Um praktisch zu sein, sollte die Schallsensoranordnung das akustische Signal an einer Anzahl von diskreten Punkten im Raum (das heißt, in den Hydrophonen) abtasten und diese Signale unabhängig zurücksenden. Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnungen erreichen dies, da das Interferometer auf einen kleinen Raum begrenzt ist und daher nur an diesem Punkt erfaßt. Damit die Sagnac-Sensoranordnung 266 praktisch ist, muß die verteilte Erfassung der Sagnac-Schleife verringert werden.
Die große Masse der Faser im Interferometer bildet die Verzögerungsschleife 214, die an zwei Positionen lokal angeordnet sein kann. Die erste ist an der Quelle 222 und der Detektionselektronik (das heißt der Detektor 230 und der Detektor 232) im trockenen Ende (das heißt außerhalb des Wassers), wie in 9A gezeigt. Hier kann die Verzögerungsschleife 214 gegen die Umwelt abgeschirmt werden, um jede externe Modulation zu minimieren. Jedoch die Zuführungsfasern 270, 272, die das feuchte Ende mit dem Sensoranordnungsabschnitt 210 verbinden, sind Teil des Interferometers. Die zweite Möglichkeit besteht darin, die Verzögerungsschleife 214 im feuchten Ende (das heißt im Wasser) mit der Sensoranordnung 210 anzuordnen, wie in 9B gezeigt. Dabei kann die Verzögerungsschleife 214 nicht im gleichen Maße getrennt werden, wie sie es könnte, wenn sie im trockenen Ende angeordnet wäre, aber die Zuführungsfasern 270, 272, 274 sind außerhalb des Interferometers und führen somit keine Erfassung durch. Die relative Größe der zuführungs- und verzögerungsschleifenverteilten Aufnahme bestommt, welche Konfiguration für eine bestimmte Anwendung am besten geeignet ist. Man beachte, daß, wenn die Verzögerungsschleife 214 im trockenen Ende angeordnet ist (9A), die Zuführungsfasern 270, 272 stationär bleiben müssen, um physische Bewegungen, zum Beispiel Biegen und Vibrationen, dieser Fasern zu verhindern, was extrem große Phasenmodulationen bewirken kann. Dies sind faserbewegungsdedingte Phasenmodulationen im Gegensatz zu akustisch bedingten Phasenmodulationen. (Solche physischen Bewegungen stellen Probleme in verlauten Sensoranordnungen dar, können aber keine wesentlichen Probleme in stationären Sensoranordnungen darstellen.) Wenn also die Verzögerungsschleife 214 im trockenen Ende angeordnet ist (9A), muß das gesamte nasse Ende der Sagnac-Sensoranordnung 210 stationär sein. Bei der Verzögerungsschleife 214, die im nassen Ende angeordnet ist (9B), muß jedoch nur der Abschnitt rechts von dem 3 × 3-Koppler 220 in 9B stationär bleiben, da die Zuführungsfasern 270, 272, 274 dann nicht Teil des Interferometers sind. Wenn die Verzögerungsschleife 214 sich im nassen Ende befindet (9B), muß die Verzögerungsschleifenfaser desensibilisiert werden. Die Verzögerungsschleife 214 kann stationär gemacht werden, indem die Verzögerungsschleifenfasern um einen desensibilisierten Zylinder (nicht dargestellt) gewickelt werden, wodurch Faserbewegung ausgeschlossen wird und die Schallaufnahme zur dominanten Quelle des verteilten Aufnahmesignals wird. Da es einfacher ist, die Faser gegen akustisch bedingte Phasenmodulation zu desensibilisieren als die Faser gegen bewegungsbedingte Phasenmodulation zu desensibilisieren, ist die Konfiguration, mit der die Verzögerungsschleife 214 im nassen Ende angeordnet ist (9B), vorzugsweise für verlaute Sensoranordnungsanwendungen geeignet und wird nachstehend ausführlicher beschrieben.
BERECHNUNG DES IN DER VERZÖGERUNGSSCHLEIFE INDUZIERTEN SCHALLAUFNAHMERAUSCHENS
In diesem Abschnitt werden Schätzungen für die Größe des akustisch induzierten verteilten Aufnahmerauschens im Vergleich zu der akustisch induzierten Hydrophonphasenmodulation in der Sagnac-Sensoranordnung 210 in 9(b) abgeleitet. Die Intensitätsmodulation, die auf die verteilten Phasenmodulationen zurückzuführen ist, die durch die Aufnahme von akustischen Signalen in der Verzögerungsschleife und in der Busfaser (die Faser, die jedes Hydrophon mit der Verzögerungsschleife und dem 3 × 3-Koppler verbindet) entstehen, kann als eine Rauschquelle angesehen werden. In der nachstehenden Beschreibung betrachten wir eine Schleife der Sagnac-Sensoranordnung, als wenn sie nur eine Verzögerungsfaser der Länge L_d, eine Busfaser der Länge L_b, eine Hydrophonfaser der Länge L_h und eine Gesamtlänge L hätte, wie in 10 gezeigt. Wir nehmen außerdem an, daß L_d viel größer ist als L_b und L_h. Die Phasenansprechempfindlichkeit der Faser auf akustische Signale ist zurückzuführen auf eine druckabhängige Ausbreitungskonstante β. Im allgemeinen kann die druckabhängige Komponente der Ausbreitungskonstante an einer Position 1 und zu einer Zeit t folgendermaßen beschrieben werden: β(l, t) = β0R(l)P(l, t) (2)wobei β₀ die Nulldruck-Ausbreitungskonstante ist, R(l) die normierte Phasenansprechempfindlichkeit der Faser und P(l, t) der Druck als Funktion von Raum und Zeit. Wenn ein akustisches Sinussignal der Frequenz Ω angenommen wird, kann die Gleichung 2 folgendermaßen umgeschrieben werden: β(l, t) = β0R(l)[P0 + Pmsin(Ωt + θ(t))] (3)wobei P₀ der Beharrungsdruck ist, P_m die Amplitude der Druckmodulation (als unabhängig von 1 angenommen) und θ(l) die Raumphasenschwankung der Schallwelle enthält. Im allgemeinen ist die induzierte Phasendifferenz zwischen interferierenden Strahlen in einer Sagnac-Schleife infolge akustisch induzierter Phasenmodulation von l = l₁ bis l = l₂ durch das folgende Integral gegeben:
wobei v die Geschwindigkeit des Lichts in der Faser ist und L die Schleifenlänge. Wenn man Gleichung 3 in Gleichung 4 einsetzt, ergibt sich:
Gleichung 5 kann verwendet werden, um die Phasendifferenz zwischen interferierenden Strahlen infolge der akustischen Modulation des Hydrophons, des Busses und der Verzögerungsfasern zu bestimmen.
Für die Hydrophonfaser 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 (nämlich daß die Schallwellenlänge viel größer ist als die Abmessung des Hydrophons). Es wird ebenfalls angenommen, daß die normierte Phasenansprechempfindlichkeit der Faser R(l) konstant ist und in diesem Bereich gleich R_h ist. Die Gleichung 5 ergibt dann eine Phasendifferenzamplitude zwischen interferierenden Strahlen infolge der Hydrophonfasermodulation:
wobei angenommen wird, daß ΩL_h/2v << 1 ist. Man beachte, daß die Gleichung 2 mit dem Ausdruck übereinstimmt, der in Gleichung 1 gegeben ist.
Für die Busfaser wird die Gleichung 5 zunächst von l₁ = l_d bis l₂ = l_d + l_b/2 integriert und dann von l₁ = L – l_b/2 bis l₂ = L, um sowohl die oberen als auch die unteren Busleitungen einzuschließen. Wie bereits ausgeführt, wird angenommen, daß R(l) konstant ist und für alle Busfasern gleich R_h, so daß θ(l) im Integral der Gleichung 5 konstant ist. Die Phasendifferenzamplitude zwischen interferierenden Strahlen infolge der Fasermodulation ist dann folgende:
wobei angenommen wird, daß ΩL_h/2v << 1 ist. Es muß betont werden, daß durch die Annahmen über die Konstanz von θ(l) und die Amplitude von ΩL_h/2v eine Erhöhung von Φ^b _int erfolgt, wobei sich ein Szenario des schlimmsten Falles für die Busfaser ergibt.
Für die Faserlaufzeitverzögerung wird die Gleichung 5 von l₁ = 0 bis l₂ = l_d integriert, und wie oben wird angenommen, daß θ(l) über diesen Bereich konstant ist (nämlich die Verzögerungsschleifenwicklung viel kleiner ist als die Schallwellenlänge) und daß R(l) konstant ist und über das Integral gleich R_d ist. Die Gleichung 5 ergibt dann eine Phasendifferenzamplitude zwischen interferierenden Strahlen infolge der Verzögerungsfasermodulation, die gegeben ist durch:
wobei angenommen wird, daß Ω(L_b + L_h)/2v << 1 ist.
Bei den Gleichungen 6 bis 8 kann die relative Größe dieser Phasenmodulationsamplituden berechnet werden. Zunächst ist zu beachten, daß eine kunststoffbeschichtete Standardfaser eine normierte Phasenansprechempfindlichkeit R von –328 dB bezogen auf 1/μPa hat, wie beispielsweise beschrieben in J. A. Bucaro et al., Optical fibre sensor coatings, Optical Fiber Sensors, Proceedings of the NATO Advanced Study Institute, 1986, S. 321–338. Andererseits hat, wie beispielsweise beschrieben 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, Vol. 2360, 1994, S. 360–363, eine Faser, die um derzeit gebräuchliche Hydrophone gewickelt ist, die aus einem Luftkern bestehen, eine normierte Phasenansprechempfindlichkeit von –298 dB bezogen auf 1/μPa, eine Erhöhung von 30 dB über der normalen Faser. Wenn wir annehmen, daß die Verzögerungsschleife und die Busfaser die normierte Phasenansprechempfindlichkeit einer kunststoffbeschichteten Standardfaser haben und daß die Hydrophonfaser um einen Luftkern gewickelt ist, dann ist das Verhältnis zwischen R_b und R_b oder R_d annähernd 30 dB. Somit kann unter der vereinfachenden Annahme, die aufgestellt wird, um die Gleichungen 6–8 aufzustellen, festgestellt werden, daß folgendes gilt:
Das Verhältnis L_b/L_h ist eine Funktion der Hydrophonposition. Für die erste Hydrophonposition gilt: L_b/L_h ≈ 0, was Φ^h _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 beziehungsweise L_b verwendet, um Φ^h _int/Φ^d _int ≈ Φ^h _int/Φ^b _int ≈ 3 zu erreichen. Trotz der Tatsache, daß die Hydrophonfaser eine relativ kleine Menge der gesamten Sagnac-Schleife bildet, ist also die Größe der akustisch induzierten Phasenmodulationen in der Hydrophonfaser selbst für das am weitesten entfernte Hydrophon größer als die der akustisch induzierten Phasenmodulationen in der Verzögerungsschleifenfaser und in der Busfaser. Der folgende Teil beschreibt ein Mittel zur Bearbeitung dieses Pegels des verteilten Aufnahmerauschens unter Verwendung leerer Sprossen.
Um das Integral in der Gleichung 5 für die Verzögerungsschleifenfaser zu bewerten, wird angenommen, daß für alle l, die kleiner sind als L_d, gilt: R(l) = R_d. Diese Konstanz von R(l) beseitigte jeden Beitrag zum Integral der Gleichung 5 von l = (L·L_h) bis L_d (da der Integrand eine ungerade Funktion um L/2 ist). Das Aufwickeln einer langen Länge der Faser führt jedoch zu einer bestimmten Abhängigkeit bei R(l) von l (möglicherweise da die Innenschicht der Faser einen anderen R hat als die Außenschicht). Diese Schwankungen von R(l) erhöhen die Verzögerungsschleifenaufnahme von l = L·L_d bis L_d. Um diese Aufnahme zu reduzieren, wird zunächst festgestellt, daß R(l) nur eine gerade Funktion um L/2 sein muß, um den Integrand von Gleichung 5 zu einer ungeraden Funktion von etwa L/2 zu machen. R(l) kann gezwungen werden, symmetrischer um L/2 zu sein, indem die Verzögerungsschleife so gewickelt wird, daß sie symmetrische Punkte der Faserschleife in nächster Nähe zueinander positioniert, wie in 11 gezeigt. Dieses Aufwickeln stellt sicher, daß symmetrische Punkte der Verzögerungsschleife in der Nähe zueinander so positioniert werden, daß alle Schwankungen von R(l) infolge der Position der Faser auf der Spule so symmetrisch wie möglich um L/2 sind, wodurch die Verzögerungsschleifenaufnahme so nahe wie möglich an den Ausdruck von Gleichung 8 gebracht wird. Man beachte folgendes: Da jede Sagnac-Schleife in der Sagnac-Sensoranordnung einen anderen L/2-Punkt hat, kann nur eine Schleife genau gewickelt werden, wie in 11 gezeigt, so daß ein geringer Grad an Ungeradzahligkeit bei R(l) in alle außer einer der Sagnac-Schleifen eingeführt wird.
Es muß auch erwähnt werden, daß es zusätzlich zur Verbesserung der akustischen Ansprechempfindlichkeit der Faser mit einem Hydrophon möglich ist, die Fasern durch Aufbringen einer Metallbeschichtung mit einem bestimmten Durchmesser zu desensibilisieren. (Siehe beispielsweise J. A. Bucaro, Optical fibre sensor coatings, oben zitiert.) Die gemessenen normierten Phasenansprechempfindlichkeiten von nur –366 dB bezogen auf 1/μPa sind berichtet worden. Wenn solche Fasern in den Verzögerungs- oder Busleitungen verwendet werden, nähert sich das Verhältnis zwischen R_h, und R_b oder das Verhältnis zwischen R_h und R_d einem Wert von 68 dB (statt 30 dB bei kunststoffbeschichteten Verzögerungs- und Busfasern), was das durch das Hydrophon induzierte Signal über das verzögerungs- und businduzierte Signal um 38 dB erhöht.
REDUZIERUNG DES VERTEILTEN AUFNAHMERAUSCHENS UNTER VERWENDUNG VON LEEREN SPROSSEN
Um das verteilte Aufnahmesignal weiter zu eliminieren, kann die hydrophoninduzierte akustische Modulation von der verteilten Aufnahmemodulation dadurch getrennt werden, daß leere Sprossen 300, die kein Hydrophon in der Sensoranordnung 210 enthalten, angeordnet werden, wie in 12 gezeigt. Jeder Sprosse 216(i), die ein Hydrophon 212(i) enthält und als Erfassungssprosse bezeichnet wird, geht eine der leeren Sprossen 300(i) voraus. Die Tatsache, daß die nichterfassende Faser jeder Schleife, die eine leere Sprosse 300(i) enthält, nahezu mit der nichterfassenden Faser der Schleife identisch ist, die die entsprechende Erfassungssprosse 212(i) einschließt, bedeutet, daß die leere Sprosse 300(i) und die entsprechende Erfassungssprosse 212(i) nahezu das gleiche verteilte Aufnahmesignal haben. Wenn man diese leere Sprosse 300(i) als weiteren Sensor in der Anordnung 210 behandelt und die Impulse (im TDM-Schema) von den leeren Sprossen 300(i) und den Erfassungssprossen 212(i) richtig taktet, so daß sie nicht überlappen, kann das verteilte Aufnahmesignal, das an jeder Erfassungssprosse 212(i) vorhanden ist, gemessen werden. Nach der Detektion kann dieses Signal vom Erfassungssprossensignal subtrahiert werden, wobei nur die Intensitätsschwankungen, die durch Phasenmodulationen in der Hydrophonfaser erzeugt werden, zurückbleiben. Die Implementierung eines solchen Schemas erfordert 2N Sprossen für eine Anordnung 210 mit N Sensoren, wodurch sich das Tastverhältnis der einzelnen Signale um die Hälfte reduziert.
Wenn eine Desensibilisierung des Busabschnitts der Sensoranordnung 210 nicht erforderlich ist, kann eine einzelne leere Sprosse 300 in der Anordnung 210 angeordnet werden, um das verteilte Aufnahmesignal, das der Verzögerungsschleife 214 zugeordnet wird, zu messen, wobei nur N + 1 Sprossen (N Erfassungssprossen 212(i) und eine leere Sprosse 300) für N Sensoren erforderlich sind. Wenn eine leere Sprosse 300 das verteilte Aufnahmesignal für jede Erfassungssprosse 212(i) nicht entsprechend mißt, können mehr leere Sprossen 300 in periodischen Intervallen entlang der Anordnung hinzugefügt werden, bis das verteilte Aufnahmesignal, das an jeder Erfassungssprosse 212(i) vorhanden ist, durch die nächstgelegene dieser leeren Sprossen 300 entsprechend gemessen werden kann. Wenn weniger leere Sprossen verwendet werden, führt dies zu einem höheren Tastverhältnis für die einzelnen Signale. 12 stellt das Extrem dar, bei dem für jede Erfassungssprosse eine leere Sprosse hinzugefügt wurde.
POLARISATION
Um einen maximalen Kontrast in jedem Interferometer-Sensor zu erreichen, muß der Zustand der Polarisation (SOP) der interferierenden Strahlen identisch sein, wenn sie rekombinieren. Wenn sie orthogonal sind, besteht keine Interferenz und somit kein amplitudenmoduliertes Signal. Dies wird als polarisationsinduziertes Signalfading bezeichnet. Da jeder Sensor in der Sagnac-Sensoranordnung eine Sagnac-Schleife ist, beziehen sich die Untersuchungen, die bisher zu polarisationsinduziertem Signalfading im Sagnac-Faser-Gyroskop durchgeführt worden sind, auch auf die Sagnac-Sensoranordnung. Eine vielversprechende Lösung besteht darin, einen Depolarisator in der Sagnac-Schleife anzuordnen. (Siehe beispielsweise K. Böhm et al., LOW-DRIFT FIBRE GYRO USING A SUPERLUMINESCENT DIODE, ELECTRONICS LETTERS, Vol. 17, Nr. 10, 14. Mai 1981, S. 352–353) Der Depolarisator stellt sicher, daß mindestens die Hälfte der optischen Leistung zum 3 × 3-Koppler zu allen Zeiten im richtigen Polarisationszustand zurückkehrt. Dieser allgemeine Lösungsansatz führt zu einer konstanten Sichtbarkeit unabhängig von der Schleifendoppelbrechung. (Siehe beispielsweise William K. Burns et al., Fiber-Optic Gyroscopes with Depolarized Light, JOURNAL OF LIGHTWAVE TECHNOLOGY, Vol. 10, Nr. 7, Juli 1992, S. 992–999) Die einfachste Konfiguration verwendet eine nichtpolarisierte Quelle, zum Beispiel eine Faser-Superfluoreszenzquelle und einen Depolarisator in der Schleife. Wie in 13 dargestellt, wird in der Sagnac-Sensoranordnung 200 ein Depolarisator 310 an einem Punkt angeordnet, den alle Sagnac-Schleifen gemeinsam haben. Der Depolarisator 310 stellt sicher, daß jeder Sensor 212(i) seine eigene konstante Sichtbarkeit unabhängig von der Doppelbrechung hat, solange die Schleifendoppelbrechung konstant bleibt. Dies stellt eine große Vereinfachung bei der Handhabung des polarisationsinduzierten Signalfadings gegenüber denjenigen Verfahren dar, die bei Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnungen verwendet werden.
Obwohl langsame Änderungen der Doppelbrechung durch die reziproke Natur des Sagnac-Interferometers in ausreichendem Maß aufgehoben werden, erzeugen Doppelbrechungsmodulationen bei Frequenzen im akustischen Bereich von Interesse Polarisationsrauschen. Die meiste Doppelbrechungsmodulation in diesen Frequenzen tritt im Ergebnis einer physischen Faserbewegung auf. Somit sollte die Sagnac-Schleife stationär bleiben, um das Polarisationsrauschen (sowie das verteilte Aufnahmesignal) zu reduzieren.
RAUSCHQUELLEN, DIE DURCH DIE VERWENDUNG DES SAGNAC-INTERFEROMETERS ENTSTEHEN
THERMISCHES PHASENRAUSCHEN
Da der Brechungsindex der Faser sich mit der Temperatur ändert, erzeugen thermische Schwankungen in einer Faser Phasenschwankungen des Lichts, das diese durchläuft. Diese Indexschwankungen sind über die Länge der Faser nicht korreliert, und daher verändern sich die resultierenden Phasenschwankungen mit der Quadratwurzel der Länge. Da Mach-Zehnder-Interferometer normalerweise weniger als 100 Meter Faser in jedem Arm verwenden, ist die Stärke dieses thermischen Phasenrauschens vernachlässigbar. Das Sagnac-Interferometer hat sehr viel mehr Faser im Interferometer, und infolgedessen kann thermisches Phasenrauschen eine einschränkende Rauschquelle sein. Die Stärke dieses thermischen Phasenrauschens in einem Sagnac-Interferometer ist bisher theoretisch beschrieben und in Experimenten bestätigt worden. (Siehe beispielsweise Sverre Knudsen et al., Measurements of Fundamental Thermal Induced Phase Fluctuations in the Fiber of a Sagnac Interferometer, IEEE Photonics Technology Letters, Vol. 7, Nr. l, 1995, S. 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, Vol. 13, Nr. 4, April 1995, S. 682–686) Bei Schleifen, die länger als 2 km sind, kann das thermische Phasenrauschen in dem Frequenzbereich von Interesse 1 μrad/√Hz überschreiten, was in der Größenordnung der erforderlichen Ansprechempfindlichkeit der Sensoranordnung liegt.
Das thermische Phasenrauschen kann als eine Quelle des verteilten Aufnahmerauschens angesehen werden, ähnlich wie eine externe Modulation in der Verzögerungsschleife, und kann somit unter Verwendung leerer Sprossen reduziert werden, wie oben beschrieben. Das thermische Phasenrauschen kann auch durch Kürzung der Schleifenlänge reduziert werden. Wie oben beschrieben, kann die Schleifenlänge, ohne die Niedrigfrequenzansprechempfindlichkeit zu ändern, dadurch gekürzt werden, daß die Hydrophonfaserlänge um den gleichen Faktor erhöht wird wie der, um den die Verzögerungsschleife verringert wurde. Beispielsweise hat eine Verzögerungsschleife von 40 km mit 50 Meter Hydrophonfaser das gleiche Niedrigfrequenzverhalten wie eine Verzögerungsschleife von 20 km mit 100 Meter Faser. Die letztere Kombination ist jedoch einem geringeren thermischen Phasenrauschen ausgesetzt, da die gesamte Verzögerungsschleifenlänge um nahezu einen Faktor zwei kürzer ist.
KERREFFEKTINDUZIERTES PHASENRAUSCHEN
Kerrinduzierte Phasenverschiebungen, die in einem Sagnac-Interferometer erzeugt werden können, sind mit viel Aufmerksamkeit bei dem faseroptischen Gyroskop bedacht worden. (Siehe beispielsweise R. A. Bergh et al., Source statistics and the Kerr effect in fiber-optic gyroscopes, OPTICS LETTERS, Vol. 7, Nr. 11, November 1982, S. 563–565; R. A. Bergh et al., Compensation of the optical Kerr effect in fiber-optic gyroscopes, OPTICS LETTERS, Vol. 7, Nr. 6, Juni 1982, S. 282–284; und N. J. Frigo et al., Optical Kerr effect in fiber gyroscopes: effects of nonmonochromatic sources, OPTICS LETTERS, Vol. 8, Nr. 2, Februar 1983, S. 119–121) Die Anforderungen an das Gyroskop und den Schallsensor sind jedoch anders, da das Gyroskop Gleichstrompegel maßt. Kleine Gleichstromverschiebungen, die durch kerrinduzierte Phasenverschiebungen erzeugt werden, die ein Fasergyroskop begrenzen würden, sind keine Probleme bei einem Schallsensor. Die kerrinduzierte Gleichstromphasenverschiebung ist solange kein Problem, wie sie nicht den Arbeitspunkt zu weit weg von der Quadratur verschiebt. Das Intensitätsrauschen in der Lichtquelle kann ein kerrinduziertes Phasenrauschen im Ausgangssignal erzeugen. Die Stärke dieses kerrinduzierten Wechselstromphasenrauschens ist jedoch so lange klein, wie das kerrinduzierte Gleichstromphasenrauschen klein bleibt. Der Ursprung der kerrinduzierten Phasenverschiebungen in der Sagnac-Sensoranordnung ist anders als im Fasergyroskop. Die Asymmetrie der Sagnac-Sensoranordnung fördert eine solche Kerrphasenverschiebung viel eher, als es das nominal symmetrische Gyroskop tut. Diese Asymmetrie ist zurückzuführen auf den Sensoranordnungsabschnitt sowie auf eine beliebige Anordnung von EDFAs, die asymmetrisch sind, wobei ein Strahl eine Verstärkung erfährt, bevor er durch die Verzögerungsschleife läuft, dann einen Verlust erleidet, während der gegenläufige Strahl Verlust erleidet und dann Gewinn erfährt. Es ist möglich, diese Asymmetrien auszugleichen und die kerrinduzierte Phasenverschiebung auf null zu bringen, indem die entsprechende Stelle für EDFAs in der Verzögerungsschleife gewählt wird. Die Spezifik hängt ab von der genauen Sensoranordnungskonfiguration und davon, welches Multiplexierungsschema verwendet wird.
NICHTLINEARE PHASENMODULATION, DIE AUF DIE EDFAS ZURÜCKZUFÜHREN IST
Die Populationsinversionen, die in den EDFAs entstehen, bewirken eine Phasenverschiebung im Signallicht, das diese durchläuft. (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, Vol. 3, Nr. 1, Januar 1997, S. 44–64) Dieses Phänomen ist verwendet worden, um rein optische Interferometer-Schalter zu erzeugen. In einer Sagnac-Sensoranordnung erzeugen die EDFAs im Interferometer eine nichtlineare Phasenverschiebung durch den gleichen Mechanismus. Schwankungen in der Populationsinversion infolge der Pump- oder Signalleistungsschwankungen erzeugen Phasenmodulationen, die in ein Intensitätsrauschen umgewandelt werden.
Um die Stärke dieser Rauschquelle zu schätzen, muß zuerst bestimmt werden, wie die umgekehrte Population auf Pump- und Signalleistungsschwankungen reagiert. Dies ist relativ einfach durchzuführen, indem die Bilanzgleichungen für ein Erbiumsystem aufgerufen werden: N1 + N2 = N0 (11)
wobei N₁ und N₂ Populationsdichten der unteren, beziehungsweise erregten Zustände sind, N₀ die Gesamtpopulationsdichte ist, I die Intensität, σ der Querschnitt, A_eff die effektive Modenfläche in der Faser und τ₂ die Lebensdauer der Ebene zwei. Die Indizes p und s bezeichnen Pumpe beziehungsweise Signal und die hochgesetzten Indizes a und e bezeichnen Absorption beziehungsweise Emission.
Durch Teilung von N₁, N₂, I_p und I_s in ihre stationären und zeitvariablen Komponenten, anschließendes Einsetzen derselben in die Gleichung 12 und Kombinieren der Gleichung 12 mit Gleichung 11 ergibt sich folgendes:
wobei der hochgestellte Index ss stationäre Werte bezeichnet und die zeitvariablen Komponenten nunmehr als explizite Funktionen der Zeit beschrieben werden: (N₂ = N₂ ^ss + N₂(t)). Wenn angenommen wird, daß N₂(t) viel kleiner ist als N₂ ^ss, dann können die beiden letzten Terme in der Gleichung 13 vernachlässigt werden. Wenn man I_p(t) = I_p ^msin(f_pt) und I_s(t) = I_s ^msin(f_st) setzt (wobei I_p ^m und I_s ^m die Modulationsamplituden von I_p(t) beziehungsweise I_s(t) bezeichnen und f_p und f_s die Pump- beziehungsweise Signalmodulationsfrequenzen bezeichnen) und die resultierenden Differentialgleichungen löst, kann man feststellen, daß:
Wenn angenommen wird, daß λ_p = 1480 nm, λ_s = 1550 nm und I_p ^ss = 1 W und wenn normale Erbiumsiliziumoxid-Querschnitte angenommen werden, dann vereinfachen sich die Gleichungen 14 und 15 folgendermaßen:
Die pumpinduzierten Populationsinversionsfluktuationen (Gleichung 17) werden zuerst analysiert. Wenn I_s ^ss = 1 mW und I_p ^ss = 1 W und wenn angenommen wird, daß I_p ^m/l_p ^ss = 10^–6/√Hz (120 dB/√Hz elektronischer SNR), dann ist bei Frequenzen weitgehend unter 4,3 kHz |N₂(f_p)|/N₂ ^ss = 9 × 10^–10√Hz^–1. Um diese Zahl in eine Phasenmodulation umzuwandeln, kann die Tatsache, daß 10 mW Pumpleistung, die in einer erbiumdotierten Faser absorbiert wird, annähernd 7 rad Phasenverschiebung bei 1550 nm induziert, genutzt werden. (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, Vol. 3, Nr. 1, Januar 1997, S. 44–64) Unter Verwendung von Simulationen erbringen 10 mW absorbierte Pumpleistung in einer normalen erbiumdotierten Faser annähernd 6 dB Kleinsignalverstärkung bei 1550 nm, was nahe der Verstärkung ist, die von jedem Verstärker in einer Anordnung mit verteilten EDFAs gefordert 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 Π: 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, oben zitiert) Daher liefert jeder Verstärker annähernd 7 rad Gleichspannungsphasenverschiebung. Da die nichtlineare Phasenverschiebung proportional zur oberen Zustandspopulation N₂ ist, kann sie folgendermaßen beschrieben werden: ΔN₂/N₂ ^ss = ΔΦ/Φ^ss. Unter Verwendung dieser Beziehung und von Gleichung 17 wiederum für I_s ^ss = 1 mW, I_p ^ss = 1 W, I_p ^m/I_p ^ss = 10^–6/√Hz und f_s << 4,3 kHz, ist das Niedrigfrequenzphasenrauschen, das von jedem EDFA induziert wird: (7 rad) × (9 × 10^–10)√Hz^–1 = 6,3 × 10^–9 rad/√Hz. Wenn angenommen wird, daß insgesamt 500 solche Verstärker vorhanden sind und daß die Phasenmodulationen von allen 500 Verstärkern sich kohärent addieren, kann die gesamte pumprauschinduzierte Phasenverschiebung auf 3,2 μrad/√Hz geschätzt werden. Das Soll-Phasengrundrauschen wird normalerweise auf 1 μrad/√Hz gesetzt, was anzeigt, daß das nichtlineare Phasenrauschen, das von den EDFAs induziert wird, infolge der Pumpleistungsschwankungen nahe an dem erforderlichen Phasengrundrauschen liegt, aber nicht deutlich größer ist als dieses. In der Praxis addieren sich die Phasenmodulationen der Verstärker nicht kohärent, was die Zahl von 3,2 μrad/√Hz reduzieren wird.
Berechnungen der induzierten Phasenverschiebung infolge von Signalleistungsschwankungen sind komplizierter, da die Signalleistung nicht nur Intensitätsrauschen hat, sondern auch mittels des Multiplexschemas moduliert ist. Wir betrachten wiederum den TDM-Fall im allgemeinen, während ein gegebener Impuls einen bestimmten EDFA durchläuft, dabei kann, muß aber nicht, ein gegenläufiger Impuls vorhanden sein, der diesen EDFA zur gleichen Zeit durchläuft. Wenn man den schlimmsten Fall annimmt, in dem immer ein gegenläufiger Impuls vorhanden ist, dann ist I_s ^m das Doppelte des Intensitätsrauschens jedes einzelnen Impulses. Für die Verstärker ist I_s ^m normalerweise das 1,5- bis 2fache des Intensitätsrauschens jedes einzelnen Impulses. Wenn man annimmt, daß das Signallicht bei akustischen Frequenzen (das heißt I_s ^m/I_s ^ss = 10^–6√Hz) einen elektronischen SNR von 120 dB/√Hz hat, und wenn man diese Zahl in die Gleichung 18 zusammen mit I_p ^ss = 1 W und I_s ^m = 2 mW einsetzt, kann berechnet werden, daß |N₂(f_s)|/N₂ ^ss bei Frequenzen, die viel kleiner sind als 4,3 kHz, annähernd 2,4 × 10^–9√Hz^–1 ist und daß das Phasenrauschen, das durch Signalintensitätsrauschen in jedem EDFA induziert wird, somit 1,68 × 10^–8 rad/√Hz ist. Wenn wir wiederum annehmen, daß 500 Verstärker und kohärente Addition aller EDFA-induzierten Phasenmodulation vorliegen, ist das gesamte EDFA-induzierte Phasenrauschen in jedem Impuls 8,4 μrad/√Hz, ein Pegel, der wiederum die Leistungsfähigkeit der Sagnac-Sensoranordnung begrenzen könnte. Eine ausführlichere Untersuchung, die das Multiplexierungsschema und die genaue Zeitsteuerung der Sensoranordnung berücksichtigt, wird jedoch für eine genauere Berechnung benötigt.
MULTIPLEXIERUNGSSCHEMEN IN EINER SAGNAC-SENSORANORDNUNG
ZEIT-MULTIPLEX
Es ist bisher angenommen worden, daß die Sagnac-Sensoranordnung in einer TDM-Konfiguration betrieben wird. Man beachte, daß in der Sagnac-Sensoranordnung die Quellenanforderungen für ein solches TDM-System nicht so hoch sind wie die in einer Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung in einer TDM-Konfiguration. Der Grund dafür ist die Verwendung der Breitbandquelle in der Sagnac-Sensoranordnung. In der Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung ist das Licht von benachbarten Sprossen infolge der Quelle mit schmaler Linienbreite kohärent, und somit sind extrem hohe Extinktionsverhältnisse am Eingangsimpuls erforderlich, um kohärente Mehrwegeinterferenz zu verhindern. Diese hohen Anforderungen an das Extinktionsverhältnis werden erreicht, indem mehrere Modulatoren in Serie angeordnet werden, was zu einer komplizierten, verlustreichen und teuren Quelle führt. In der Sagnac-Sensoranordnung muß das erforderliche Extinktionsverhältnis nicht so hoch sein, da die Breitbandquelle jede Möglichkeit einer kohärenten Mehrwegeinterferenz ausschließt. Zusätzlich verhindern die schmalen Linienbreiten, die von der Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnung gefordert werden, die Verwendung einer gepulsten Laserquelle anstelle einer Dauerstrich-(CW-)Laserquelle, die mittels Lithiumniobatintensitätsmodulatoren extern moduliert wird. In der Sagnac-Sensoranordnung könnte entweder eine Dauerstrich-ASE-Quelle, die extern moduliert ist, eine gepulste ASE-Quelle oder eine bestimmte Kombination daraus verwendet werden, um die Quelle aufzubauen. Wie bereits erwähnt, ist der Grund dafür darin zu sehen, daß die Sagnac-Sensoranordnung keine Quelle mit schmaler Linienbreite erfordert. Obwohl die Sagnac-Sensoranordnung keine Quelle mit schmaler Linienbreite erfordert, ist zu beachten, daß die Sagnac-Sensoranordnung mit einer Quelle mit schmaler Linienbreite, zum Beispiel einem Laser, verwendet werden kann.
FREQUENZMULTIPLEXBETRIEB
Die Verwendung der Breitbandquelle ermöglicht auch, daß die Sagnac-Sensoranordnung in Nicht-TDM-Konfigurationen arbeitet, ohne den Aufbau zu ändern oder zusätzliche Quellen zu erfordern. Frequenzmultiplexbetrieb (FDM) wird normalerweise mit Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnungen unter Verwendung des phasenerzeugten Träger-(PGC-)Schemas verwendet, ist jedoch auch mit der Sagnac-Sensoranordnung kompatibel. 14 zeigt eine grundlegende Sagnac-Sensoranordnung 400, die ein FDM-Schema verwendet. Eine Faser-Superfluoreszensquelle (SFS) 402 (oder eine andere Breitbandquelle zum Beispiel eine LED) erzeugt Eingangslicht. Eine Chirp-Intensitätsmodulation wird auf das Eingangslicht mittels eines Intensitätsmodulators 404 angewendet, der von einem Chirp-Frequenzgenerator 406 gesteuert wird. Das modulierte Licht tritt über einen 3 × 3-Koppler 412 in eine Sensoranordnung 410 ein. Das Licht durchläuft eine Verzögerungsschleife 414 und mehrere Erfassungssprossen 416(i) mit jeweiligen Sensoren 418(i). Leere Sprossen (nicht dargestellt) können bei Bedarf auch vorhanden sein. Nach dem Durchlaufen der Verzögerungsschleife 414 und der Sprossen 416(i) tritt das Licht über den Koppler 412 aus der Sensoranordnung 410 aus und wird von einem Detektor 420 detektiert, der ein elektrisches Ausgangssignal erzeugt, das auf das detektierte Licht anspricht. Das elektrische Ausgangssignal vom Detektor 420 wird in einem Mischer 422 mit der gleichen Chirp-Frequenz gemischt, die von einer Verzögerungseinrichtung 424 zeitverzögert worden ist, die die Chirp-Frequenz um eine Zeit Δt verzögert. In dem in 14 dargestellten Aufbau wird das Ausgangssignal des Mischers 422 an eine Spektrumanalyseeinrichtung 426 angelegt. In einer Betriebsausführungsform wird das Ausgangssignal des Mischers 422 an ein Signalverarbeitungsuntersystem (nicht dargestellt) angelegt, das das Ausgangssignal des Mischers 422 analysiert, um die akustischen Signale wiederzugeben, die an der Sensoranordnung 410 eintreffen.
Die Signale, die von den Sensoren 418(i) in den verschiedenen Sprossen 416(i) zurückkehren, werden weiter in bezug auf die verringerte Chirp-Frequenz verzögert. Dies ist in einem Diagramm in 15 dargestellt anhand der ursprünglichen Chirp-Frequenz 450, der verzögerten Chirp-Frequenz 452 von der Verzögerungseinrichtung 424, des Chirp-Rückführungssignals 460 von der ersten Sprosse, des Chirp-Rückführungssignals 462 von der zweiten Sprosse und des Chirp-Rückführungssignals 464 von der dritten Sprosse. Im Mischer 422 entstehen getrennte Überlagerungsfrequenzen f_b1 470, f_b2 472 beziehungsweise f_b3 474 (in 14 dargestellt) zwischen der sich mischenden Chirp-Frequenz 452 und jedem der Signale, die von 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, S. 209–211) Obwohl nur drei Chirp-Rückführungssignale 460, 462, 464 in 15 dargestellt sind, läßt sich denken, daß bis zu N Rückführungssignale vorhanden sein können, wobei N die Anzahl der Sprossen in der Anordnung 410 ist. Die Chirp-Rückführungssignale von der N-ten Sprosse bewirken eine Überlagerungsfrequenz f_bN im Mischer 422.
Wie in einer bildlichen Darstellung eines spektralen Ausgangssignals in 14 dargestellt, 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 den Sensoranordnungstakt stark gegenüber denjenigen gelockert sind, die in einem TDM-System erforderlich sind. Ein TDM-System erfordert eine spezifische Laufzeitverzögerung zwischen benachbarten Sprossen, um zu verhindern, daß sich Impulse überlappen, und dies kann ein schwieriges technisches Problem sein. Bei FDM verschieben Änderungen der Faserlängen die Überlagerungsfrequenzen, bewirken jedoch keine Überlappung zwischen Signalen, solange diese Überlagerungsfrequenzen durch das zweifache des akustischen Detektionsbereichs getrennt sind. Das letztere erfolgt durch Wählen der richtigen Chirp-Rate. Anders als in einem TDM-System senden alle Wege zu allen Zeiten Licht zurück, was zu einem Phasenrauschen zwischen den verschiedenen inkohärenten Signalen führen kann. Die Breitband-ASE-Lichtquelle minimiert die Stärke dieses Phasenrauschens. (Siehe beispielsweise Moslehi, Analysis of Optical Phase Noise in Fiber-Optic Systems Employing a Laser Source with Arbitrary Coherence Time, Journal of Lightwave Technology, Vol. LT-4, Nr. 9, September 1986, S. 1334–1351).
CODEMULTIPLEXBETRIEB
Der Codemultiplexbetrieb (CDM) hat wegen seiner Verwendung bei Sensoranordnungen in letzter Zeit eine verstärkte Aufmerksamkeit auf sich gezogen. (Siehe beispielsweise A. D. Kersey et al., Codedivision Multiplexed Interferometric Array With Phase Noise Reduction And Low Crosstalk, OFS '92 Conference Proceedings, S. 266–269; und H. S. Al-Raweshidy et al., Spread spectrum technique for passive multiplexing of interferometric optical fibre sensors, SPIE, Vol. 1314 Fibre Optics '90, S. 342–347) Wie bei einer Sagnac-Sensoranordnung 600 in 16 dargestellt, wird bei CDM das Eingangslicht von einer Faser-Superfluoreszensquelle 602 (oder einer anderen Breitbandquelle, zum Beispiel einer LED) in einem Intensitätsmodulator 604 entsprechend einem Pseudozufallscode moduliert, der von einem Codegenerator 606 erzeugt wird. Das modulierte Licht wird über einen 3 × 3-Koppler 610 an eine Interferometerschleife 608 angelegt und durchläuft eine Verzögerungsschleife 614 und eine Vielzahl von Sprossen 616(i) in einer Anordnung 612. In der dargestellten Ausführungsform weist jede Sprosse 616(i) einen jeweiligen Sensor 618(i) auf. Leere Sprossen (nicht dargestellt) können bei Bedarf auch vorhanden sein. 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 an einen Korrelator 622 zusammen mit dem Ausgangssignal des Codegenerators 606 angelegt, der für eine Dauer τ_cor von einer Verzögerungseinrichtung 624 verzögert wird. Die Bit-Dauer des Pseudozufallscodes ist kürzer als die Laufzeitverzögerung zwischen benachbarten Sprossen in der Anordnung 612. Wenn τ_cor gleich einer der Schleifenlaufzeiten τ_i durch eine jeweiligen Sprosse 616(i) ist, dann wird das Signal, das von diesem Sensor in der Sprosse 616(i) zurückkehrt, mit dem verzögerten Pseudozufallscode korreliert. Die anderen Signale werden mit null korreliert. Der Korrelationsprozeß schließt beispielsweise eine Multiplikation des detektierten Signals mit 1 oder –1 (oder eine logische Verknüpfung des Signals in einem elektronischen Gatter 630 mit den nichtinvertierenden und invertierenden Eingängen eines Differenzverstärkers 632) in Abhängigkeit davon ein, ob der Korrelationscode ein- oder ausgeschaltet ist. Das Ausgangssignal des Differenzverstärkers in einer Leitung 634 ist das korrelierte Ausgangssignal. Das Signal wird dann über eine Periode t_avg, die der Dauer des Codes entspricht, zeitlich gemittelt. Die unkorrelierten Signale werden auf null zeitgemittelt, wodurch das Signal vom Sensor 618(i) getrennt wird. τ_cor wird abgetastet, um die Signale von allen Sensoren sequentiell abzurufen.
Ein Vorteil von CDM gegenüber TDM besteht darin, daß die Verzögerung zwischen Sensoren nicht genau gesteuert werden muß. Jede Schleife verzögert τ_j, wobei |τ_j – τ_j ± 1| > τ_bit akzeptabel ist (wobei τ_bit die Dauer eines Impulses im Code ist). Die Korrelation erfordert die Kenntnis von τ_j, die ohne weiteres gemessen werden können. Wie bei FDM profitiert eine Breitbandquelle von der Reduzierung des Phasenrauschens, das auf die Addition aller Signale miteinander zurückzuführen ist.
Vorstehend wurde ein neuartiger Aufbau für eine Schallsensoranordnung auf der Grundlage des Sagnac-Interferometers beschrieben. Die Hauptvorteile dieses Aufbaus sind die Verwendung von Common-Path-Interferometern. Dies schließt die Umwandlung des Quellphasenrauschens in Intensitätsrauschen aus, das in Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoren vorherrscht, und ermöglicht die Verwendung einer billigen Hochleistungs-ASE-Quelle oder einer anderen Breitbandquelle. Das Frequenzverhalten der Sagnac- Sensoranordnung als eine Funktion der akustischen Frequenz ist so dargestellt, daß es mit dem Ozeangrundrauschen übereinstimmt. Der Aufbau ermöglicht auch, daß der dynamische Bereich dramatisch erhöht wird, ohne daß Hydrophone hinzugefügt werden, indem eine sehr kurze Verzögerungsschleife verwendet wird. Eine Technik zur Beseitigung des polarisationsinduzierten Signalfadings wurde oben beschrieben. Die Sagnac-Sensoranordnung ermöglicht auch die Verwendung von verschiedenen Multiplexschemen in einer einfacheren Form als sie mit einer Standard-Mach-Zehnder-Anordnung erreichbar ist. Wegen dieser Merkmale stellt der Aufbau der Sagnac-Sensoranordnung eine sehr vielversprechende Alternative gegenüber Mach-Zehnder-Interferometer-Sensoranordnungen dar.
GEKNICKTE SAGNAC-SENSORANORDNUNG
17–20 stellen alternative Ausführungsformen einer verteilten Schallsensoranordnung dar, die auf dem Sagnac-Effekt beruht und eine Architektur hat, die so modifiziert ist, daß die verteilte Aufnahme von den Zuführungsfasern reduziert wird. Insbesondere stellt 17 eine grundlegende geknickte Sagnac-Schallfasersensoranordnung 700 dar, die eine Quelle 702, einen ersten Detektor 704 und einen zweiten Detektor 706 umfaßt. Vorzugsweise befinden sich die Quelle 702, der erste Detektor 704 und der zweite Detektor 706 im trockenen Ende der Sensoranordnung 700 (zum Beispiel an der Küste oder an Bord eines Schiffes).
Die Quelle 702 erzeugt Lichtimpulse, die über eine Zuführungsfaser 708 in einen 3 × 3-Koppler 710 eingekoppelt werden. Wie dargestellt, befindet sich der 3 × 3-Koppler im nassen Ende (zum Beispiel nahe des Ozeangrundes). Der 3 × 3-Koppler 710 hat einen ersten Ausgangsanschluß, der mit einem Ende einer gemeinsamen Fasersprosse (Sprosse 0) 712 gekoppelt ist, hat einen zweiten Ausgangsanschluß, der mit einer Eingangs/Ausgangs-Sensoranordnungsfaser 714 einer Anordnung 716 gekoppelt ist, und hat einen dritten Ausgangsanschluß, der nichtreflektierend abgeschlossen ist. Annähernd 33% des Lichts von der Quelle 702 wird in jeden, nämlich den ersten und den zweiten Anschluß des 3 × 3-Kopplers, eingekoppelt, und somit läuft annähernd 33% des Lichts zur gemeinsamen Fasersprosse 712, und annähernd 33% des Lichts läuft zur Anordnung 716. Obwohl, wie oben beschrieben, hier ein 3 × 3-Koppler 710 beschrieben ist, können andere n × m-Koppler (zum Beispiel ein 2 × 2-Koppler, ein 4 × 4-Koppler und so weiter) mit der Ausführungsform in 17 und den alternativen Ausführungsformen der vorliegenden Erfindung, die nachstehend beschrieben werden, verwendet werden.
Die Anordnung 716 umfaßt eine Vielzahl von Sprossen 718(i) (das heißt 718(1), 718(2) ... 718(N)), die zwischen die erste Eingangs/Ausgangsfaser 714 der Anordnung und eine zweite Eingangs/Ausgangsfaser 720 der Anordnung gekoppelt sind. Jede Sprosse 718(i) weist einen jeweiligen Schallsensor (das heißt Hydrophon) 722(i) auf. Die Anordnung 716 weist vorteilhafterweise verteilte erbiumdotierte Faserverstärker (EDFAs) 724 auf, wie oben in Verbindung mit 3 beschrieben. (Die Pumpquelle für die EDFAs 724 ist nicht in 17 dargestellt.) Weitere Anordnungskonfigurationen können auch vorteilhaft verwendet werden.
Die zweite Eingangs/Ausgangsfaser 720 der Anordnung koppelt die Anordnung 716 mit dem ersten Anschluß eines 2 × 2-Kopplers 730. Ein zweites Ende der gemeinsamen Sprosse (Sprosse 0) 712 ist mit einem zweiten Anschluß des 2 × 2-Kopplers 730 gekoppelt. Obwohl hier als Anordnung 716 mit mehreren Sensoren 722(i) beschrieben, ist verständlich, daß die vorliegende Erfindung Anwendungsmöglichkeiten für ein Sensorsystem mit nur einem Sensor 722 hat.
Ein dritter Anschluß des 2 × 2-Kopplers 730 ist nichtreflektierend mit einem Abschluß 732 abgeschlossen. Ein vierter Anschluß des 2 × 2-Kopplers 730 ist mit einer Verzögerungsschleifenzuführungsfaser 740 gekoppelt. Die Verzögerungsschleifenzuführungsfaser 740 koppelt den vierten Anschluß des 2 × 2-Kopplers mit dem ersten Ende einer Verzögerungsschleife 750. Die Verzögerungsschleife 750 kann sich entweder im trockenen Ende, wie dargestellt, oder im nassen Ende befinden. Ein zweites Ende der Verzögerungsschleife 750 ist mit einem Reflektor 752 gekoppelt, so daß Licht, das das zweite Ende der Verzögerungsschleife 750 verläßt, wieder in die Verzögerungsschleife 750 reflektiert wird, die Verzögerungsschleife 750 durchläuft und 740 zurück zum vierten Anschluß des 2 × 2-Kopplers 730 die Verzögerungsschleifenzuführungsfaser durchläuft. Das Licht, das von der Schleifenzuführungsfaser 740 zurückkehrt, wird vom 2 × 2-Koppler 730 geteilt, wobei im wesentlichen gleichen Teile sich in der gemeinsamen Sprosse 712 und in der Anordnung 716 ausbreiten, wobei beide Teile sich in Richtung des 3 × 3-Kopplers 710 ausbreiten. Die Teile werden im 3 × 3-Koppler 710 kombiniert, wo Lichtimpulse, die die gleiche Strecke durch die Anordnung 716 und durch die gemeinsame Sprosse 712 zurückgelegt haben, interferieren, und Lichtimpulse, die verschiedene Strecken zurückgelegt haben, nicht interferieren. Die Signale, die durch die Interferenz entstehen, werden vom 3 × 3-Koppler 710 als erste und zweite Ausgangssignale ausgegeben, die sich zum ersten Detektor 704 über eine erste Detektorzuführungsfaser 770 ausbreiten beziehungsweise zum zweiten Detektor 706 über eine zweite Detektorzuführungsfaser 772 ausbreiten. Die Detektoren 704, 706 erzeugen elektrische Ausgangssignale, die von der Elektronik (nicht dargestellt) auf eine herkömmliche Weise analysiert werden, um die akustischen Signale, die an den Sensoren 722(i) eintreffen, wiederzugeben. Wie oben beschrieben, kehren die Signale, die im 3 × 3-Koppler 710 interferieren, von jedem Sensor 722(i) zu verschiedenen Zeiten zurück und können daher durch Zeitmultiplexbetrieb, Frequenzmultiplexbetrieb, Codemultiplexbetrieb und und dergleichen getrennt werden, wie oben beschrieben. Die nicht interferierenden Signale erzeugen keine detektierbaren Ausgangssignale und werden ignoriert.
Die Ausführungsform in 17 kann ferner dadurch modifiziert werden, daß ein Depolarisator (nicht dargestellt) in eines der Fasersegmente 712, 714 oder 720 in Verbindung mit einer nichtpolarisierten Quelle eingefügt wird, wie oben in Verbindung mit dem Sagnac-Interferometer beschrieben. Solche Ausführungsformen werden nachstehend in Verbindung mit 23A, 23B und 23C beschrieben.
Das Licht in einem einzelnen Impuls von der Quelle 702 wird nachstehend durch die Sensoranordnung 700 verfolgt. Ein Quellenimpuls von der Quelle 702 wird eingekoppelt und läuft entlang der Quellenzuführungsleitung 708 und durch den 3 × 3-Koppler 710 zu der gemeinsamen Sprosse 712 und zur Anordnung 716. Zusammengenommen weisen die gemeinsame Sprosse 712 und die N Sprossen 718(i) in der Anordnung 716 N + 1 getrennte Wege auf auf denen die Quellenimpulse zum 2 × 2-Koppler 730 laufen. Da es N + 1 getrennte Wege für die Quellenimpulse gibt, auf denen sie laufen können, wird der Quellenimpuls in N + 1 getrennte Impulse geteilt, die den 2 × 2-Koppler 730 durchlaufen und entlang der Verzögerungsschleifenzuführungsleitung 740 zur Verzögerungsschleife 750 laufen. Nach Durchlaufen der Verzögerungsschleife 750 werden die N + 1 Impulse vom Reflektor 752 reflektiert und laufen dann zurück durch die Verzögerungsschleife 750, entlang der Verzögerungsschleifenzuführungsleitung 740 zum 2 × 2-Koppler 730 im nassen Ende, immer noch als N + 1 getrennte Impulse. Jeder der N + 1 Impulse wird wiederum in der gemeinsamen Sprosse 712 und den N Sprossen 718(i) in N + 1 Impulse getrennt. Nach dem erneuten Durchlaufen der gemeinsamen Sprosse 712 und der Sprossen 718(i) werden die (N + 1)² Impulse im 3 × 3-Koppler 710 kombiniert und kehren dann entlang der Detektorzuführungsleitungen 770, 772 zurück zum trockenen Ende, wo die Impulse von dem ersten und dem zweiten Detektor 704, 706 detektiert und analysiert werden.
Da es (N + 1)² mögliche getrennte Kombinationen von Wegen von der Quelle 702 zum Reflektor 752 und zurück zu den Detektoren 704, 706 gibt, gibt es (N + 1)² zurückgekehrte Impulse. Die einzigen Impulse, die in einer nützlichen Weise interferieren, sind Paare von Impulsen, die die gleiche genaue Weglänge durchlaufen, aber in entgegengesetzter Reihenfolge. Zum Zwecke der nachstehenden Beschreibung ist ein Impuls durch zwei Zahlen gekennzeichnet, wobei die erste Zahl den Weg bezeichnet, den der Impums von der Quelle 702 zum Reflektor 752 nimmt, und die zweite Zahl den Weg bezeichnet, den der Impuls vom Reflektor 752 zurück zu den Detektoren 704, 706 nimmt. Beispielsweise läuft der Impuls 0,1 durch 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 läuft zuerst durch die Sprosse 718(1), dann durch die Verzögerungsschleife 750, zum Reflektor 752, zurück durch die Verzögerungsschleife 750 und dann durch die gemeinsame Sprosse (Sprosse 0) 712. Da die Strecke, die der Impuls 0,1 zurücklegt, mit der Strecke identisch ist, die der Impuls 1,0 zurücklegt, interferieren der Impuls 0,1 und der Impuls 1,0, wenn sie im 3 × 3-Koppler 710 kombiniert werden, und definieren dadurch ein Common-Path-Interferometer (das heißt ein geknicktes Sagnac-Interferometer), so wie die oben beschriebenen Sagnac-Interferometer. Akustische Erfassung ist auf das Hydrophon 722(1) zurückzuführen, das sich in der Sprosse 1 befindet und das auf die akustische Modulation anspricht. Die interferierenden Impulse 0,1 und 1,0 treffen auf das Hydrophon 722(1) zu verschiedenen Zeiten, und nehmen somit eine Phasendifferenz infolge der zeitlich variierenden akustischen Modulation des Hydrophons 722(1) auf. Im 3 × 3-Koppler 710 wird diese Phasendifferenz in eine Intensitätsmodulation umgewandelt, die entlang der Detektorzuführungsleitungen 770, 772 zu den Detektoren 704, 706 übertragen wird. Der gleiche Effekt tritt bei den Impulsen 0,2 und 2,0, bei den Impulsen 0,3 und 3,0 und so weiter auf.
Da das geknickte Sagnac-Interferometer ein Common-Path-Interferometer ist, kann die Quelle 702 eine Kurzkohärenzlänge haben, was bedeutet, daß die Interferenz nur zwischen Impulsen auftritt, die nahezu identische Wege durchlaufen haben. Deshalb interferiert der Impuls i,j nur mit dem Impuls j,i. Wie oben ausgeführt, gibt es N Interferometer von Interesse (Impuls 0,i interferiert mit Impuls i,0 bei i = 1 bis N). Es gibt außerdem die vielen anderen Interferometer, die keine gemeinsame Sprosse (Sprosse 0) 712 aufweisen (zum Beispiel interferiert der Impuls 1,2 mit dem Impuls 2,1, der Impuls 1,3 mit dem Impuls 3,1 und so weiter). Solche interferierenden Impulse führen den Nutzimpulse Rauschen zu und werden hier als Rauschimpulse bezeichnet. Diese Rauschimpulse transportieren zwei Typen von Rauschen. Wie bei allen Impulsen transportieren sie zusätzliches Schrotrauschen, ASE-Signal-Überlagerungsrauschen (in einer verstärkten Anordnung), Phasenrauschen und so weiter, die das detektierte Rauschen erhöhen. Die Rauschimpulse, die ein unerwünschtes Interferometer bilden (Impuls 1,2 interferiert mit Impuls 2,1 und so weiter) transportieren auch Intensitätsmodulation, die durch die interferometrische Erfassung von Schallwellen bedingt ist. Diese Intensitätsmodulation ist ein unerwünschtes Signal und kann als Rauschquelle angesehen werden. Es ist wichtig zu bemerken, daß diese unerwünschten Interferometer ihre Interferenzpunktkoppler 280(1) bis 280(N) haben, wo die Sprossen 218(1) bis 218(N) mit der ersten Eingangs/Ausgangsfaser 714 der Anordnung 716 gekoppelt sind, wogegen die Signalimpulse im 3 × 3-Koppler 710 interferieren. Da die Rauschimpulse interferieren, bevor sie den 3 × 3-Koppler 710 erreichen, wird die Intensitätsmodulation der Rauschimpulse an beide Detekoren 704 und 706 symmetrisch übergeben. Die Signalimpulse, die im 3 × 3-Koppler 710 interferieren, erzeugen jedoch eine asymmetrische Intensitätsmodulation. Deshalb führt durch Differenzverstärkung der Ströme von den Detektoren 704, 706 die Intensitätsmodulation der Signalimpulse zur Addition und die Intensitätsmodulation der Rauschimpulse zur Subtraktion, wodurch der Rauschbeitrag der unerwünschten Interferometer reduziert wird.
Um das gesamte Rauschen, das durch diese Impulse hinzugefügt wird, vollständig zu beseitigen, können die Impulse von Interesse von den Rauschimpulsen unter Verwendung eines Zeitmultiplexschemas und durch richtige Wahl der Verzögerungslängen getrennt werden. Insbesondere wird die optische Weglänge vom 3 × 3-Koppler 710 über die gemeinsame Sprosse 712 bis zu dem 2 × 2-Koppler 730 so gewählt, daß sie einer Laufzeit r entspricht. Die optische Weglänge eines Faserabschnitts vom 3 × 3-Koppler bis zum Koppler 780(1) über die erste Sprosse 718(1) zu einem entsprechenden Koppler 790(1) und zum 2 × 2-Koppler 730 wird so gewählt, daß sie (N + 1)τ ist. Ein Abschnitt der optischen Weglänge ist ein gemeinsamer Weg vom 3 × 3-Koppler 710 bis zum Koppler 780(1) und vom Koppler 790(1) bis zum 2 × 2-Koppler 730, und ein Abschnitt der optischen Weglänge führt durch die Sprosse 718(1). Die optischen Weglängen durch jede der Sprossen 718(i) werden vorzugsweise so gewählt, daß sie annähernd gleich sind. Die Gesamtlänge des optischen Wegs vom Koppler 780(1) zum Koppler 780(2) und der optische Weg von einem Koppler 790(2) zum Koppler 790(1) wird so gewählt, daß er τ ist, so daß die gesamte optische Weglänge vom 3 × 3-Koppler 710 bis zum 2 × 2-Koppler 730 über die zweite Sprosse 718(2) um τ länger ist als die gesamte optische Weglänge vom 3 × 3-Koppler 710 bis zum 2 × 2-Koppler 730 über die erste Sprosse 718(1) (das heißt die gesamte optische Weglänge zwischen den beiden Kopplern 710, 730 über die zweite Sprosse 718(2) ist (N + 2)τ). Die gesamte zusätzliche optische Weglänge für jede aufeinanderfolgende Sprosse wird so gewählt, daß sie r ist. Die Laufzeit des Lichts vom 3 × 3-Koppler 710 über eine Sprosse 718(i) bis zum 2 × 2-Koppler 730 ist also definiert als die Laufzeitverzögerung T_i der Sprosse 718(i). Entsprechend der vorstehenden Beschreibung ist T_i durch die optischen Weglängen über die Sprossen bestimmt wie folgt: Ti = τ i = 0 (bei der gemeinsamen Sprosse 712) Ti = (N + i)τ 1 ≤ i ≤ N (bei jeder der Erfassungssprossen 718(1), 718(2) und so weiter)
Daraus kann man erkennen, daß die optische Weglänge über die am weitesten entfernte Sprosse N folgende ist: (N + N)τ oder 2Nτ.
Die Dauer jedes Impulses wird so gewählt, daß er nicht größer als τ ist. Somit ist, wie in 18 dargestellt, der erste Impuls 800, der zum 3 × 3-Koppler 710 zurückkehrt, der Impuls, der durch die gemeinsame Sprosse 712 (das heißt Sprosse 0) von der Quelle 702 bis zum Reflektor 752 und zurück zu den Detektoren 704, 706 läuft. Dieser Impuls hat eine Gesamtlaufzeit von 2τ. (Beim Vergleich der Laufzeiten wird die Laufzeit jedes Impulses zum Reflektor 752 durch die Verzögerungsschleife 750 und zurück ignoriert, da die Laufzeit allen Impulsen gemeinsam ist und einfach als Verschiebung (nicht dargestellt) im Zeitdiagramm in 18 wirkt.) Die nächste Gruppe 810 von Impulsen, die zu den Detektoren 704, 706 zurückkehren, sind Impulse, die die gemeinsame Sprosse 712 in einer Richtung durchlaufen und eine Erfassungssprosse 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 Laufzeiten von 2τ + Nτ, 3τ + Nτ; 4τ + Nτ bis (N + 1)τ + Nτ. Somit werden alle Nutzimpulse zwischen einer Zeit (N + 2)τ und einer Zeit (2N + 2)τ (einschließlich der Dauer r des letzten empfangenen Impulses) empfangen. Im Gegensatz dazu werden die interferierenden Impulse, die eine Erfassungssprosse 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 ... und so weiter) als eine Gruppe von Impulsen 820 zwischen einer Zeit 2(N + 2)τ und einer Zeit (4N + 1)τ empfangen. Die Signalimpulse werden also von den Rauschimpulsen getrennt.
Beispielsweise ist in 18 die Anzahl der zurückgekehrten Impulse als Funktion der Zeit für N = 50 dargestellt. Wie dargestellt, wird ein einzelner Impuls zu einer Zeit 2τ empfangen. Danach werden während des Intervalls 3τ bis 52τ keine Impulse empfangen. Dann werden von 52τ bis 102τ zwei Impulse während jedes Zeitintervalls empfangen. Die Rauschimpulse kehren dann von einer Zeit 102τ bis zu einer Zeit 201τ zurück. Auf diese Weise werden die Signalimpulse zeitlich von den Rauschimpulsen getrennt, wobei verhindert wird, daß die Rauschimpulse den Signalimpulsen Rauschen hinzufügen. Die Elektronik (nicht dargestellt) kann ohne weiteres so synchronisiert werden, daß lediglich diejenigen Impulse Beachtung finden, die zwischen der Zeit 52τ und der Zeit 102τ empfangen werden.
Man beachte, daß die Quelle 702 so aktiviert werden kann, daß sie den nächsten Impuls in einem Zeitintervall von 150τ relativ zum vorherigen Impuls aussendet, da das Intervall 0τ bis 50τ als Antwort auf den nächsten Impuls das Intervall von Rauschimpulsen 150τ bis 200τ überlappen kann, die als Antwort auf den vorherigen Quellenimpuls zurückkehren. Somit kann die Ankuft einer nächsten Gruppe 830 von Nutzimpulsen zu einer Zeit 201τ beginnen. Deshalb hat die Ausführungsform in 17 und 18 ein Gesamttastverhältnis von etwa 1:3 für die Nutzsignalinformation.
Der Vorteil des geknickten Sagnac-Schallfasersensors 700 gegenüber der Sagnac-Schleife, die in den vorherigen Figuren dargestellt ist, besteht darin, daß die Verzögerungsfaser 750 gegen Modulation unempfindlich ist. Da die Zuführungsleitungen häufig sehr lang sind und großen Bewegungen und Schwingungen ausgesetzt sind, ist eine verteilte Zuführungsleitungsaufnahme eine potentiell ernste Begrenzung für einen akustischen Sagnac-Fasersensor. Im geknickten Sagnac-Schallfasersensor 700 sind die Quelle 702 und die Detektorzuführungsleitungen 770, 772 unempfindlich, da sie sich außerhalb des Interferometers befinden. Die Verzögerungsschleifenzuführungsleitung 740 ist unempfindlich, da alle interferierenden Impulse, die diese gleiche Faser durchlaufen, um kleine Laufzeitverzögerungen (annähernd 1 Mikrosekunde) getrennt sind und somit die gleichen Störungen erfahren. Jede Modulation mit niedriger Frequenz (viel kleiner als annähernd 1 MHz) in der Verzögerungsschleifenzuführungsleitung und der Verzögerungsschleife selbst wirkt sich im wesentlichen bei beiden interferierenden Impulsen gleich aus und trägt somit nicht zu einer Phasendifferenz bei. Der Anordnungsabschnitt 716 und die gemeinsame Sprosse 7l2 umfassen die einzigen empfindlichen Fasern im Interferometer 700.
Wie in 17 gezeigt, können sich die ferngepumpten, verteilten erbiumdotierten Faserverstärker (EDFAs) 724 in der gesamten Anordnung 716 befinden, um Leistung zu regenerieren, wie oben beschrieben.
Der 3 × 3-Koppler 710 wird verwendet, um jeden Sensor 722(i) passiv in den Arbeitszustand nahe der Quadratur zu versetzen und um Quellenrauschsubtraktion zu ermöglichen. Die Rauschsubtraktion ergibt sich aus der Tatsache, daß jeder Detektor 704, 706 in einen entgegengesetzten Kurvenverlauf versetzt wird (wegen der Möglichkeit, die Signale, die den 3 × 3-Koppler 710 verlassen, aufeinander phasenmäßig abzustimmen), was bewirkt, daß die Phasenmodulation die Intensität in jedem Detektor asymmetrisch beeinflußt, während ein Quellenzusatzrauschen die Intensität in jedem Detektor symmetrisch beeinflußt. Dadurch werden durch Differenzverstärkung der Detektorausgangssignale die phasenmodulationsinduzierten Intensitätsänderungen addiert und das Intensitätsrauschen der Quelle wird auf die gleiche Weise subtrahiert, wie die Signale von den unerwünschten Interferometern subtrahiert würden.
Man beachte mit Bezug auf 17 und 18, daß ein ähnlicher Zeitmultiplexeffekt auftreten kann, wenn eine längere optische Weglänge durch die gemeinsame Sprosse 712 und kürzere optische Weglängen durch die Erfassungssprossen 718(i) bereitgestellt werden. Beispielsweise kann die gemeinsame Sprosse 712 vorteilhafterweise so gewählt werden, daß sie eine optische Weglänge von 2Nτ (das heißt T₀ = 2N) haben kann, und die optischen Wege durch die Sprossen können vorteilhafterweise so gewählt werden, daß sie τ, 2τ, 3τ ... Nτ entsprechen. Das Vorstehende kann folgendermaßen zusammengefaßt werden: Ti = 2Nτ i = 0 (für die gemeinsame Sprosse 712) Ti = iτ 1 ≤ i ≤ N (für jede der Erfassungssprossen 718(1), 718(2) und so weiter)
Somit hat das Signal, das zuerst zurückkehrt, eine optische Laufzeit (wobei die Laufzeit durch die Verzögerungsschleife 750, die allen Signalen gemeinsam ist, wiederum subtrahiert wird) von 2τ, was der Zeit entspricht, die erforderlich ist, um die erste Sprosse 718(1) in beiden Richtungen zu durchlaufen. Die längste Laufzeitverzögerung jedes Signals, das eine der Erfassungssprossen 718(i) in beiden Richtungen durchläuft, ist 2N für einen Signalimpuls, der in beiden Richtungen die am weitesten entfernte Erfassungssprosse 718(N) durchläuft. Das Nutzsignal, das zuerst zurückkehrt, ist ein Signal, das sich aus der Interferenz eines Signals, das über die gemeinsame Sprosse 712 zum Reflektor 752 läuft und durch die erste Erfassungssprosse 718(1) zurückkehrt, mit einem Signal ergibt, das über die erste Erfassungssprosse 718(1) zum Reflektor 752 läuft und über die gemeinsame Sprosse 712 zurückkehrt. Das Interferenzsignal trifft zu einer Zeit (2N + 1)τ ein, die später ist als das letzte unerwünschte Signal. Das letzte Nutzsignal trifft zu einer Zeit (2N + N)τ ein (das heißt 3Nτ). Schließlich trifft ein Signal, das durch einen Impuls erzeugt wird, der in der gemeinsamen Sprosse 712 zum Reflektor 752 hin und von ihm weg läuft, zu einer Zeit 4Nτ ein, die sehr wohl von den nutzbaren Interferenzsignalen getrennt ist.
Es ist erwünscht, daß Schallsensoren einen so großen dynamischen Bereich (einen Bereich von detektierbaren akustischen Modulationsamplituden) wie möglich haben. Ohne Demodulationstechniken, zum Beispiel das phasenerzeugte Trägerschema, zu verwenden, ist die kleinste detektierbare Phasenmodulation durch die Rauschleistung der Anordnung festgelegt, und die größte detektierbare Phasenmodulation (annähernd 1 rad) ist durch die nichtlineare Ansprechfunktion eines Interferometers festgelegt. In einem Mach-Zehnder-Sensor ist die Umsetzung der akustischen Modulation in Phasenmodulation eine Funktion lediglich der Ansprechempfindlichkeit des Hydrophons. Somit ergeben diese Grenzen der detektierbaren Phasenmodulation zusammen mit dieser Umsetzung der akustischen Modulation in Phasenmodulation den Bereich der akustischen Modulation, den der Sensor detektieren kann.
In einer geknickten akustischen Sagnac-Fasersensoranordnung ist die Umsetzung der akustischen Modulation in Phasenmodulation eine Funktion sowohl der Ansprechempfindlichkeit jedes der Hydrophone (Sensoren) 722(i) als auch der Länge der Verzögerungsschleife 750. Wenn die Länge der Verzögerungsschleife 750 geändert wird, kann somit der dynamische Bereich der Sensoren 722(i) korrigiert werden, ohne die Hydrophone 722(i) selbst zu modifizieren. Wenn zwei Reflektoren 742(1) und 752(2) verwendet werden, kann außerdem jeder Sensor 718(i) zwei verschiedene Verzögerungsschleifen 750(1) und 750(2) haben, wie in einem Sensor 850 in 19 gezeigt. Dadurch ist es möglich, daß jeder Sensor 722(i) zwei Signale zurücksendet, die verschiedene dynamische Bereiche haben, wie oben mit Bezug auf 7 und 8 beschrieben, wodurch der gesamte dynamische Bereich jedes Sensors 722(i) stark erhöht wird. Der Preis dafür ist eine Verringerung des Tastverhältnisses für jedes einzelne Signal um einen Faktor 1/(Anzahl der Verzögerungsschleifen).
20 stellt einen Sensor 900 dar, der eine Phasennullabgleichsstechnik implementiert, die der Technik gleicht, die bisher in Fasergyroskopen verwendet worden ist. Der Verzögerungsschleifenreflektor 752 von 17 wird im Sensor 900 von 20 nicht verwendet. Vielmehr werden stattdessen Impulse über eine Rückleitung 910 in den bisher unbenutzten Anschluß des 2 × 2-Kopplers 730 zurückgesendet. Ein optischer Isolator 912 wird in die Rückleitung 910 eingefügt, um zu verhindern, daß Licht die Verzögerungsschleife 750 in beiden Richtungen durchläuft. Der Sensor 900 von 20 verhält sich genauso wie der Sensor 700 von 17 mit dem Reflektor 752. Der Sensor 900 erlaubt jedoch die Einfügung eines Phasenmodulators 920 in die Rückleitung 910. Der Phasenmodulator 920 wird so aktiviert, daß jedem Impuls einzeln eine Phasenverschiebung hinzugefügt wird. Durch Zuführung der detektierten Phasenverschiebung in den Phasenmodulator 920 über einen Differenzverstärker 922 werden Phasenänderungen auf null abgeglichen, und die erforderliche angewendete Phasenverschiebung im Phasenmodulator 920 wird zum Signal. Bei diesem Phasennullabgleichsverfahren ist der dynamische Bereich der Anordnung 900 nur durch die höchste Phasenverschiebung begrenzt, die der Phasenmodulator 920 ermöglichen kann.
21 stellt eine weitere alternative Ausführungsform von 19 dar, bei der die beiden Verzögerungsschleifen 750(1) und 750(2) nicht mit der gleichen Verzögerungsschleifenzuführungsleitung verbunden sind. Vielmehr ist das erste Ende der ersten Verzögerungsschleife 750(1) mit einer ersten Verzögerungsschleifenzuführungsleitung 740(1) verbunden, die mit dem vierten Anschluß des 2 × 2-Kopplers 730 wie in 19 verbunden ist. Das zweite Ende der ersten Verzögerungsschleife 750(1) ist mit dem ersten Reflektor 752(1) wie oben gekoppelt. Das erste Ende der zweiten Verzögerungsschleife 750(2) ist mit dem dritten Anschluß des 2 × 2-Kopplers 730 über eine zweite Verzögerungsschleifenzuführungsleitung 740(2) verbunden, und das zweite Ende der zweiten Verzögerungsschleife 750(2) ist mit dem zweiten Reflektor 752(2) gekoppelt. Annähernd die Hälfte des Lichts vom 2 × 2-Koppler 730 wird in jede der Zuführungsleitungen 740(1), 740(2) eingekoppelt. Das Licht in jeder Zuführungsleitung 740(1), 740(2) wird in der jeweiligen Verzögerungsschleife 750(1), 750(2) verzögert und wieder zum 2 × 2-Koppler 730 reflektiert wie oben. Das reflektierte Licht wird in die gemeinsame Sprosse 712 und in die Anordnung 716 eingekoppelt. Die Laufzeitverzögerungen der Verzögerungsschleifen 750(1), 750(2) werden so gewählt, daß keiner der N + 1 Impulse, die vom vierten Anschluß des 2 × 2-Kopplers 730 über die erste Verzögerungsschleife 750(1) laufen, mit irgendeinem der N + 1 Impulse, die vom dritten Anschluß des 2 × 2-Kopplers 730 über die zweite Verzögerungsschleife 750(2) laufen, zeitlich überlappt. Somit ermöglicht die Ausführungsform in 21 eine ähnliche Funktionalität wie die Ausführungsform in 19; aber die Ausführungsform in 21 nutzt das Licht, das aus dem dritten Anschluß des 2 × 2-Kopplers 730 in 19 ausgekoppelt wurde und ungenutzt blieb.
22 stellt eine alternative Ausführungsform eines faseroptischen akustischen Sensorsystems 1000 dar, das eine geknickte Sagnac-Sensoranordnung verwendet. In dem System 1000 ist eine Quelle 1004 mit einem ersten Anschluß eines polarisationserhaltenden 2 × 2-Kopplers 1006 über einen X-Polarisator 1008 gekoppelt. Ein Detektor 1002 ist mit einem zweiten Anschluß des 2 × 2-Kopplers 1006 über einen X-Polarisator 1010 verbunden. Ein zweiter Detektor (nicht dargestellt) kann in die Ausführungsform von 22 vorteilhaft eingefügt sein, wenn Licht aus der Faser, die zur Quelle 1004 führt, eingekoppelt wird. Der X-Polarisator 1008 gibt nur Licht von der Quelle 1004 mit einer ersten Polarisation weiter (zum Beispiel einer X-Polarisator). Somit empfängt der polarisationserhaltende Koppler 1006 Licht mit einer X-Polarisator von der Quelle 1004 und koppelt das Licht über einen dritten Anschluß in eine gemeinsame Sprosse 1020 und über einen vierten Anschluß in eine Sensoranordnung 1022 ein. Die Sensoranordnung 1022 hat eine ähnliche Struktur wie die Sensoranordnung 716 von 17, und demzufolge sind gleiche Elemente gleich bezeichnet.
Man beachte, daß die beiden X-Polarisatoren 1008, 1010 durch einen oder mehrere X-Polarisatoren an alternativen Stellen im System 1000 ersetzt werden können.
Die gemeinsame Sprosse 1020 ist über einen X-Polarisator 1030 mit einem ersten Anschluß eines zweiten polarisationserhaltenden 2 × 2-Kopplers 1032 gekoppelt. Das Licht, das zur Anordnung 1022 läuft, läuft zuerst durch einen Depolarisator 1034 und dann zur ersten Eingangs/Ausgangsfaser 714. Der Depolarisator 1034 koppelt im wesentlichen gleiche Mengen des X-polarisierten Lichts wie das Y-polarisierte Licht in das Y-polarisierte Licht ein. Somit breitet sich annähernd 50% des Lichts in der Anordnung 1022 als X-polarisiertes Licht und annähernd 50% in der Anordnung 1022 als Y-polarisiertes Licht aus.
Nach dem Durchlaufen der Sprossen der Anordnung 1022 läuft das Licht über die zweite Eingangs/Ausgangsfaser 720 und einen Y-Polarisator 1040 zu einem zweiten Anschluß des zweiten Kopplers 1032. Der Y-Polarisator 1040 läßt nur Y-polarisiertes Licht in den zweiten Koppler 1032 eintreten. Der Koppler 1032 kombiniert das Licht aus der Anordnung 1022 und aus der gemeinsamen Sprosse 1020. Annähernd die Hälfte des Lichts, das in den Koppler 1032 eintritt, wird über einen dritten Anschluß des Kopplers 1032 in einen lichtabsorbierenden Abschluß 1042 eingekoppelt, und annähernd die Hälfte des Lichts wird in eine Zuführungsfaser 1050 eingekoppelt, die das Licht zu einem ersten Ende einer Verzögerungsschleife 1052 durchläßt.
Das Licht läuft durch die Verzögerungsschleife 1052 bis zu einem Faraday-Drehspiegel (FRM) 1054. Der Betrieb des Faraday-Drehspiegels 1054 ist bekannt, und auf dessen ausführliche Beschreibung wird hier verzichtet. Wenn Licht in einer Polarisation auf den Faraday-Drehspiegel 1054 fällt, wird es grundsätzlich in der orthogonalen Polarisation reflektiert. Somit wird das X-polarisierte Licht, das die gemeinsame Sprosse 1020 durchläuft, als Y-polarisiertes Licht reflektiert, und das Y-polarisierte Licht, das die Anordnung durchläuft, wird als X-polarisiertes Licht reflektiert.
Das reflektierte Licht läuft zurück durch die Verzögerungsanordnung 1052 und tritt in den vierten Anschluß des Kopplers 1032 ein. Das Licht wird in die gemeinsame Sprosse 1020 und die Anordnung 1022 eingekoppelt. Der X-Polarisator 1030 in der gemeinsamen Sprosse gibt nur das Licht in der X-Polarisation weiter, das sich ursprünglich durch die Anordnung 1022 ausgebreitet hat. Ebenso gibt der Y-Polarisator 1040 in der Anordnung 1022 nur Y-polarisiertes Licht weiter, das sich ursprünglich über die gemeinsame Sprosse 1020 ausgebreitet hat.
Nach Durchlaufen der Anordnung 1022 wird das zurückkehrende Y-polarisierte Licht im Depolarisator 1034 depolarisiert, um sowohl X-polarisiertes Licht als auch Y-polarisiertes Licht zu erzeugen. Das Licht von der gemeinsamen Sprosse 1020 tritt in den dritten Anschluß des Kopplers 1006 ein, und das Licht vom Depolarisator 1034 tritt in den vierten Anschluß des Kopplers 1006 ein. Das Licht wird im Koppler kombiniert, und das X-polarisierte Licht von den beiden Anschlüssen, das die gleiche optische Strecke durchlaufen hat, interferiert und wird in den ersten und zweiten Anschluß eingekoppelt. Der Teil, der in den zweiten Anschluß eingekoppelt wird, läuft durch den X-Polarisator 1010 zum Detektor 1002, wo die interferierenden Signale detektiert werden.
Man beachte, daß nur das Licht, das ursprünglich verschiedene Wege zum und vom Faraday-Drehspiegel 1054 durchlaufen hat, im Koppler 1006 interferiert. Das einzige Licht, das die gemeinsame Sprosse 1020 in der reflektierten Richtung durchlaufen kann, ist X-polarisiertes Licht, das sich ursprünglich in der Anordnung 1022 als Y-polarisiertes Licht ausgebreitet hat. Ebenso ist das einzige Licht, das irgendeine der Sprossen der Anordnung 1022 in der reflektierten Richtung durchläuft, Y-polarisiertes Licht, das sich ursprünglich in der gemeinsamen Sprosse 1020 als X-polarisiertes Licht ausgebreitet hat. Potentiell interferierendes Licht kann die Sprossen nicht in beiden Richtungen durchlaufen, um die Rauschsignale zu erzeugen, die oben in Verbindung mit den oben beschriebenen Ausführungsformen beschrieben sind. Somit kann jeder der Impulse, der in der Anordnung 1022 aus dem reflektierten Impuls erzeugt wird, der ursprünglich die gemeinsame Sprosse 1020 durchlaufen hat, mit nur einem der Impulse interferieren, der ursprünglich in der Anordnung 1022 erzeugt wurde und der die gemeinsame Sprosse 1020 durchläuft, nachdem er reflektiert worden ist. Somit ist es in der Ausführungsform von 22 nicht notwendig, daß zusätzliche Verzögerungseinrichtungen enthalten sind, um die Nutzsignalimpulse von Rauschsignalimpulsen zu trennen.
23A, 23B und 23C stellen weitere alternative Ausführungsformen der vorliegenden Erfindung dar. Eine Sensoranordnung 1100 in den Ausführungsformen von 23A, 23B und 23C ist der Sensoranordnung 700 in der Ausführungsform von 17 ähnlich, und gleiche Elemente sind dementsprechend bezeichnet. Die Ausführungsformen von 23A, 23B und 23C weisen eine nichtpolarisierte Quelle 1102 auf. Der 2 × 2-Koppler 730 von 17 ist durch einen Polarisationsstrahlteiler (PBS) 1104 in 23A, 23B und 23C ersetzt. Der Reflektor 752 in 17 ist durch einen Faraday-Drehspiegel (FRM) 1106 ersetzt, der dem Faraday-Drehspiegel 1054 von 22 gleicht. Der 3 × 3-Koppler 710 in 23A, 23B und 23C muß kein polarisationserhaltender Koppler sein.
Jede der 23A, 23B und 23C weist einen Depolarisator 1110 auf. In 23A befindet sich der Depolarisator an der ersten Eingangs/Ausgangsfaser 714 der Anordnung. In 23B befindet sich der Depolarisator 1110 an der gemeinsamen Sprosse 712. In 23C befindet sich der Depolarisator 1110 an der zweiten Eingangs/Ausgangsfaser 720 der Anordnung.
In der Ausführungsform von 23A tritt Licht von der nichtpolarisierten Quelle 1102 in den 3 × 3-Koppler 710 ein und wird in annähernd gleichen Teilen in die gemeinsame Sprosse 712 und die erste Eingangs/Ausgangsfaser 714 der Anordnung eingekoppelt. Das Licht, das sich in der ersten Eingangs/Ausgangsfaser 714 der Anordnung ausbreitet, durchläuft den Depolarisator 1110, was die Wirkung hat, daß im wesentlichen die Hälfte des Lichts in die Anordnung in einer Polarisation (zum Beispiel in der X-Polarisation) eintritt, um in die orthogonale Polarisation (zum Beispiel die Y-Polarisation) eingekoppelt zu werden, und ebenso wird die Hälfte des Lichts, die in die Anordnung in der Y-Polarisation eintritt, in die X-Polarisation eingekoppelt. Somit stammt nach dem Depolarisator 1110 die Hälfte des Lichts in der X-Polarisation aus der X-Polarisation und die andere Hälfte des Lichts in der X-Polarisation stammt aus der Y-Polarisation. Ebenso stammt nach dem Depolarisator 1110 die Hälfte des Lichts in der Y-Polarisation aus der Y-Polarisation und die andere Hälfte des Lichts in der Y-Polarisation stammt aus der X-Polarisation. Im Endeffekt verschlüsselt der Depolarisator 1110 das nichtpolarisierte Licht.
Das Licht durchläuft die Anordnung 716 auf die Weise, die oben in Verbindung mit den anderen Ausführungsformen beschrieben worden ist. Das Licht, das aus der Anordnung 716 austritt, läuft durch die zweite Eingangs/Ausgangsfaser 720 der Anordnung bis zu einem ersten Anschluß 1121 des Polarisationsstrahlteilers 1104. Der Polarisationsstrahlteiler 1104 teilt das einfallende Licht in die zwei orthogonalen Polarisationen (das heißt die X-Polarisation und die Y-Polarisation). Zum Zwecke dieser Beschreibung wird angenommen, daß der Polarisationsstrahlteiler 1104 wie ein polarisationsabhängiger Spiegel arbeitet, der in einem Winkel von 45° ausgerichtet ist, wobei Licht, das in den ersten Anschluß 1121 in einer Polarisation (zum Beispiel X-Polarisation) eintritt, zu einem zweiten Anschluß 1122 reflektiert wird, und Licht, das in den ersten Anschluß 1121 in der anderen Polarisation (zum Beispiel Y-Polarisation) eintritt, zu einem dritten Anschluß 1123 durchgelassen wird. In der dargestellten Ausführungsform wird das Licht, das aus dem zweiten Anschluß 1122 austritt, nichtreflektierend vom Anschluß 732 absorbiert. Das Y-polarisierte Licht, das aus dem dritten Anschluß 1123 austritt, läuft durch die Verzögerungsschleifenzuführungsfaser 740 über die Verzögerungsschleife 750 zum Faraday-Drehspiegel 1106. Man beachte, daß dieses Y-polarisierte Licht von dem Anordnungsabschnitt 716 den Depolarisator 1110 durchlief, und die Hälfte davon war ursprünglich X-polarisiertes Licht und die Hälfte davon war ursprünglich Y-polarisiertes Licht. Wie oben beschrieben, bewirkt der Faraday-Drehspiegel 1106, daß das einfallende Licht in die orthogonale Polarisation eingekoppelt wird. Somit wird Y-polarisiertes Licht in die X-Polarisation eingekoppelt.
Das X-polarisierte Licht, das vom Faraday-Drehspiegel 1106 reflektiert wird, läuft durch die Verzögerungsschleife 750 und die Verzögerungsschleifenzuführungsfaser 740 zurück zum dritten Anschluß 1123 des Polarisationsstrahlteilers. Da das Licht nunmehr in der X-Polarisation ist, wird das Licht zu einem vierten Anschluß 1124 reflektiert und nicht zum ersten Anschluß 1121 durchgelassen. Somit wird das Y-polarisierte Licht, das ursprünglich von der Anordnung 716 in den Polarisationsstrahlteiler einfiel, in die gemeinsame Sprosse 712 eingekoppelt, um sich zum 3 × 3-Koppler 710 zurück in der X-Polarisation zu laufen.
Nichtpolarisiertes Licht, das vom 3 × 3-Koppler 710 über die gemeinsame Sprosse 712 zum Polarisationsstrahlteiler 1104 läuft, tritt über den vierten Anschluß 1124 in den Polarisationsstrahlteiler 1104 ein. Die Komponenten des Lichts in der Y-Polarisation werden zum zweiten Anschluß 1122 durchgelassen und nichtreflektierend vom Abschluß 732 abgeschlossen. Die Komponenten des Lichts in der X-Polarisation werden zum dritten Anschluß 1123 reflektiert und laufen über die Verzögerungsschleifenzuführungsfaser 740 und die Verzögerungsschleife 750 zum Faraday-Drehspiegel 1106. (Der Grund für die Einbeziehung des Depolarisators 1110 wird nunmehr verständlich. Da nur das X-polarisierte Licht von der gemeinsamen Sprosse 712 in die Verzögerungsschleifenzuführungsfaser 740 eingekoppelt wird, stellt der Depolarisator 1110 sicher, daß das Licht, das von der Anordnung 716 in die Verzögerungsschleifenzuführungsfaser 740 eingekoppelt wird, auch einen Teil des Lichts aufweist, das ursprünglich X-polarisiert war) Der Faraday-Drehspiegel 1106 reflektiert das Licht als Y-polarisiertes Licht, und das Y-polarisierte Licht läuft durch die Verzögerungsschleife und die Zuführungsfaser zum dritten Anschluß 1123 des Polarisationsstrahlteilers 1104.
Das Y-polarisierte Licht, das in den dritten Anschluß 1123 des Polarisationsstrahlteilers 1104 eintritt, wird zum ersten Anschluß 1121 und somit zur zweiten Eingangs/Ausgangsfaser 720 der Anordnung durchgelassen. Das Y-polarisierte Licht läuft über die Anordnung 716 zur ersten Eingangs/Ausgangsfaser 714 der Anordnung und läuft dann durch den Depolarisator 1110 bis zum 3 × 3-Koppler 710. Der Depolarisator 1110 setzt annähernd 50% des Y-polarisierten Lichts in X-polarisiertes Licht um. Das X-polarisierte Licht vom Depolarisator 1110 interferiert mit dem X-polarisierten Licht von der gemeinsamen Sprosse 712. Das resultierende kombinierte Licht wird vom Detektor 704 oder dem Detektor 706 entsprechend der Phasenbeziehung zwischen den interferierenden Lichtsignalen im 3 × 3-Koppler 710 detektiert.
Man beachte, daß das X-polarisierte Licht, das vom Depolarisator 1110 in den 3 × 3-Koppler 710 eintritt, und das X-polarisierte Licht von der gemeinsamen Sprosse 712 identische Weglängen zurücklegen. Beispielsweise läuft Licht, das zuerst die gemeinsame Sprosse 712 durchläuft, in der X-Polarisation durch die gemeinsame Sprosse 712 und dann in der Y-Polarisation durch die Anordnung 716. Andererseits läuft das Licht, das zuerst die Anordnung 716 durchläuft, in der Y-Polarisation durch die Anordnung 716 und dann in der X-Polarisation durch die gemeinsame Sprosse. Da die beiden "gegenläufigen" Lichtsignale in der gleichen Polarisation sind, wenn sie die entsprechenden Abschnitte des Interferometerwegs durchlaufen, sind die Lauflängen identisch, außer bei der Auswirkung des einfallenden Rauschens, das von der Anordnung 716 erfaßt wird.
Man beachte, daß der Abschluß 732, der mit dem zweiten Anschluß 1122 des Polarisationsstrahlteilers 1104 gekoppelt ist, durch eine zweite Verzögerungsschleife (nicht dargestellt) und einen zweiten Faraday-Drehspiegel (nicht dargestellt) ersetzt werden kann, um einen zweiten Interferometerweg für das Licht bereitzustellen, das in der Y-Polarisation interferiert. Durch Anpassung der Laufzeitverzögerung, die durch die zweite Verzögerungsschleife bewirkt wird, kann verhindert werden, daß das Rücklaufsignal vom zweiten Interferometerweg sich mit dem Rücklaufsignal vom ersten Interferometerweg überlappt.
Die Ausführungsform in 23B gleicht der Ausführungsform in 23A, außer das der Depolarisator 1110 in der gemeinsamen Sprosse 712 positioniert ist. Die Wirkung des Depolarisators 1110 in 23B besteht darin, (1) zu bewirken, daß ein Teil des Lichts in der gemeinsamen Sprosse 712, das vom Polarisationsstrahlteiler 1104 in einer einzigen Polarisation (zum Beispiel in der X-Polarisation) zurückkehrt, in die orthogonale Polarisation eingekoppelt wird, und (2) das nichtpolarisierte Licht, das vom 3 × 3-Koppler 710 über die gemeinsame Sprosse 712 in Richtung des Polarisationsstrahlteilers 1104 läuft, zu verschlüsseln. Dadurch wird sichergestellt, daß das Licht interferiert, wenn es im 3 × 3-Koppler 710 rekombiniert wird (der gleiche Grund, warum der Depolarisator 1110 der Faser 714 in 23A hinzugefügt wurde).
Die Ausführungsform in 23C gleicht auch der Ausführungsform in 23A, außer daß der Depolarisator 1110 in der Eingangs/Ausgangsfaser 720 der zweiten Anordnung positioniert ist. Die Anordnung von 23C ist funktionell der Ausführungsform in 23A äquivalent, da es unwesentlich ist, ob das Licht durch den Anordnungsabschnitt 716 und dann durch den Depolarisator 1110 läuft oder durch den Depolarisator 1110 und dann durch den Anordnungsabschnitt 716 läuft. Somit ist die Funktion der Ausführungsform in 23C im wesentlichen die gleiche wie die Funktion der Ausführungsform in 23A, wie oben beschrieben.
Obwohl die vorstehende Beschreibung der Anordnung gemäß der vorliegenden Erfindung sich mit der Unterwasserschallerfassung beschäftigt, ist es verständlich, daß die vorliegende Erfindung auch verwendet werden kann, um beliebige Meßgrößen zu erfassen, die dazu gebracht werden können, nichtreziproke Phasenmodulationen in einer Faser hervorzurufen. Wenn beispielsweise die Hydrophone durch eine alternative Erfassungsvorrichtung ersetzt würden, die auf eine andere Meßgröße anspricht, dann würde die Anordnung diese Meßgröße auf die gleiche Weise detektieren, wie Schallwellen detektiert werden. Die Anordnung der vorliegenden Erfindung kann vorteilhaft verwendet werden, um Vibrationen, Einwirkungen, Einschläge, Chemikalien, Temperatur, Flüssigkeitsstände und Verschmutzung zu erfassen. Die Anordnung der vorliegenden Erfindung kann auch verwendet werden, um eine Anzahl verschiedener Sensoren zu kombinieren, die sich entweder an der gleichen Stelle oder an verschiedenen Stellen befinden (zum Beispiel bei der Detektion verschiedener Fehler an verschiedenen Punkten entlang dem Körper eines Schiffs oder eines Gebäudes). Andere exemplarische Anwendungen sind u. a. die Detektion und Verfolgung von sich bewegenden Kraftfahrzeugen auf Autobahnen oder Flugzeugen auf Landebahnen zur Verkehrsüberwachung und -kontrolle.
Obwohl die Ausführungsformen in Verbindung mit bestimmten Ausführungsformen gemäß der vorliegenden Erfindung oben beschrieben sind, versteht es sich, daß die Beschreibungen der Ausführungsformen die Erfindung veranschaulichen und nicht dazu bestimmt sind, sie einzuschränken. Verschiedene Modifikationen und Anwendungen sind für den Fachmann offenkundig, ohne vom Schutzbereich der Erfindung abzuweichen, wie er in den beigefügten Ansprüchen definiert ist.

Claims

Sensor, umfassend: einen ersten optischen Koppler (710; 1006), um Eingangslicht zu empfangen und das Eingangslicht an einen ersten optischen Pfad (712; 1020) mit einer ersten optischen Ausbreitungsverzögerung und an ein Feld (716; 1022) von Sensoren zu koppeln, wobei das Feld von Sensoren wenigstens einen ersten Sensor (722(1)) in einem zweiten optischen Pfad (718(1)) umfasst, wobei der zweite optische Pfad eine zweite optische Ausbreitungsverzögerung aufweist, die sich von der ersten optischen Ausbreitungsverzögerung unterscheidet; einen zweiten optischen Koppler (730; 1032), um Licht von dem ersten optischen Pfad und von dem zweiten optischen Pfad zu empfangen, um das Licht an einen Verzögerungspfad (740, 750, 752; 1050, 1052, 1054) zu koppeln, und um Licht, das von dem Verzögerungspfad zurückkehrt, zurück an den ersten optischen Pfad und den zweiten optischen Pfad zu koppeln, um das Licht zu veranlassen sich an den ersten optischen Koppler auszubreiten, um dort erneut kombiniert zu werden, wobei Teile des Lichts in dem ersten optischen Koppler interferieren, wenn die Teile des Lichts sich über gleiche Gesamtentfernungen durch den ersten optischen Pfad und den zweiten optischen Pfad vor Rückkehr an den ersten Koppler bewegt haben; und einen Detektor (704, 706; 1002), der Veränderungen in der Intensität des Lichts, herrührend von Lichtimpulsen, die in dem ersten Koppler interferieren, erfasst.
Sensor nach Anspruch 1, wobei der Verzögerungspfad (740, 750, 752; 1050, 1052, 1054) eine Länge von optischer Faser (750; 1052) und einen Reflektor (752; 1054) umfasst, wobei die Länge von optischer Faser gewählt ist, um eine optische Verzögerungszeit bereitzustellen, wobei das Licht sich durch die Länge von optischer Faser von dem zweiten optischen Koppler (1032) an den Reflektor ausbreitet, wobei der Reflektor Licht in die Länge von optischer Faser hinein reflektiert, um sich durch die Länge von optischer Faser zu dem zweiten optischen Koppler auszubreiten.
Sensor nach Anspruch 2, wobei der Reflektor einen Faraday-Drehspiegel (1054) umfasst, wobei das Licht, das auf den Faraday-Drehspiegel in einer ersten Polarisation einfällt, in einer orthogonalen zweiten Polarisation reflektiert wird und das Licht, das in der zweiten Polarisation einfällt, in der ersten Polarisation reflektiert wird.
Sensor nach Anspruch 3, ferner umfassend einen ersten Polarisator (1030), um dem Licht zu ermöglichen sich in der ersten Polarisation in dem ersten optischen Pfad (1020) zwischen dem ersten optischen Koppler (1006) und dem zweiten optischen Koppler (1032) auszubreiten, und einen zweiten Polarisator (1040), um Licht zu ermöglichen sich in der zweiten Polarisation in dem zweiten optischen Pfad (718(2)) auszubreiten, wobei der Faraday-Drehspiegel (1054) bewirkt, dass sich Licht, das sich in dem ersten optischen Pfad in der ersten Richtung ausbreitet, nur in dem zweiten optischen Pfad in der zweiten Richtung ausbreitet, und bewirkt, dass sich Licht, das sich in dem zweiten optischen Pfad in der ersten Richtung ausbreitet, nur in dem ersten optischen Pfad in der zweiten Richtung ausbreitet, wobei Teile des Lichts, die sich in der zweiten Richtung in dem ersten optischen Pfad ausbreiten, an dem ersten optischen Koppler mit Teilen des Lichts interferieren, die sich in der zweiten Richtung in dem zweiten optischen Pfad ausbreiten, die sich im wesentlichen über gleiche gesamte optische Pfadlängen in den ersten und zweiten Richtungen bewegen.
Sensor nach Anspruch 1, wobei der Verzögerungspfad (740, 750) das Licht von einem ersten Anschluss des zweiten optischen Kopplers (730) empfängt und Licht an einen zweiten Anschluss des zweiten optischen Kopplers zurückgibt.
Sensor nach Anspruch 1, wobei der Verzögerungspfad (740, 750) einen Phasenmodulator (920) einschließt, der Licht moduliert, das sich in dem Verzögerungspfad ausbreitet, wobei der Phasenmodulator auf das Ausgangssignal von dem Detektor (704, 706) reagiert, um das Licht, das sich in dem Verzögerungspfad ausbreitet, zu modulieren, um das Ausgangssignal von dem Detektor auf Null zu bringen.
Sensor nach Anspruch 1, ferner umfassend eine Quelle (702; 1004), um das Eingangslicht zu erzeugen.
Sensor nach Anspruch 1, ferner umfassend eine nicht polarisierte Quelle (1102), um das Eingangslicht zu erzeugen, und einen Depolarisator (1110), um Licht zu depolarisieren, das durch die nicht polarisierte Quelle erzeugt wird.
Sensor nach Anspruch 1, ferner umfassend einen zweiten Sensor (722(2)) in dem Feld (716; 1022), wobei der zweite Sensor in einem dritten optischen Pfad (718(2)) ist, der eine dritte optische Ausbreitungsverzögerung aufweist, die sich von der ersten optischen Ausbreitungsverzögerung und der zweiten optischen Ausbreitungsverzögerung unterscheidet.
Sensor nach Anspruch 1, wobei Licht, welches sich durch den ersten optischen Pfad (712; 1020) ausbreitet, im wesentlichen durch ein akustisches Signal nicht beeinflusst wird und wobei wenigstens ein Teil des zweiten optischen Pfads (718(1)) durch das akustische Signal beeinflusst wird, um eine Phase des Lichts, welches durch den zweiten optischen Pfad (718(1)) geht, zu modulieren.
Sensor nach Anspruch 1, wobei: das Licht von dem ersten optischen Pfad (712; 1020) und Licht von dem zweiten optischen Pfad (718(1)) sich in einer ersten Richtung von dem ersten optischen Koppler (710, 1006) zu dem zweiten optischen Koppler (730; 1032) ausbreiten und einen jeweiligen ersten Teil des Lichts und einen jeweiligen zweiten Teil des Lichts umfassen, die zeitlich voneinander getrennt sind in Übereinstimmung mit Differenzen in der ersten optischen Ausbreitungsverzögerung und der zweiten optischen Ausbreitungsverzögerung; wobei der erste Teil des Lichts und der zweite Teil des Lichts von dem Verzögerungspfad (740, 750, 752; 1050, 1052, 1054) als ein jeweiliger erster verzögerter Teil des Lichts und ein jeweiliger zweiter verzögerter Teil des Lichts zurückkehren; der zweite optische Koppler einen ersten Teil des ersten verzögerten Teils des Lichts an den ersten optischen Pfad koppelt und einen zweiten Teil des ersten verzögerten Teils des Lichts an den zweiten optischen Pfad koppelt, wobei die ersten und zweiten Teile des ersten verzögerten Teils des Lichts sich in einer zweiten Richtung von dem zweiten optischen Koppler zu dem ersten optischen Koppler ausbreiten; der zweite optische Koppler einen ersten Teil des zweiten verzögerten Teils des Lichts an den ersten optischen Pfad koppelt und einen zweiten Teil des zweiten verzögerten Teils des Lichts an den zweiten optischen Pfad koppelt, wobei sich die ersten und zweiten Teile des zweiten verzögerten Teils des Lichts in der zweiten Richtung von dem zweiten optischen Koppler zu dem ersten optischen Koppler ausbreiten; die Teile des Lichts, die sich in der zweiten Richtung zu dem ersten optischen Koppler bewegen, in dem ersten optischen Koppler neu kombiniert werden und von dem ersten optischen Koppler an den Detektor (705, 706; 1002) ausgegeben werden; und der Detektor eine Interferenz zwischen Teilen des Lichts erfasst, die sich im wesentlichen über gleiche Gesamtentfernungen in den ersten und den zweiten Richtungen bewegen.
Verfahren zum Erfassen von akustischen Signalen, umfassend die folgenden Schritte: Erzeugen eines Eingangslichtsignals; Koppeln des Eingangslichtsignals an einen ersten optischen Pfad (712) und an eine Feld (716) von Sensoren, um sich darin in jeweiligen ersten Richtungen auszubreiten, wobei das Feld von Sensoren wenigstens einen ersten Sensor (722(1)) in einem zweiten optischen Pfad (718(1)) umfasst, wobei der erste optische Pfad eine erste optische Ausbreitungsverzögerung aufweist, wobei der zweite optische Pfad eine zweite optische Ausbreitungsverzögerung aufweist, die sich von der ersten optischen Ausbreitungsverzögerung unterscheidet; Ausgeben von jeweiligen ersten und zweiten Ausgangslichtteilen von den ersten und zweiten optischen Pfaden, wobei die ersten und zweiten Ausgangslichtteile von den ersten und zweiten optischen Pfaden zu unterschiedlichen Zeiten in Übereinstimmung mit Differenzen in den ersten und zweiten optischen Ausbreitungsverzögerungen ausgegeben werden; Modulieren des zweiten Ausgangslichtteils in dem ersten Sensor (722(1)) in dem zweiten optischen Pfad (718(1)) durch ein akustisches Signal, das auf den zweiten optischen Pfad (718(1)) einfällt; Koppeln der ersten und zweiten Ausgangslichtteile an einen Verzögerungspfad (740, 750, 752), wobei der Verzögerungspfad erste und zweite verzögerte Lichtteile entsprechend zu den ersten und zweiten Ausgangslichtteilen ausgibt; Koppeln der ersten und zweiten verzögerten Lichtteile an die ersten und zweiten optischen Pfade, um sich darin in einer zweiten Richtung, entgegengesetzt zu der ersten Richtung, auszubreiten; Ausgeben eines ersten Satzes von Rückkehrlichtteilen von dem ersten optischen Pfad, wobei der erste Satz von Rückkehrlichtteilen einen jeweiligen Rückkehrlichtteil für jeden der ersten und zweiten verzögerten Lichtteile umfasst; Ausgeben eines zweiten Satzes von Rückkehrlichtteilen von dem zweiten optischen Pfad, wobei der zweite Satz von Rückkehrlichtteilen einen jeweiligen Rückkehrlichtteil für jeden der ersten und zweiten verzögerten Lichtteile umfasst; und Koppeln der ersten und zweiten Sätze von Rückkehrlichtteilen an wenigstens einen Detektor (704, 706), wobei die Rückkehrlichtteile, die sich über identische gesamte optische Pfadlängen in den ersten und zweiten Richtungen bewegen, interferieren, um erfassbare Ausgangssignale zu erzeugen.
Verfahren nach Anspruch 12, ferner umfassend ein selektives Erfassen nur von Ausgangssignalen, die das Ergebnis einer Interferenz von Lichtteilen, die sich in dem ersten optischen Pfad in der ersten Richtung und in dem zweiten optischen Pfad in der zweiten Richtung ausgebreitet haben, mit Lichtteilen, die sich in dem zweiten optischen Pfad in der ersten Richtung und in dem ersten optischen Pfad in der zweiten Richtung ausgebreitet haben, sind.