WO2023156682A1 - Interféromètre à fibre optique et procédé de mesure de champ magnétique ou de courant électrique basé sur cet interféromètre - Google Patents

Interféromètre à fibre optique et procédé de mesure de champ magnétique ou de courant électrique basé sur cet interféromètre Download PDF

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WO2023156682A1
WO2023156682A1 PCT/EP2023/054324 EP2023054324W WO2023156682A1 WO 2023156682 A1 WO2023156682 A1 WO 2023156682A1 EP 2023054324 W EP2023054324 W EP 2023054324W WO 2023156682 A1 WO2023156682 A1 WO 2023156682A1
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WO
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optical
optical fiber
fiber
phase
modulator
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PCT/EP2023/054324
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Cédric MOLUÇON
Thomas VILLEDIEU
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Exail
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    • G01R—MEASURING ELECTRIC VARIABLES; MEASURING MAGNETIC VARIABLES
    • G01R33/00—Arrangements or instruments for measuring magnetic variables
    • G01R33/02—Measuring direction or magnitude of magnetic fields or magnetic flux
    • G01R33/032—Measuring direction or magnitude of magnetic fields or magnetic flux using magneto-optic devices, e.g. Faraday or Cotton-Mouton effect
    • G01R33/0322—Measuring direction or magnitude of magnetic fields or magnetic flux using magneto-optic devices, e.g. Faraday or Cotton-Mouton effect using the Faraday or Voigt effect
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01R—MEASURING ELECTRIC VARIABLES; MEASURING MAGNETIC VARIABLES
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    • G01R15/14—Adaptations providing voltage or current isolation, e.g. for high-voltage or high-current networks
    • G01R15/24—Adaptations providing voltage or current isolation, e.g. for high-voltage or high-current networks using light-modulating devices
    • G01R15/245—Adaptations providing voltage or current isolation, e.g. for high-voltage or high-current networks using light-modulating devices using magneto-optical modulators, e.g. based on the Faraday or Cotton-Mouton effect
    • G01R15/246—Adaptations providing voltage or current isolation, e.g. for high-voltage or high-current networks using light-modulating devices using magneto-optical modulators, e.g. based on the Faraday or Cotton-Mouton effect based on the Faraday, i.e. linear magneto-optic, effect
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    • G01R33/007—Environmental aspects, e.g. temperature variations, radiation, stray fields
    • G01R33/0082—Compensation, e.g. compensating for temperature changes

Definitions

  • the present invention generally relates to the field of sensors based on an optical fiber interferometer. It relates more particularly to a sensor using the magneto-optical Faraday effect to integrate a magnetic field along a closed optical path in an optical fiber.
  • Such a sensor finds particular applications as an electric current sensor (or FOCS for fiber-optic current sensor) in which the optical fiber surrounds an electrical conductor or even as a magnetic field sensor.
  • the publication “Highly accurate fiber-optic DC current sensor for the electro-winning industry”, K. Bohnert, H. Brandie, M. Brunzel, P. Gabus and P. Guggenbach, IEEE, PCIC-2005-14, pp. 121-128 also describes a current sensor based on an optical fiber interferometer for measuring the Faraday effect induced in a detection optical fiber.
  • the current sensor can be based on a fiber optic Sagnac interferometer configuration or a reflection fiber optic interferometer configuration.
  • the detection optical fiber is arranged so as to form at least one turn around the periphery of an electric cable traversed by an electric current whose intensity it is desired to measure.
  • the sensing fiber is generally circular polarization maintained.
  • a phase difference is measured between two waves having traversed the optical detection fiber with the same state of circular polarization, and in mutually opposite directions.
  • a phase difference is measured between two waves having traveled jointly through the optical detection fiber following a round trip, with orthogonal circular polarization states between them, these states being reversed between the outward path and the return path at the reflection on the mirror.
  • the optical paths traveled by the two waves are perfectly identical due to the reciprocity of the propagation of the waves in the opposite direction; it is said, moreover, that the two paths are perfectly reciprocal.
  • An electric current passing through an electric conductor induces a magnetic field.
  • This magnetic field generates in the detection optical fiber a Faraday effect, or non-reciprocal collinear magneto-optical effect. More precisely, the Faraday effect is the rotary effect of optical polarization produced by a magnetic field.
  • the plane of polarization of a beam of light of linear polarization passing through a material, for example silica placed in a magnetic field B and propagating parallel to this field, rotates by an angle of rotation P which depends on the Verdet constant of the material of the detection optical fiber, denoted V, of the magnetic field B and of the length, d, of the optical path in the material crossed.
  • the angle of rotation P of the polarization is proportional to the circulation of the magnetic field B along the detection optical fiber.
  • the angle of rotation of the polarization depends on the direction of the magnetic field and also on the direction of propagation of the light (see also “The fiber optic gyroscope”, second Edition, Hervé Lefberg, Artech House, figure 7.1-a page 107).
  • This rotation of an angle P of the linear polarization is interpreted as circular birefringence. Indeed, the linear polarization can be broken down into two opposite circular polarizations (dextrorotatory and levorotatory, right-handed and lefthanded in English). By Faraday effect, these two circular polarizations, propagating in the same direction, undergo a phase difference which is observed by a rotation of the linear polarization which is the combination of these two co-propagating circular polarizations.
  • V represents the Verdet constant of the material of the heart of the detection optical fiber
  • TV the whole number of turns of optical fiber wound around the electrical conductor
  • I the intensity of the electrical current flowing through the electrical conductor
  • the scale factor is double (4 KTV/ instead of 2 V N 1 ⁇ compared with a Sagnac interferometer, because the polarized waves each travel a round trip in the detection optical fiber Moreover, a reflection fiber optic interferometer is rather less sensitive than a loop interferometer to the rotational speed of the interferometer, to vibrations as well as to thermal effects.
  • Such fiber optic sensors have many advantages. They allow non-contact magnetic field or electric current measurement, with an accuracy of around 1%. They allow current measurements over a wide dynamic range, for example between a minimum detectable current value of the order of a few micro-amperes and a maximum detectable current value of the order of a few thousand amperes. Finally, they are insensitive to many environmental factors.
  • the scale factor of an optical fiber interferometer may have a defect by construction, for example due to an alignment defect of an optical component.
  • this plate may have an effective phase shift different from the theoretical phase shift of n/2 of a quarter-wave plate. wave and/or present a misalignment of its own axes with respect to the incident linear polarization.
  • the scale factor of an optical fiber interferometer can vary over time.
  • the Verdet constant of the fiber depends on the temperature and the wavelength of the beam.
  • the scale factor may exhibit variations due to variations in the Verdet constant of the optical fiber, induced for example by variations in temperature at the level of the sensitive part of the sensor.
  • the scale factor can also vary due to temperature variations at the differential optical phase modulator.
  • an optical fiber interferometer comprising a light source able to generate a source beam, a differential phase modulator, a fiber-based device optics, a detection system, a signal processing system, the optical fiber-based device comprising an optical detection fiber having a Verdet constant capable of inducing a magneto-optical Faraday effect non-reciprocal, the detection optical fiber being arranged in a magnetic field or forming at least one turn around an electrical conductor, the optical fiber interferometer being capable of detecting a phase difference of an interferometric beam formed by interference between two polarized light waves having traveled simultaneously through the optical detection fiber along a closed optical path, the two polarized light waves being modulated by the differential phase modulator, and the optical fiber interferometer being able to deduce therefrom, by division of the difference of phase by a scale factor, a value of the integrated magnetic field along the closed optical path or a value of an electric current
  • the signal processing system is adapted and configured to measure a variation in power contrast of a part of the interferometric beam modulated by the differential phase modulator and to deduce from the variation in contrast a measurement variation of the scale factor.
  • the signal processing system is adapted and configured to measure a minimum power of the part of the modulated interferometric beam detected and/or a difference between a maximum and a minimum power of the part of the beam modulated interferometer detected.
  • the signal processing system is adapted and configured to correct the scale factor in real time as a function of the variation measurement of this scale factor.
  • the detection optical fiber is circular polarization maintained
  • the optical fiber-based device comprising an optical phase retarder and a reflector, the optical phase retarder being arranged at a end of the detection optical fiber and the reflector at another end of the detection optical fiber, the interferometer being configured so that the two polarized light waves travel through the detection optical fiber in a round trip with two states orthogonal circular polarization reversing by reflection on the reflector.
  • the differential phase modulator is an electro-optic birefringence modulator which comprises a single waveguide capable of guiding two orthogonal states of linear polarization along two perpendicular axes; the birefringence modulator modulates, in differential, the phases of the two orthogonal linear polarizations.
  • the interferometer also comprises a polarizer disposed between the light source and the electro-optic birefringence modulator, the polarizer being oriented at 45 degrees from the axes of the electro-optic birefringence modulator, and one end of the electro-optic birefringence modulator is connected to the fiber optic device.
  • the interferometer comprises a Y-junction splitter disposed between the light source and the differential phase modulator comprising two waveguides capable of guiding two beams of the same linear polarization and comprising , each, a phase modulator connected preferably in a push-pull configuration, ie with an opposite sign.
  • the optical fiber-based device comprises a section of polarization-maintaining optical fiber and another section of polarization-maintaining optical fiber, the optical fiber section, and respectively, the other optical fiber section, each being connected, on the one hand, to one of the two waveguides of the differential phase modulator and, on the other hand, to a coupler-polarization splitter, the other section of optical fiber being oriented so as to rotate a linear polarization of 90 degrees.
  • the detection optical fiber is circular polarization maintained
  • the optical fiber-based device comprises a Y-junction splitter disposed between the light source and the differential phase modulator which comprises two waveguides capable of guiding two beams of the same linear polarization, and each comprising a phase modulator connected preferably in push-pull configuration, ie with an opposite sign.
  • the optical fiber based device includes a section of polarization maintaining optical fiber, an optical phase retarder, another section of polarization maintaining optical fiber, and another optical phase retarder, the optical fiber section, and respectively, the other optical fiber section, each being connected, on the one hand, to one of the two waveguides of the differential phase modulator and, on the other hand, to the optical phase retarder, respectively, to the other optical phase retarder, the optical phase retarder being disposed at one end of the detection optical fiber and the other optical phase retarder being disposed at another end of the optical fiber detection, the interferometer being configured so that the two polarized light waves travel through the detection optical fiber in opposite directions with the same state of circular polarization.
  • the optical phase retarder, and/or respectively the other optical phase retarder each form a quarter-wave plate at the length d source beam wave.
  • the optical phase retarder and/or respectively the other optical phase retarder is shifted so as to introduce a defect
  • the signal processing system is adapted to extract from the detected interferometric signal a variation measurement of the scale factor of the system and thus deduce therefrom a variation in temperature of the optical phase retarder, respectively of the other optical phase retarder.
  • the invention also relates to a magnetic field or electric current measurement method based on an optical fiber interferometer according to one of the embodiments described, the method comprising the following steps: emission of a source beam from a light source; separation of the source beam into two polarized light waves; differential phase modulation of the two polarized light waves; transmission of the two polarized light waves to an optical fiber-based device comprising an optical fiber in such a way that the two polarized light waves simultaneously traverse the optical fiber along a closed optical path, the optical fiber having a Verdet constant capable of inducing a non-reciprocal magneto-optical Faraday effect, the detection optical fiber being placed in a magnetic field or forming at least one turn around an electrical conductor; recombination of the two polarized light waves at the output of the optical fiber-based device to form an interferometric beam; detection of the interferometric beam; and processing the detected signal to extract a measurement of a phase difference of the interferometric beam and to deduce, by division of the
  • the signal processing is adapted and configured to measure a variation in power contrast of a part of the interferometric beam modulated by the differential phase modulator and to deduce from the variation in contrast a variation measurement of the scale factor.
  • Figure 1 illustrates a first embodiment of an electric current or magnetic field sensor based on a fiber optic interfera meter in reflection
  • Figure 2 illustrates a second embodiment of an electric current or magnetic field sensor based on a fiber optic interferometer in reflection
  • Figure 3 illustrates a third embodiment of an electric current or magnetic field sensor based on a fiber optic Sagnac interferometer
  • FIG. 4 represents a theoretical power response curve of the interferometric signal detected as a function of a phase shift introduced by the signal to be measured or by the modulation added using the differential phase modulator, in the absence of defaults ;
  • FIG. 5 represents a power response curve of a part of the interferometric signal detected as a function of a phase shift introduced by the signal to be measured or by the modulation added using the modulator, in the case of an optical fiber interferometer having a scale factor defect;
  • FIG. 6 represents a power response curve of another part of the interferometric signal detected as a function of a phase shift introduced by the signal to be measured, in the case of an optical fiber interferometer having a factor defect scale;
  • FIG. 7 represents a power response curve resulting from the sum of the interferometric signals detected as a function of a phase shift introduced by the modulation added using the modulator, represented in FIGS. 5 and 6, in the case a fiber optic interferometer with a scale factor defect;
  • FIG. 8 is a schematic view in the form of phasors of different beams propagating in an optical fiber interferometer in a magnetic field or electric current sensor application, in the absence of the Faraday effect;
  • Figure 9 is a schematic view in the form of phasors of different beams propagating in the same optical fiber interferometer, in the presence of Faraday effect;
  • Figure 10 is a schematic representation of an example of modulation with 8 levels and 12 states.
  • an electric current sensor based on a fiber optic interferometer comprises a source-detector block 200, a polarizer 24, a phase differential electro-optic modulator 16, a fiber-based device 400 optics forming a closed optical path to surround an electrical conductor 120, a signal processing system 900 and an interface system (not shown).
  • the phase differential electro-optical modulator 16 is also called phase differential optical modulator, phase differential modulator or optical modulator.
  • the source-detector block 200 comprises a light source 20, a detection system 18 and a source-receiver splitter 22, called a receiver splitter. All of the electrical, analog or digital electronic components can be included in a box.
  • the polarizer 24 and the optical modulator 16 are arranged in series between the source-detector unit 200 and the device 400 based on optical fiber.
  • the device based on optical fiber 400 comprises an optical detection fiber 73 capable of forming at least one turn around the electrical conductor 120.
  • the optical detection fiber 73 is used as a fiber sensitive to a magneto-optical effect.
  • the detection optical fiber 73 is chosen to have a Verdet constant, V.
  • the detection optical fiber 73 has a silica core, which has a Verdet constant of the order of approximately 0.6 rad T -1 m 1 at the wavelength of 1550 nm for silica.
  • the detection optical fiber 73 is a twisted or fiber-twisted polarization-maintaining fiber, also called SPUN fiber.
  • SPUN fiber Such a SPUN fiber makes it possible to preserve the circular polarization of the light.
  • the detection optical fiber 73 has linear polarization maintenance. However, such a configuration is much less efficient.
  • the light source 20 generates a source beam 100.
  • the source-receiver splitter 22 transmits the source beam 100, for example via a section of optical fiber 23, to the polarizer 24.
  • the polarizer 24 receives the source beam and transmits a source beam 110 linearly polarized in the direction of the optical modulator 16.
  • FIG. 1 schematically represents a current sensor based on a fiber optic interference meter according to a first embodiment.
  • the polarizer 24 and the phase differential electro-optic modulator 16 are arranged and configured to receive the linearly polarized source beam 110 and separate it into two waves 101, 102 linearly polarized according to two orthogonal polarization states. More specifically, a polarization splitter is formed by orienting the proper axes of the polarizer 24 at 45 degrees from the proper axes of the phase differential electro-optic modulator 16.
  • the phase differential electro-optic modulator 16 is for example made up of a electro-optical modulator integrated on a lithium niobate substrate and formed for example by titanium diffusion.
  • the integrated optical circuit 34 comprises a single waveguide formed for example by diffusion of titanium in a substrate of lithium niobate.
  • the waveguide advantageously makes it possible to guide the two transverse linear polarization states.
  • the phase modulator electrodes 16 are arranged along the sides of the waveguide.
  • the waveguide of integrated optical circuit 34 is birefringent.
  • the combination of the polarizer 24 and the phase differential electro-optical modulator 16 thus makes it possible to separate the linearly polarized source beam 110 in polarization into a first polarized monomode wave 101 and a second orthogonally polarized wave 102, which propagate on the same waveguide.
  • the first linearly polarized monomode wave 101 TE and the second linearly polarized monomode wave 102 TM are considered.
  • the phase differential electro-optical modulator 16 having a different efficiency depending on the polarization, it generates a phase shift of the two waves and will allow the phase to be modulated.
  • the end of the phase differential electro-optical modulator 16 is here connected directly to the device 400 based on optical fibre.
  • the optical fiber-based device 400 here comprises a linear polarization-maintaining optical fiber section 74, an optical phase retarder 42 (hereinafter optical retarder) and a reflector 26.
  • the optical fiber section 74 and the detection optical fiber 73 are arranged in series and interconnected by the optical retarder 42.
  • the reflector 26 is arranged at another end, or distal end, of the detection optical fiber 73.
  • the optical fiber-based device 400 remains mainly outside the casing of the source-receiver block 200.
  • the first wave 101 polarized monomode TE and the second wave 102 polarized TM are injected at a proximal end of the section of optical fiber 74 with linear polarization maintenance.
  • the optical retarder 42 is arranged between a distal end of polarization maintaining optical fiber section 74 and a proximal end of sensing optical fiber 73.
  • the optical retarder 42 is for example a quarter-wave plate.
  • the optical retarder 42 consists of an optical fiber with an elliptical core, the length and orientation of which are determined to induce a quarter-wave phase shift.
  • the first TE polarized monomode wave 101 and the second TM polarized monomode wave 102 are injected into the optical fiber section 74 with linear polarization maintenance.
  • the proper axes of the polarization-maintaining optical fiber 74 are aligned with the polarization axes TE and TM.
  • the polarization-maintaining optical fiber section 74 carries the first polarized monomode wave 101 and the second polarized monomode wave 102, while maintaining the linear polarization of each of these waves.
  • This polarization-maintaining optical fiber section 74 is used to offset the sensitive part of the sensor constituted by the optical fiber 73 with respect to the housing of the source-detector block 200.
  • the polarization-maintaining optical fiber section 74 has a length between lm and 10 km, for example about 400 m.
  • the polarization maintaining optical fiber section 74 is optional.
  • the optical retarder 42 receives the first linearly polarized monomode wave TE, denoted 101, and forms a first circular polarization monomode wave 111 right. Similarly, the optical retarder 42 receives the second linearly polarized monomode wave TM, denoted 102, and forms a second monomode wave of circular polarization 112 left.
  • the two circularly polarized waves 111 and 112 are injected simultaneously into the detection optical fiber 73.
  • the detection optical fiber 73 is used as a fiber sensitive to a magneto-optic rotary effect.
  • the detection optical fiber 73 is a twisted or fiber-twisted polarization-maintaining fiber, also called SPUN fiber. Such a fiber makes it possible to preserve the circular polarization of the light.
  • the first monomode wave of right circular polarization 111 propagates in the detection optical fiber 73 while remaining right circular polarized all along the detection optical fiber 73 up to the reflector 26.
  • the second circular polarization monomode wave 112 left se propagates in the detection optical fiber 73 while remaining polarized left circular all along the fiber 73 to the reflector 26.
  • the reflector 26 is for example a mirror in free space.
  • the distal end of the detection optical fiber e 73 is metallized to form the reflector 26.
  • the two monomode waves of orthogonal circular polarization 111, 112 are reflected on the mirror 26.
  • the polarization states of the two monomode waves s reverse.
  • the first monomode wave of right circular polarization 111 changes direction of propagation and polarization to form a first circular polarized wave 111 left.
  • the second single-mode wave of left circular polarization 112 changes direction of propagation and polarization to form a second circular polarized wave 112 right.
  • the two circularly polarized reflected waves 111, 112 propagate in the return direction in the detection optical fiber 73 while retaining their respective circular polarization.
  • the optical retarder 42 receives the first left circular polarized wave 111 and transforms it into a first linearly polarized wave TM.
  • the optical retarder 42 receives the second right circular polarized wave 112 and transforms it into a second linearly polarized monomode wave TE.
  • the first linearly polarized monomode wave TM and the second linearly polarized monomode wave TE are transmitted directly to the phase differential electro-optic modulator 16 then to the polarizer 24.
  • the differential phase modulator and the polarizer recombine the first linearly polarized monomode wave TM and the second linearly polarized monomode wave TE to form a linearly polarized interferometric beam 300 .
  • the source-receiver splitter 22 guides the interferometric beam 300 to the photodetector 18.
  • the detector 18 receives the interferometric beam and generates a detected signal 80.
  • the polarization splitter comprises a spatial splitter, for example consisting of a Y junction, denoted 15, which separates the polarized source beam 110 linearly, for example TE, into a first wave 101 polarized monomode TE and a second wave 103 polarized monomode TE.
  • the polarizer 24 is advantageously a waveguide polarizer formed by the common branch of the Y junction, denoted 15.
  • the first wave 101 polarized monomode TE and the second wave 103 polarized monomode TE each propagate on a guide single-mode wave distinct from the phase differential electro-optical modulator 16, for example made of lithium niobate on an optical integrated circuit.
  • the Y junction and the phase differential electro-optical modulator 16 are manufactured on the same optical integrated circuit 14.
  • the waveguide is preferably formed by proton exchange, so as to guide a single polarization state on the common leg of the Y junction.
  • the optical fiber-based device 400 further comprises an optical fiber section 71 and another optical fiber section 72 each connected, on the one hand, to a waveguide of output of the phase differential electro-optical modulator 16 and, on the other hand, to a coupler-polarization splitter 27.
  • the first monomode wave 101 propagates in the section of optical fiber 71 with polarization maintenance.
  • the second monomode wave 103 propagates in the other section of optical fiber 72 with polarization maintenance.
  • the other section of optical fiber 72 is oriented so as to rotate the linear polarization of the second single-mode wave 103 by 90 degrees, which thus becomes a second single-mode wave 102 linearly polarized with a polarization orthogonal to the first single-mode wave 101.
  • the polarization splitter coupler 27 recombines the first monomode wave 101 and the second monomode wave 102, of orthogonal linear polarizations on the same monomode waveguide.
  • the polarization splitter coupler 27 is connected to a proximal end of the optical fiber section 74 with linear polarization maintenance.
  • the propagation of the first monomode wave 101 and of the second monomode wave 102 following a round trip through the optical retarder 42, the detection optical fiber 73 and the reflection on the reflector 26 is similar to that described in link with the first embodiment.
  • the first linearly polarized monomode wave TM is transmitted via the other fiber section.
  • optical 72 which rotates the linear polarization of the first monomode wave by 90 degrees, which thus becomes a first linearly polarized monomode wave TE.
  • the second linearly polarized monomode wave TE is transmitted by the polarization maintaining optical fiber section 71.
  • the Y junction 15 recombines the first linearly polarized monomode wave TE and the second linearly polarized monomode wave TE to form the linearly polarized interferometric beam 300, here TE.
  • the first monomode wave 101 linearly polarized according to a first polarization state and the second monomode wave 102 linearly polarized according to a second polarization state transverse to the first polarization state are thus available.
  • propagating on one and the same waveguide either directly at the output of the phase differential electro-optical modulator 16, or at the output of the coupler-polarization splitter 27.
  • the phase differential electro-optic modulator 16 modulates the phase of the polarization of the first monomode wave 101 linearly polarized TE with respect to the phase of the second monomode wave 102 linearly polarized TM.
  • the phase differential electro-optical modulator 16 applies a phase shift (Dm(t) periodically modulated with a modulation period T.
  • FIG. 3 represents an electric current or magnetic field sensor based on an optical fiber Sagnac interferometer, according to a third embodiment.
  • the light source 20 generating a source beam 100
  • a device 400 based on fiber optics forming a closed optical path to encircle an electrical conductor 120
  • a detection system 18 and a signal processing system 900.
  • the Sagnac interferometer called a loop, uses a closed optical path, generally between the two ends of an optical fiber coil 73.
  • An optical component for example consisting of a Y junction denoted 15, separates the source beam 100 into two distinct waves which traverse the closed optical path in mutually opposite directions and the same optical component recombines the two waves at the output of the fiber optic coil.
  • the two separate waves use the same polarization state on the closed optical path. At rest, the optical paths traveled by the two waves are perfectly reciprocal.
  • the polarizer 24, the Y junction denoted 15 and the differential phase modulator 16 are arranged and operate similarly to the same elements described in connection with Figure 2.
  • the device 400 based on optical fiber comprises the optical detection fiber 73 connected at each of its ends to an optical phase retarder, denoted 32 and 33 respectively.
  • optical fiber 400 further comprises a section of optical fiber 71 to maintain polarization and another section of optical fiber 72 to maintain polarization.
  • the optical fiber section 71 is connected, on the one hand, to an output waveguide of the phase differential optical modulator 16 and, on the other hand, to the optical retarder 32.
  • the other optical fiber section 72 is connected, on the one hand, to another output waveguide of the differential optical phase modulator 16 and, on the other hand, to the optical retarder 33.
  • the detection optical fiber 73 is wound so as to form at least one turn around the electrical conductor 120, in an application to a current sensor.
  • the optical phase retarder 32, respectively 33, is for example a quarter-wave plate.
  • the first single-mode wave 101 propagates in the polarization-maintaining optical fiber section 71 and the second single-mode wave 102 propagates in the other section of polarization-maintaining optical fiber 72.
  • the first monomode wave 101 and the second monomode wave 102 are of parallel linear polarizations, for example here TE.
  • the optical retarder 32 respectively 33, receives the first single-mode wave 101, respectively the second single-mode wave 102, and transforms it into a first single-mode wave of circular polarization 111 right, respectively a second single-mode wave of circular polarization 112 right.
  • the optical retarder 32 receives the second single-mode wave of circular polarization 112 right, respectively the first single-mode wave of circular polarization 111 right, and transforms it into a second single-mode wave of circular polarization 111 linear TE, respectively a first monomode wave of linear polarization TE.
  • the phase differential optical modulator 16 and the Y junction 15 recombine the first linear polarization monomode wave TE and the second linear polarization monomode wave TE to form a linearly polarized interferometric beam 300 .
  • the phase differential optical modulator 16 receives the first linearly polarized monomode wave and the second linearly polarized monomode wave.
  • the phase differential optical modulator 16 modulates the phase of the polarization of the first polarized wave with respect to the phase of the second polarized monomode wave.
  • T represents the round trip travel time of each wave in the fiber optic device 400.
  • the travel time AT to be considered for the phase modulation ACDm(t) is the travel time of the first wave or of the second wave for a round trip in the fiber section polarization maintaining 74 and the detection optical fiber 73.
  • the travel time AT to be considered for the phase modulation ACDm(t) is the travel time of the first wave or of the second wave for a passage in the optical fiber sections 71 and 72 and for a round trip in the polarization maintaining fiber section 74 and the detection optical fiber 73.
  • the travel time T to be considered for the phase modulation ACDm(t) is the travel time of the first wave or of the second wave for a passage in an optical fiber section 71 , an optical fiber section 72 and for a one-way in the detection optical fiber 73.
  • a digital signal processing system is used.
  • the signal processing system may be entirely analog.
  • the signal processing system 900 comprises for example an analog-digital converter 19, a digital processor 30, for example of the DSP (Digital Signal Processor), FPGA (Field Programmable Gate Array) type or ASIC (Application Specific Integrated Circuit), and a digital-analog converter 31.
  • the digital processor 30 makes it possible to extract a signal from a parameter to be measured 90, for example the magnetic field or the intensity of an electric current, on a digital output.
  • the digital-analog converter 31 makes it possible to apply a modulation voltage 60 to the electrodes of the phase differential optical modulator 16.
  • the results of the measured parameter(s) 90 are for example displayed on a man-machine interface .
  • the signal processing system 900 applies any of the known modulation-demodulation schemes to extract a phase difference measurement, which is then transformed into an electric current intensity.
  • Modulation of the phase shift (D m (t) is obtained by applying a modulated electric voltage 60 V m (t) to the electrodes of the differential phase modulator 16.
  • the modulation voltage comprises M states modulation where M is an integer for example equal to 4, 6, 8 or 12.
  • M is an integer for example equal to 4, 6, 8 or 12.
  • the detection system 18 acquires the power of the interferometric beam at the output of the interferometer according to the M modulation states
  • the signal processing system digitizes the detected interferometric beam and demodulates the detected signal.
  • the detection optical fiber 73 is wound to form a coil around an electric conductor 120 in which flows an electric current having an intensity /.
  • the axis of the coil of the optical detection fiber 73 coincides with the longitudinal axis of the electrical conductor 120.
  • N the number of turns of optical detection fiber 73 closed around the electrical conductor 120.
  • the electric current induces a magnetic field /? following circular field lines around the circumference of electrical conductor 120.
  • the scale factor is equal to 4VN.
  • the Verdet constant of silica is equal to approximately 0.6 rad T -1 m 1 at the wavelength of 1550 nm.
  • N represents the number of turns of the sensitive optical fiber, N being between 1 and 100000 and generally less than 20000.
  • the scale factor is equal to 2VN.
  • a line or loop optical fiber interference meter comprising an optical detection fiber 73 thus makes it possible to measure a magnetic field or an electric current.
  • FIG. 4 represents the response of the interferometer in terms of power measured as a function of the phase shift Acp(t) introduced by the differential phase modulator 16, in the case of a perfect interferometer.
  • the phase shift is perfectly modulated between a maximum value, denoted PO, and a minimum value Pmin, zero.
  • 0 denotes the angle between the polarizer 24 and the phase differential optical modulator 16. In general, as indicated above, 0 is adjusted to approximately 45 degrees. In the second embodiment, the angle ⁇ represents for example an imbalance between the two branches of the Y junction 15, which does not separate the source wave at 50-50 between the two branches.
  • the modulation amplitude, denoted Pmodulation, of the detected power is expressed as the difference between the maximum power, denoted Pmax, and the minimum power, denoted Pmin.
  • the interferometric system may have a defect, for example a defect in alignment between the proper axes of the fibers 73 and 74, a defect in the optical retarder 42, which is not exactly a quarter-wave plate at the wavelength used or a residual birefringence.
  • VNI the measured phase shift
  • ) 4VNI /cos(2y) where y represents the angle of the defect considered, for example due to a misalignment of the fiber 74 or a defect in the quarter-wave plate 42.
  • a small angle is considered here when it is less than about 0.1rad.
  • the detected interferometric signal represents a part of the detected interferometric signal corresponding to the interference between the two main waves and to the interference between the two doubly coupled waves by a y defect, these waves having traveled through the interferometer as a function of a phase shift Acp( t) modulated according to the measurement of current or magnetic fields or according to the phase shift introduced by the modulation thanks to the modulator and in the presence of a fault y.
  • Po is the power of the source. Instead of reaching the maximum value Po, the maximum power of this part of the detected signal is limited to the value Po.cos 2 (y).
  • FIG. 7 represents the power as a function of the modulation applied to the phase modulator.
  • FIGS. 8 and 9 A graphical representation of the phase shift measurement error linked to this degradation of the scale factor is illustrated in connection with FIGS. 8 and 9.
  • FIGS. 8 and 9 A graphical representation of the phase shift measurement error linked to this degradation of the scale factor is illustrated in connection with FIGS. 8 and 9.
  • AH22 the first polarized monomode wave, that is to say the main polarized passing wave TE (or at “1") in the modulator phase differential optic 16 in the forward direction, right circular polarized (in “1") in the detection optical fiber 73 in the outward direction and left circular polarized (in “2”) in the detection optical fiber 73 in the forward direction return and polarized TM (in “2”) in the phase differential optical modulator 16 in the return direction.
  • the second polarized monomode wave that is to say the polarized main passing wave TM (at “2”) in the phase differential optical modulator 16 in the outward direction, left circular polarized (in “2”) in the detection optical fiber 73 in the forward direction then right circular polarized (in “1”) in the detection optical fiber 73 in the return direction and polarized TE (at “1") in the phase differential optical modulator 16 in the return direction.
  • the recombination of the first wave An22 and the second wave A2211 forms the main interferometric signal.
  • the third wave A is the passing wave polarized TE (at “1") in the phase differential optical modulator 16 in the forward direction, left circular polarized (at “2”) in the detection optical fiber 73 in the forward direction. the forward direction, right circular polarized (at “1”) in the detection optical fiber 73 in the return direction and TM polarized (at “2”) in the phase differential optical modulator 16 in the return direction.
  • the fourth wave A2121 is the passing wave polarized TM (at “2") in the phase differential optical modulator 16 in the forward direction, right circular polarized (at “1") in the detection optical fiber 73 in the outward direction. the forward direction, left circular polarized (at “2”) in the detection optical fiber 73 in the return direction and TE polarized (at “1”) in the phase differential optical modulator 16 in the return direction.
  • the third wave A and the fourth wave A2121 are coherent with the first wave An22 and the second wave A2211 because they see exactly the same phase shifts.
  • the third wave A1212 and the fourth wave A2121 are modulated similarly to the main signal, it is these two waves that create a scale factor problem.
  • a i is the passing wave polarized TE (at “1") in the modulator in the forward direction, left circular polarized (at “2”) in the detection optical fiber 73 in the outward direction, right circular polarized (at “1”) in the detection optical fiber 73 in the return direction and TE polarized (at “1”) in the phase differential optical modulator 16 in the return direction.
  • the sixth wave, denoted A2122 is the passing wave polarized TM (at “2") in the modulator in the outward direction, right circular polarized (at “1") in the detection optical fiber 73 in the outward direction. , left circular polarized (at “2”) in the detection optical fiber 73 in the reverse direction and polarized TM (at “2”) in the phase differential optical modulator 16 in the reverse direction.
  • the seventh wave is the passing wave polarized TE (in “1") in the modulator in the forward direction, polarized right circular (in “1") in the optical fiber detection 73 in the forward direction, left circular polarized (at “2”) in the detection optical fiber 73 in the return direction and TE polarized (at “1”) in the phase differential optical modulator 16 in the return direction.
  • the eighth wave, denoted A2212 is the passing wave polarized TM (at “2") in the modulator in the outward direction, left circular polarized (at “2”) in the detection optical fiber 73 in the outward direction. , right circular polarized (at “1”) in the detection optical fiber 73 in the return direction and polarized TM (at “2”) in the phase differential optical modulator 16 in the return direction.
  • the fifth wave Aun and the seventh wave A i are mutually coherent.
  • the sixth wave A2122 and the eighth wave A2212 are also mutually coherent.
  • the sixth wave and the eighth wave are not coherent with the fifth wave and the seventh wave.
  • a source with a wide spectral band is used here, that is to say having a limited coherence length.
  • Paths 1 and 2 have an optical path length difference greater than the source coherence length.
  • the fifth to eighth waves do not create a scale factor problem.
  • these waves can inform us about the proportion of the waves which create a problem of scale factor. Indeed, by conservation of energy, they are complementary to the waves used for measurement.
  • FIG. 8 represents the first to fourth waves, in the form of phase vectors or phasors, in the absence of the magneto-optical Faraday effect.
  • the first wave A1122 and the second wave A2211 have exactly the same amplitude.
  • the third wave A1212 and the fourth wave A2121 have exactly the same amplitude, but their amplitude is much lower than that of the first and the second wave, since the third wave A1212 and the fourth wave A2121 result from a defect or a parasitic coupling of the interferometer. Consequently, the resultant 131 of the combination of the first wave A1122 and the third wave A1212 is of reduced amplitude compared to the amplitude of the first wave and parallel to this first wave.
  • FIG. 9 represents the first to fourth waves in the form of phasors, in the presence of the magneto-optical Faraday effect.
  • the magneto-optical Faraday effect induces a phase shift equal to A ⁇ I»F/2 on the first wave A1122 and a phase shift equal to -A ⁇ I»F/2 on the second wave A2211.
  • the magneto-optical Faraday effect also induces a phase shift equal to A ⁇ I»F/2 on the third wave A1212 and a phase shift equal to ⁇ AF/2 on the fourth wave A2121.
  • the resultant 131 of the combination of the first wave A1122 and the third wave A1212 has an amplitude and a phase angle modified with respect to the first wave A1122.
  • the resultant 124 of the combination of the second wave A2211 and the fourth wave A2121 has an amplitude and a phase angle modified with respect to the second wave A2211.
  • FIG. 9 schematically illustrates the error introduced by the third and fourth waves on the magneto-optical phase shift measurement. It is also observed that the amplitude of the resulting waves is reduced compared to the amplitude of the main waves.
  • This magneto-optical phase shift measurement error induces a defect in the scale factor.
  • the scale factor is equal to 4VN.
  • the scale factor is modified and becomes 4VN/cos(2y).
  • the scale factor is modified analogously and becomes 2VN/cos(2y).
  • the power modulation amplitude of the interferometric beam detected is proportional to cos 2 (2y), where y represents the angle of the defect impacting the factor of scale, and the minimum power of the detected interferometric beam, Pmin, is proportional to sin 2 (2y).
  • the detection that the minimum power Pmin is non-zero makes it possible to highlight a scale factor defect.
  • the power modulation amplitude Pmax-Pmin is then equal to 99% of P, ie 29.7 pW.
  • a measurement of variation of the minimum power of the detected interferometric beam or a measurement of variation of power modulation amplitude of the detected interferometric beam makes it possible to measure a variation of the scale factor as a function of time for a in-line fiber optic interferometer.
  • level means the asymptotic value of the different modulated phase difference values A ⁇ I» m for each modulation level.
  • Modulation states are understood to mean the various measured power values P corresponding to the modulation levels which are linked over each modulation period. Over a modulation period, several states can use the same modulation level.
  • patent FR2654827_A1 proposes to apply a so-called 4-state modulation voltage which generates 4 successive levels of modulation over each modulation period T equal to 2AT, and to sample 4 power measurements over each modulation period.
  • 4-state modulation it is also possible to extract a signal, called Vn or Vpi, modulated at 2Fp.
  • patent EP2005113_B1 describes a so-called 6-state modulation, based on 4 biasing phase difference levels. This 6-state modulation can be broken down into a superposition of a first modulation of the phase shift (Dm(t) of ⁇ n/2 at the frequency own Fp and a second modulation of the phase shift (Dm(t) at ⁇ alpha/2 at 3*Fp. 6 power measurements are sampled over each modulation period.
  • patent application FR 3095053A1 describes a system based on modulation comprising per modulation period T at least eight modulation levels and on the acquisition of at least 12 power measurements of the interferometric beam detected per period of modulation. Signal processing extracts a signal representative of the quantity to be measured which is equal to a sum of the power measurements of the interferometric beam acquired per modulation period, each measurement being assigned a sign +1 or -1.
  • the interferometer comprises a feedback system suitable for controlling the measurement of the signal representative of the quantity to be measured, on the basis of a transfer function signal from the differential phase modulator and/or of the signal detection system transfer function.
  • a modulation/demodulation scheme with 8 levels and 12 states is used, based on that of patent application FR 3 095 053.
  • the modulation scheme is illustrated in FIG. 10. recalls that the modulations in tension and in phase are homothetic because one places oneself at the natural frequency Fp. More precisely, it is based on a modulation at 8 levels of A(D m (t) and 12 states of the corresponding detected power P(t).
  • the modulation is defined in the following table I, where a (also denoted alpha) represents the classic modulation from n and P (also denoted beta) the overmodulation added to modulate on 8 levels: [Table 1]
  • the demodulation of the 12 states is defined in the following table 2, which shows the sign or the coefficient applied to the measurement of each of the 12 power states to deduce the different signals therefrom. More precisely, as indicated on the first line of table 2, a signal representative of the magnetic field or of the electric current, corresponding to the magneto-optical Faraday phase shift, is calculated. As indicated on the second line of table 2, optionally, a signal representative of the signal Vn (or Vpi), that is to say representative of the transfer function of the phase differential optical modulator, is calculated. As indicated in the third line of Table 2, according to one aspect of the present disclosure, a signal representative of the modulated power is calculated. Optionally, as indicated on the fourth line of table 2, a signal representative of the average power is calculated. The measurement of the average power makes it possible to differentiate the faults or variations of scale factor from the variations of power of the source.
  • a modulation-demodulation method is thus available which is perfectly suited to simultaneously measuring, at each modulation period, a measurement of electric current or of magnetic field and a measurement of the modulated power.
  • a measurement of the average power and/or a measurement of the signal Vn (or Vpi) representative of the transfer function of the differential phase modulator is also calculated.
  • Vn or Vpi
  • the light source 20 emits an unpolarized source beam 100 .
  • the input-output polarizer 24 is for example a polarizing fiber, also called PZ fiber, the axes of which are perfectly aligned at 45 degrees from the birefringence axes of the optical modulator 16 at the input-output 25 of the integrated optical circuit 34.
  • the linear polarization maintaining optical fiber 74 is perfect, that is to say without coupling fault between transverse polarization modes.
  • the linear polarization maintaining optical fiber 74 is also called an offset fiber.
  • the detection optical fiber 73 with twisted or twisted polarization maintaining the fiber drawing is also called SPUN fiber or else sensor fiber because it is the sensitive part of the magnetic field or electric current sensor. It is assumed that the (spun) sensor fiber 73 perfectly retains the right circular polarization and, respectively, the left circular polarization. We note cps the phase shift introduced by the magneto-optical phase shift magnetic field.
  • the power of the light beam is reduced by half because the light source 20 is non-polarized.
  • the power Pi at the output of the polarizing fiber 24 is therefore equal to:
  • the amplitude of the wave at the output of the polarizer 24 (at the input of the differential phase modulator) is therefore Ao// ⁇ 2 along the axis of polarization of the PZ fiber 74 and zero on the another axis because here we consider a perfect polarizer 24.
  • Each polarized wave propagates perfectly in the interferometer except for the coupling between the phase differential modulator 16 and the linear polarization maintaining fiber 74.
  • the angle between the axis TE of the phase differential modulator 74 is denoted y. phase 16 and the fast axis or TE axis of the PM 74 fiber.
  • the calculations are applied directly for each modulation state (states 1 to 12 for example) with the appropriate sign indicated on the first line of Table 2.
  • the magneto-optical phase shift cps is considered to be small and constant over a period of modulation 1/FP.
  • cp r represents the feedback produced using the modulator.
  • the response of the interferometer is modified.
  • the interferometric system is suitable for compensating or correcting the variations of the scale factor as a function of time and in real time.
  • the scale factor variations are for example due to misalignments of the fibers and of the quarter-wave plate which can vary in temperature.
  • n-a becomes (n-a).(l+ s) with E small and so on for each of the other states.
  • the average power is demodulated by applying to the 12 modulation states the appropriate signs indicated in the 4th line of Table 2.
  • the fault y was determined from the modulation of the modulated power, as indicated in the paragraph result of demodulation of the modulated power in closed current loop.
  • the demodulation of the average power makes it possible, for example, to determine the variations in the power of the source A0 as a function of time and of 9.
  • the method described above also makes it possible to deduce therefrom a measurement of the temperature of the optical retarder 42, for example a quarter-wave plate.
  • the voltage Vpi is a good measure of the temperature at the level of the integrated optical circuit 34, which therefore makes it possible to control the temperature of the integrated optical circuit 34 and of the electrical box 35.
  • the quarter-wave plate is voluntarily shifted to create a large but still small defect therein, comprised between 0.1% and a few %, for example 5%.
  • a variation of the temperature at the level of the quarter-wave plate causes a variation of y.
  • the quarter-wave plate is shifted sufficiently to make the evolution monotonous and linear as a function of the temperature variations, which it is thus easy to measure.
  • the measurement of the variations of y gives information on the temperature at the level of the quarter-wave plate. By learning and calibration, it is thus possible to compensate for the defects and even the variations of the Verdet constant of the optical detection fiber 73.

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Abstract

L'invention concerne un interféromètre à fibre optique comprenant une source (20), un modulateur différentiel de phase (16), un système de traitement du signal (900), une fibre optique de détection (73) présentant une constante de Verdet apte à induire un effet Faraday magnéto-optique non-réciproque, l'interféromètre étant apte à détecter une différence de phase d'un faisceau interférométrique (300) formé par interférences entre deux ondes lumineuses polarisées (111, 112) ayant parcouru simultanément la fibre optique (73) suivant un chemin optique fermé et à en déduire, par division de la différence de phase par un facteur d'échelle, une valeur de champ magnétique ou une valeur d'un courant électrique passant dans un conducteur électrique (120). Selon l'invention, le système de traitement du signal (900) est adapté pour mesurer une variation de contraste de puissance d'une partie du faisceau interférométrique et pour déduire de la variation de contraste une mesure de variation du facteur d'échelle.

Description

Interféromètre à fibre optique et procédé de mesure de champ magnétique ou de courant électrique basé sur cet interféromètre
Domaine technique
[0001] La présente invention concerne de manière générale le domaine des capteurs basés sur un interféromètre à fibre optique. Elle concerne plus particulièrement un capteur utilisant l'effet Faraday magnéto-optique pour intégrer un champ magnétique le long d'un chemin optique fermé dans une fibre optique.
[0002] Un tel capteur trouve notamment des applications comme capteur de courant électrique (ou FOCS pour fiber-optic current sensor) dans lequel la fibre optique entoure un conducteur électrique ou encore comme capteur de champ magnétique.
[0003] Elle concerne en particulier un capteur et un procédé de mesure de courant électrique de grande précision, corrigé des erreurs impactant le facteur d'échelle.
Technique antérieure
[0004] Dans le domaine ci-dessus, la publication J. Blake et al. « In-Line Sagnac InterferometerCurrent Sensor » lEEE Transactions on Power Delivery, Vol. 11, n° 1, pages 116-121, 1996 décrit un interféromètre à fibre optique en réflexion (ou en ligne) utilisé comme capteur de courant électrique via le champ magnétique induit.
[0005] La publication « Highly accurate fiber-optic DC current sensor for the electro-winning industry », K. Bohnert, H. Brandie, M. Brunzel, P . Gabus et P. Guggenbach, IEEE, PCIC- 2005-14, pp. 121-128 décrit aussi un capteur de courant basé sur un interféromètre à fibre optique pour mesurer l'effet Faraday induit dans une fibre optique de détection. Selon cette publication, le capteur de courant peut être basé sur une configuration d'interféromètre de Sagnac à fibre optique ou d'interféromètre à fibre optique en réflexion. La fibre optique de détection est disposée de manière à former au moins un tour autour de la périphérie d'un câble électrique parcouru par un courant électrique dont on cherche à mesurer l'intensité. La fibre de détection est en général à maintien de polarisation circulaire. Dans le cas d'un d'interféromètre de Sagnac, on mesure une différence de phase entre deux ondes ayant parcouru la fibre optique de détection avec un même état de polarisation circulaire, et en sens mutuellement opposés. Dans le cas d'un interféromètre à fibre optique en réflexion, on mesure une différence de phase entre deux ondes ayant parcouru conjointement la fibre optique de détection suivant un aller-retour, avec des états de polarisation circulaires orthogonaux entre eux, ces états s'inversant entre le chemin aller et le chemin retour à la réflexion sur le miroir. Au repos, c'est-à-dire ici en absence de courant électrique ou de champ magnétique, les chemins optiques parcourus par les deux ondes sont parfaitement identiques de par la réciprocité de la propagation des ondes en sens opposé ; on dit d'ailleurs que les deux chemins sont parfaitement réciproques.
[0006] Un courant électrique passant dans un conducteur électrique induit un champ magnétique. Ce champ magnétique génère dans la fibre optique de détection un effet Faraday, ou effet magnéto-optique colinéaire non-réciproque. Plus précisément, l'effet Faraday est l'effet rotatoire de polarisation optique produit par un champ magnétique. Ainsi, le plan de polarisation d'un faisceau de lumière de polarisation linéaire traversant un matériau, par exemple de la silice, placé dans un champ magnétique B et se propageant parallèlement à ce champ, tourne d'un angle de rotation P qui dépend de la constante de Verdet du matériau de la fibre optique de détection, notée V, du champ magnétique B et de la longueur, d, du chemin optique dans le matériau traversé. L'angle de rotation P de la polarisation est proportionnel à la circulation du champ magnétique B le long de la fibre optique de détection. L'angle de rotation de la polarisation dépend du sens du champ magnétique et aussi du sens de propagation de la lumière (voir aussi « The fiber optic gyroscope », second Edition, Hervé Lefèvre, Artech House, figure 7.1-a page 107). Cette rotation d'un angle P de la polarisation linéaire est interprétée comme une biréfringence circulaire. En effet, la polarisation linéaire peut être décomposée en deux polarisations circulaires opposées (dextrogyre et lévogyre, right-handed et lefthanded en anglais). Par effet Faraday, ces deux polarisations circulaires, se propageant dans le même sens, subissent une différence de phase qui s'observe par une rotation de la polarisation linéaire qui est la combinaison de ces deux polarisations circulaires co- propagatives.
[0007] Dans le cas d'un capteur de courant basé sur un interfé rom être de Sagnac, les deux ondes se propagent en sens opposé, et avec la même polarisation circulaire. L'effet Faraday ne modifie pas cette polarisation circulaire, mais une différence de phase est créée entre les deux ondes se propageant en sens opposé (voir aussi « The fiber optic gyroscope », second Edition, Hervé Lefèvre, Artech House, figure 7.1-b page 107). Cette différence de phase A<I»s est mesurée après recombinaison des deux ondes en sortie de l'interfé rom être, et elle est égale à :
[0008] A s = 2 V N I
[0009] où V représente la constante de Verdet du matériau du cœur de la fibre optique de détection, TV le nombre entier de tours de fibre optique enroulée autour du conducteur électrique et I l'intensité du courant électrique parcourant le conducteur électrique.
[0010] Dans le cas d'un capteur de courant basé sur un interféromètre à fibre optique en réflexion, la différence de phase mesurée A<I»R est proportionnelle à :
Figure imgf000005_0001
[0012] Dans le cas d'un interféromètre à fibre optique en réflexion, le facteur d'échelle est double (4 KTV/ au lieu de 2 V N 1} par comparaison avec un interféromètre de Sagnac, du fait que les ondes polarisées parcourent chacune un aller-retour dans la fibre optique de détection. De plus, un interféromètre à fibre optique en réflexion est plutôt moins sensible qu'un interféromètre en boucle à la vitesse de rotation de l'interféromètre, aux vibrations ainsi qu'aux effets thermiques.
[0013] De tels capteurs à fibre optique présentent de nombreux avantages. Ils permettent une mesure de champ magnétique ou de courant électrique sans contact, avec une précision de l'ordre de 1 %. Ils permettent des mesures de courant sur une gamme dynamique étendue, par exemple entre une valeur minimum de courant détectable de l'ordre de quelques micro-ampères et une valeur maximum de courant détectable de l'ordre de quelques milliers d'ampères. Enfin, ils sont insensibles à de nombreux facteurs environnementaux.
[0014] Toutefois, il est souhaitable d'améliorer la précision des capteurs basés sur un interféromètre à fibre optique et en particulier le facteur d'échelle, qui définit la linéarité de la réponse du capteur en fonction du signal détecté, c'est à dire de la différence de phase mesurée. Une précision de mesure meilleure que 0,1 % ou même 0,01 % est souhaitable. [0015] Cependant, ces interféromètres à fibre optique sont sensibles à d'autres effets indésirables. Ces défauts indésirables sont susceptibles d'impacter le facteur d'échelle.
[0016] D'une part, le facteur d'échelle d'un interféromètre à fibre optique peut présenter un défaut par construction, par exemple à cause d'un défaut d'alignement d'un composant optique. Notamment, dans le cas où on utilise une lame quart d'onde pour transformer une onde de polarisation linéaire en une onde de polarisation circulaire, cette lame peut avoir un déphasage effectif différent du déphasage théorique de n/2 d'une lame quart d'onde et/ou présenter un défaut d'alignement de ses axes propres par rapport à la polarisation linéaire incidente.
[0017] D'autre part, le facteur d'échelle d'un interféromètre à fibre optique peut varier dans le temps. En particulier, il est connu que la constante de Verdet de la fibre dépend de la température et de la longueur d'onde du faisceau. Le facteur d'échelle peut présenter des variations du fait de variations de la constante de Verdet de la fibre optique, induites par exemple par des variations de température au niveau de la partie sensible du capteur. Le facteur d'échelle peut aussi varier à cause de variations de température au niveau du modulateur différentiel de phase optique.
[0018] Enfin, d'autres perturbations peuvent affecter les mesures interférométriques comme par exemple des variations de puissance lumineuse de la source.
[0019] Un des buts de l'invention est de proposer un capteur de courant électrique ou de champ magnétique basé sur un interféromètre à fibre optique permettant de mesurer en temps réel une variation ou un défaut de facteur d'échelle, quelle que soit l'origine de cette variation ou de ce défaut. Un autre but de l'invention est de permettre de corriger en temps réel cette erreur de facteur d'échelle dans un tel capteur.
Exposé de l'invention
[0020] Afin de remédier aux inconvénients précités de l'état de la technique, la présente divulgation propose un interféromètre à fibre optique comprenant une source de lumière apte à générer un faisceau source, un modulateur différentiel de phase , un dispositif à base de fibre optique, un système de détection, un système de traitement du signal, le dispositif à base de fibre optique comprenant une fibre optique de détection présentant une constante de Verdet apte à induire un effet Faraday magnéto-optique non réciproque, la fibre optique de détection étant disposée dans un champ magnétique ou formant au moins un tour autour d'un conducteur électrique, l'interféromètre à fibre optique étant apte à détecter une différence de phase d'un faisceau interférométrique formé par interférences entre deux ondes lumineuses polarisées ayant parcouru simultanément la fibre optique de détection suivant un chemin optique fermé, les deux ondes lumineuses polarisées étant modulées par le modulateur différentiel de phase, et l'interféromètre à fibre optique étant apte à en déduire, par division de la différence de phase par un facteur d'échelle, une valeur du champ magnétique intégré le long du chemin optique fermé ou une valeur d'un courant électrique passant dans le conducteur électrique, le facteur d'échelle étant proportionnel à la constante de Verdet de la fibre optique.
[0021] Selon l'invention, le système de traitement du signal est adapté et configuré pour mesurer une variation de contraste de puissance d'une partie du faisceau interférométrique modulé par le modulateur différentiel de phase et pour déduire de la variation de contraste une mesure de variation du facteur d'échelle.
[0022] Selon un aspect particulier, le système de traitement du signal est adapté et configuré pour mesurer un minimum de puissance de la partie du faisceau interférométrique modulé détecté et/ou une différence entre un maximum et un minimum de puissance de la partie du faisceau interférométrique modulé détecté.
[0023] Selon un autre aspect particulier et avantageux, le système de traitement du signal est adapté et configuré pour corriger en temps réel le facteur d'échelle en fonction de la mesure de variation de ce facteur d'échelle.
[0024] Dans le premier et deuxième mode de réalisation, la fibre optique de détection est à maintien de polarisation circulaire, le dispositif à base de fibre optique comprenant un retardateur optique de phase et un réflecteur, le retardateur optique de phase étant disposé à une extrémité de la fibre optique de détection et le réflecteur à une autre extrémité de la fibre optique de détection, l'interféromètre étant configuré de façon à ce que les deux ondes lumineuses polarisées parcourent la fibre optique de détection suivant un aller-retour avec deux états orthogonaux de polarisation circulaire s'inversant par réflexion sur le réflecteur. [0025] Selon un aspect du premier mode de réalisation, le modulateur différentiel de phase est un modulateur électro-optique de biréfringence qui comprend un seul guide d'onde apte à guider deux états orthogonaux de polarisation linéaire suivant deux axes perpendiculaires ; le modulateur de biréfringence module, en différentiel, les phases des deux polarisations linéaires orthogonales. L'interféromètre comporte aussi un polariseur disposé entre la source de lumière et le modulateur électro-optique de biréfringence, le polariseur étant orienté à 45 degrés des axes du modulateur électro-optique de biréfringence, et une extrémité du modulateur électro-optique de biréfringence est reliée au dispositif à base de fibre optique.
[0026] Selon un aspect du deuxième mode de réalisation, l'interféromètre comprend un séparateur à jonction Y disposé entre la source de lumière et le modulateur différentiel de phase comprenant deux guides d'onde aptes à guider deux faisceaux de même polarisation linéaire et comprenant, chacun, un modulateur de phase connecté de préférence en configuration push-pull, c'est à dire avec un signe opposé. Le dispositif à base de fibre optique comporte une section de fibre optique à maintien de polarisation et une autre section de fibre optique à maintien de polarisation, la section de fibre optique, et respectivement, l'autre section de fibre optique, étant reliée chacune, d'une part, à un des deux guides d'onde du modulateur différentiel de phase et, d'autre part, à un coupleur-séparateur de polarisation, l'autre section de fibre optique étant orientée de manière à faire tourner une polarisation linéaire de 90 degrés.
[0027] Selon un troisième mode de réalisation, la fibre optique de détection est à maintien de polarisation circulaire, le dispositif à base de fibre optique comprend un séparateur à jonction Y disposé entre la source de lumière et le modulateur différentiel de phase qui comprend deux guides d'onde aptes à guider deux faisceaux de même polarisation linéaire, et comprenant, chacun, un modulateur de phase connecté de préférence en configuration push-pull, c'est à dire avec un signe opposé. Le dispositif à base de fibre optique comporte une section de fibre optique à maintien de polarisation, un retardateur optique de phase, une autre section de fibre optique à maintien de polarisation, et un autre retardateur optique de phase, la section de fibre optique, et respectivement, l'autre section de fibre optique, étant reliée chacune, d'une part, à un des deux guides d'onde du modulateur différentiel de phase et, d'autre part, au retardateur optique de phase, respectivement, à l'autre retardateur optique de phase, le retardateur optique de phase étant disposé à une extrémité de la fibre optique de détection et l'autre retardateur optique de phase étant disposé à une autre extrémité de la fibre optique de détection, l'interféromètre étant configuré de façon à ce que les deux ondes lumineuses polarisées parcourent la fibre optique de détection en sens opposés avec un même état de polarisation circulaire.
[0028] Selon un aspect particulier et avantageux de l'un quelconque de ces modes de réalisation, le retardateur optique de phase, et/ou respectivement l'autre retardateur optique de phase, forment chacun une lame quart d'onde à la longueur d'onde du faisceau source.
[0029] Avantageusement, le retardateur optique de phase et/ou respectivement l'autre retardateur optique de phase, est décalé de manière à introduire un défaut, et le système de traitement du signal est adapté pour extraire du signal interférométrique détecté une mesure de variation du facteur d'échelle du système et ainsi en déduire une variation de température du retardateur optique de phase, respectivement de l'autre retardateur optique de phase.
[0030] L'invention concerne aussi un procédé de mesure de champ magnétique ou de courant électrique basé sur un interféromètre à fibre optique selon l'un des modes de réalisation décrits, le procédé comprenant les étapes suivantes : émission d'un faisceau source issu d'une source de lumière ; séparation du faisceau source en deux ondes lumineuses polarisées ; modulation différentielle de phase des deux ondes lumineuses polarisées ; transmission des deux ondes lumineuses polarisées à un dispositif à base de fibre optique comprenant une fibre optique de façon à ce que les deux ondes lumineuses polarisées parcourent simultanément la fibre optique suivant un chemin optique fermé, la fibre optique présentant une constante de Verdet apte à induire un effet Faraday magnéto-optique non réciproque, la fibre optique de détection étant disposée dans un champ magnétique ou formant au moins un tour autour d'un conducteur électrique ; recombinaison des deux ondes lumineuses polarisées en sortie du dispositif à base de fibre optique pour former un faisceau interférométrique ; détection du faisceau interférométrique ; et traitement du signal détecté pour extraire une mesure d'une différence de phase du faisceau interférométrique et pour déduire, par division de la différence de phase par un facteur d'échelle, une valeur du champ magnétique intégré le long du chemin optique fermé ou une valeur d'un courant électrique passant dans le conducteur électrique.
[0031] Selon la présente divulgation, le traitement du signal est adapté et configuré pour mesurer une variation de contraste de puissance d'une partie du faisceau interférométrique modulé par le modulateur différentiel de phase et pour déduire de la variation de contraste une mesure de variation du facteur d'échelle.
[0032] Bien entendu, les différentes caractéristiques, variantes et formes de réalisation de l'invention peuvent être associées les unes avec les autres selon diverses combinaisons dans la mesure où elles ne sont pas incompatibles ou exclusives les unes des autres.
Brève description des dessins
[0033] De plus, diverses autres caractéristiques de l'invention ressortent de la description annexée effectuée en référence aux dessins qui illustrent des formes, non limitatives, de réalisation de l'invention et où :
[0034] La figure 1 illustre un premier mode de réalisation d'un capteur de courant électrique ou de champ magnétique basé sur un interféra mètre à fibre optique en réflexion;
[0035] La figure 2 illustre un deuxième mode de réalisation d'un capteur de courant électrique ou de champ magnétique basé sur un interféromètre à fibre optique en réflexion ;
[0036] La figure 3 illustre un troisième mode de réalisation d'un capteur de courant électrique ou de champ magnétique basé sur un interféromètre de Sagnac à fibre optique;
[0037] La figure 4 représente une courbe théorique de réponse en puissance du signal interférométrique détecté en fonction d'un déphasage introduit par le signal à mesurer ou par la modulation ajoutée à l'aide du modulateur différentiel de phase, en l'absence de défauts ;
[0038] La figure 5 représente une courbe de réponse en puissance d'une partie du signal interférométrique détecté en fonction d'un déphasage introduit par le signal à mesurer ou par la modulation ajoutée à l'aide du modulateur, dans le cas d'un interféromètre à fibre optique présentant un défaut de facteur d'échelle ;
[0039] La figure 6 représente une courbe de réponse en puissance d'une autre partie du signal interférométrique détecté en fonction d'un déphasage introduit par le signal à mesurer, dans le cas d'un interféromètre à fibre optique présentant un défaut de facteur d'échelle ;
[0040] La figure 7 représente une courbe de réponse en puissance résultant de la somme des signaux interférométriques détectés en fonction d'un déphasage introduit par la modulation ajoutée à l'aide du modulateur, représentés sur les figures 5 et 6, dans le cas d'un interféromètre à fibre optique présentant un défaut de facteur d'échelle ;
[0041] La figure 8 est une vue schématique sous forme de phasors de différents faisceaux se propageant dans un interféromètre à fibre optique dans une application de capteur de champ magnétique ou de courant électrique, en absence d'effet Faraday ;
[0042] La figure 9 est une vue schématique sous forme de phasors de différents faisceaux se propageant dans le même interféromètre à fibre optique, en présence d'effet Faraday ;
[0043] La figure 10 est une représentation schématique d'un exemple de modulation à 8 niveaux et 12 états.
[0044] Il est à noter que sur ces figures les éléments structurels et/ou fonctionnels communs aux différentes variantes peuvent présenter les mêmes références.
Description détaillée
[0045] Nous allons décrire les éléments principaux d'un capteur de courant électrique ou de champ magnétique basé sur un interféromètre à fibre optique en lien avec les figures 1 à 3. Nous détaillerons plus bas les différences entre le premier mode de réalisation illustré en figure 1, le deuxième mode de réalisation illustré en figure 2 et le troisième mode de réalisation illustré en figure 3.
[0046] De manière générale, un capteur de courant électrique basé sur un interféromètre à fibre optique comporte un bloc source-détecteur 200, un polariseur 24, un modulateur électro-optique différentiel de phase 16, un dispositif 400 à base de fibre optique formant un chemin optique fermé pour entourer un conducteur électrique 120, un système de traitement du signal 900 et un système d'interfaces (non représenté). Dans la suite du présent document, le modulateur électro-optique différentiel de phase 16 est aussi appelé modulateur optique différentiel de phase, modulateur différentiel de phase ou modulateur optique.
[0047] Le bloc source-détecteur 200 comprend une source de lumière 20, un système de détection 18 et un séparateur source-récepteur 22, dit séparateur de récepteur. L'ensemble des composants électriques, électroniques analogiques ou numériques peut être inclus dans un boîtier.
[0048] Le polariseur 24 et le modulateur optique 16 sont disposés en série entre le bloc source-détecteur 200 et le dispositif 400 à base de fibre optique.
[0049] Le dispositif à base de fibre optique 400 comprend une fibre optique de détection 73 apte à former au moins un tour autour du conducteur électrique 120. La fibre optique de détection 73 est utilisée comme fibre sensible à un effet magnéto-optique. A cet effet, la fibre optique de détection 73 est choisie pour présenter une constante de Verdet, V. Par exemple, la fibre optique de détection 73 a un cœur de silice, qui présente une constante de Verdet de l'ordre d'environ 0.6 rad T -1m 1 à la longueur d'onde de 1550nm pour la silice. Avantageusement, la fibre optique de détection 73 est une fibre à maintien de polarisation torsadée ou twistée au fibrage, aussi appelée fibre SPUN. Une telle fibre SPUN permet de conserver la polarisation circulaire de la lumière. En variante, la fibre optique de détection 73 est à maintien de polarisation linéaire. Toutefois, une telle configuration est beaucoup moins efficace.
[0050] La source de lumière 20 génère un faisceau source 100. Le séparateur source- récepteur 22 transmet le faisceau source 100, par exemple via une section de fibre optique 23, au polariseur 24. Le polariseur 24 reçoit le faisceau source et transmet un faisceau source polarisé 110 linéairement en direction du modulateur optique 16.
[0051] La figure 1 représente schématiquement un capteur de courant basé sur un interféra mètre à fibre optique selon un premier mode de réalisation. Le polariseur 24 et le modulateur électro-optique différentiel de phase 16 sont disposés et configurés pour recevoir le faisceau source polarisé 110 linéairement et le séparer en deux ondes 101, 102 polarisées linéairement suivant deux états de polarisation orthogonaux. Plus précisément, un séparateur de polarisation est constitué en orientant les axes propres du polariseur 24 à 45 degrés des axes propres du modulateur électro-optique différentiel de phase 16. Le modulateur électro-optique de différentiel de phase 16 est par exemple constitué d'un modulateur électro-optique intégré sur substrat de niobate de lithium et formé par exemple par diffusion de titane. Le circuit optique intégré 34 comporte un unique guide d'onde formé par exemple par diffusion de titane dans un substrat de niobate de lithium. Le guide d'onde permet avantageusement de guider les deux états de polarisation linéaires transverses. Les électrodes du modulateur de phase 16 sont disposées le long des côtés du guide d'onde. Le guide d'onde du circuit optique intégré 34 est biréfringent. La combinaison du polariseur 24 et du modulateur électro-optique différentiel de phase 16 permet ainsi de séparer en polarisation le faisceau source polarisé 110 linéairement en une première onde 101 monomode polarisée et une deuxième onde 102 polarisée orthogonalement, qui se propagent sur le même guide d'onde monomode du modulateur électro-optique différentiel de phase 16. Par exemple, dans la suite, on considère la première onde monomode 101 linéairement polarisée TE et la deuxième onde monomode 102 linéairement polarisée TM.
[0052] Le modulateur électro-optique différentiel de phase 16 ayant une efficacité différente selon la polarisation, il génère un déphasage des deux ondes et va permettre de moduler la phase. L'extrémité du modulateur électro-optique différentiel de phase 16 est ici reliée directement au dispositif 400 à base de fibre optique.
[0053] Le dispositif 400 à base de fibre optique comprend ici une section de fibre optique 74 à maintien de polarisation linéaire, un retardateur optique de phase 42 (ci-après retardateur optique) et un réflecteur 26. La section de fibre optique 74 et la fibre optique de détection 73 sont disposées en série et reliées entre elles par le retardateur optique 42. Le réflecteur 26 est arrangé à une autre extrémité, ou extrémité distale, de la fibre optique de détection 73. Le dispositif à base de fibre optique 400 reste principalement à l'extérieur du boîtier du bloc source-récepteur 200.
[0054] Dans le sens aller, la première onde 101 monomode polarisée TE et la deuxième onde 102 polarisée TM sont injectées à une extrémité proximale de la section de fibre optique 74 à maintien de polarisation linéaire. Le retardateur optique 42 est disposé entre une extrémité distale de la section de fibre optique à maintien de polarisation 74 et une extrémité proximale de la fibre optique 73 de détection. Le retardateur optique 42 est par exemple une lame quart d'onde. En variante, le retardateur optique 42 est constitué d'une fibre optique à cœur elliptique dont la longueur et l'orientation sont déterminées pour induire un déphasage quart d'onde.
[0055] La première onde monomode 101 polarisée TE et la deuxième onde monomode 102 polarisée TM sont injectées dans la section de fibre optique 74 à maintien de polarisation linéaire. De façon avantageuse, les axes propres de la fibre optique à maintien de polarisation 74 sont alignés sur les axes de polarisation TE et TM. La section de fibre optique 74 à maintien de polarisation transporte la première onde monomode 101 polarisée et la deuxième onde monomode 102 polarisée, tout en conservant la polarisation linéaire de chacune de ces ondes. Cette section de fibre optique à maintien de polarisation 74 sert à déporter la partie sensible du capteur constituée par la fibre optique 73 par rapport au boîtier du bloc source-détecteur 200. La section de fibre optique à maintien de polarisation 74 a une longueur comprise entre lm et 10 km, par exemple d'environ 400 m. La section de fibre optique à maintien de polarisation 74 est optionnelle.
[0056] Le retardateur optique 42 reçoit la première onde monomode linéairement polarisée TE, notée 101, et forme une première onde monomode de polarisation circulaire 111 droite. De manière analogue, le retardateur optique 42 reçoit la deuxième onde monomode linéairement polarisée TM, notée 102, et forme une deuxième onde monomode de polarisation circulaire 112 gauche. Les deux ondes polarisées circulairement 111 et 112 sont injectées simultanément dans la fibre optique de détection 73. La fibre optique de détection 73 est utilisée comme fibre sensible à un effet rotatoire magnéto-optique. Avantageusement, la fibre optique de détection 73 est une fibre à maintien de polarisation torsadée ou twistée au fibrage, aussi appelée fibre SPUN. Une telle fibre permet de conserver la polarisation circulaire de la lumière. De cette manière, la première onde monomode de polarisation circulaire 111 droite se propage dans la fibre optique de détection 73 tout en restant polarisée circulaire droite tout le long de la fibre optique de détection 73 jusqu'au réflecteur 26. De la même manière, la deuxième onde monomode de polarisation circulaire 112 gauche se propage dans la fibre optique de détection 73 tout en restant polarisée circulaire gauche tout le long de la fibre 73 jusqu'au réflecteur 26.
[0057] Le réflecteur 26 est par exemple un miroir en espace libre. En variante, l'extrémité distale de la fibre optique de détection e 73 est métallisée pour former le réflecteur 26.
[0058] Après un premier passage dans la fibre optique de détection 73, les deux ondes monomodes de polarisation circulaires orthogonales 111, 112 se réfléchissent sur le miroir 26. A la réflexion sur le miroir 26, les états de polarisation des deux ondes monomodes s'inversent. Lors de la réflexion sur le réflecteur 26, la première onde monomode de polarisation circulaire 111 droite change de sens de propagation et de polarisation pour former une première onde polarisée circulaire 111 gauche. Et inversement, lors de la réflexion sur le réflecteur 26, la deuxième onde monomode de polarisation circulaire 112 gauche change de sens de propagation et de polarisation pour former une deuxième onde polarisée circulaire 112 droite. Les deux ondes réfléchies polarisées circulairement 111, 112 se propagent dans le sens retour dans la fibre optique de détection 73 tout en conservant leur polarisation circulaire respective. Dans le sens retour, le retardateur optique 42 reçoit la première onde polarisée circulaire 111 gauche et la transforme en une première onde linéairement polarisée TM. De manière analogue, dans le sens retour, le retardateur optique 42 reçoit la deuxième onde polarisée circulaire 112 droite et la transforme en une deuxième onde monomode linéairement polarisée TE.
[0059] Dans le sens retour, la première onde monomode linéairement polarisée TM et la deuxième onde monomode linéairement polarisée TE sont transmises directement au modulateur électro-optique différentiel de phase 16 puis au polariseur 24.
[0060] Dans le sens retour, le modulateur différentiel de phase et le polariseur recombinent la première onde monomode linéairement polarisée TM et la deuxième onde monomode linéairement polarisée TE pour former un faisceau interférométrique 300 polarisé linéairement.
[0061] Dans tous les modes de réalisation, le séparateur source-récepteur 22 guide le faisceau interférométrique 300 vers le photodétecteur 18. Le détecteur 18 reçoit le faisceau interférométrique et génère un signal détecté 80. [0062] Dans le deuxième mode de réalisation, illustré sur la figure 2, le séparateur de polarisation comprend un séparateur spatial, par exemple constitué d'une jonction Y, notée 15, qui sépare le faisceau source polarisé 110 linéairement, par exemple TE, en une première onde 101 monomode polarisée TE et une deuxième onde 103 monomode polarisée TE. Le polariseur 24 est avantageusement un polariseur à guide d'onde formé par la branche commune de la jonction Y, notée 15. Dans ce cas, la première onde 101 monomode polarisée TE et la deuxième onde 103 monomode polarisée TE se propagent chacune sur un guide d'onde monomode distinct du modulateur électro-optique différentiel de phase 16, par exemple en niobate de lithium sur circuit intégré optique. De façon avantageuse, la jonction Y et le modulateur électro-optique différentiel de phase 16 sont fabriqués sur un même circuit intégré optique 14. Dans ce cas, le guide d'onde est de préférence formé par échange de protons, de façon à guider un seul état de polarisation sur la branche commune de la jonction Y.
[0063] Dans le deuxième mode de réalisation, le dispositif à base de fibre optique 400 comporte en outre une section de fibre optique 71 et une autre section de fibre optique 72 reliées chacune, d'une part, à un guide d'onde de sortie du modulateur électro-optique différentiel de phase 16 et, d'autre part, à un coupleur-séparateur de polarisation 27.
[0064] Dans le sens aller, en sortie du modulateur électro-optique différentiel de phase 16, la première onde monomode 101 se propage dans la section de fibre optique 71 à maintien de polarisation. La deuxième onde monomode 103 se propage dans l'autre section de fibre optique 72 à maintien de polarisation. L'autre section de fibre optique 72 est orientée de manière à faire tourner de 90 degrés la polarisation linéaire de la deuxième onde monomode 103, qui devient ainsi une deuxième onde monomode 102 polarisée linéairement avec une polarisation orthogonale à la première onde monomode 101. Le coupleur-séparateur de polarisation 27 recombine la première onde monomode 101 et la deuxième onde monomode 102, de polarisations linéaires orthogonales sur un même guide d'onde monomode. Le coupleur-séparateur de polarisation 27 est relié à une extrémité proximale de la section de fibre optique 74 à maintien de polarisation linéaire. [0065] La propagation de la première onde monomode 101 et de la deuxième onde monomode 102 suivant un aller-retour à travers le retardateur optique 42, la fibre optique de détection 73 et la réflexion sur le réflecteur 26 est analogue à celle décrite en lien avec le premier mode de réalisation.
[0066] Dans le sens retour, après réflexion sur le réflecteur et transmission via la fibre optique de détection 73, le retardateur optique 42 et la section de fibre 74, la première onde monomode linéairement polarisée TM est transmise via l'autre section de fibre optique 72 qui fait tourner de 90 degrés la polarisation linéaire de la première onde monomode, qui devient ainsi une première onde monomode linéairement polarisée TE. La deuxième onde monomode linéairement polarisée TE est transmise par la section de fibre optique 71 à maintien de polarisation. La jonction Y 15 recombine la première onde monomode linéairement polarisée TE et la deuxième onde monomode linéairement polarisée TE pour former le faisceau interférométrique 300 polarisé linéairement, ici TE.
[0067] Dans les premier et deuxième modes de réalisation, on dispose ainsi de la première onde monomode 101 polarisée linéairement suivant un premier état de polarisation et de la deuxième onde monomode 102 polarisée linéairement suivant un deuxième état de polarisation transverse au premier état de polarisation, se propageant sur un seul et même guide d'onde, soit directement en sortie du modulateur électro-optique différentiel de phase 16, soit en sortie du coupleur-séparateur de polarisation 27.
[0068] Dans le premier et le deuxième mode de réalisation, le modulateur électro-optique différentiel de phase 16 module la phase de la polarisation de la première onde monomode 101 linéairement polarisée TE par rapport à la phase de la deuxième onde monomode 102 linéairement polarisée TM. A cet effet, le modulateur électro-optique différentiel de phase 16 applique un déphasage (Dm(t) modulé périodiquement avec une période de modulation T.
[0069] La figure 3 représente un capteur de courant électrique ou de champ magnétique basé sur un interféromètre de Sagnac à fibre optique, selon un troisième mode de réalisation. On retrouve les éléments communs aux deux premiers modes de réalisation : la source de lumière 20 générant un faisceau source 100, un dispositif 400 à base de fibre optique formant un chemin optique fermé pour encercler un conducteur électrique 120, un système de détection 18 et un système de traitement du signal 900. Dans ce troisième mode de réalisation, l'interféromètre de Sagnac, dit en boucle, utilise un chemin optique refermé, généralement entre les deux extrémités d'une bobine de fibre optique 73. Un composant optique, par exemple constitué d'une jonction Y notée 15, sépare le faisceau source 100 en deux ondes distinctes qui parcourent le chemin optique refermé en sens mutuellement opposés et le même composant optique recombine les deux ondes en sortie de la bobine de fibre optique. Dans un interféromètre à fibre optique en boucle, les deux ondes séparées utilisent le même état de polarisation sur le chemin optique refermé. Au repos, les chemins optiques parcourus par les deux ondes sont parfaitement réciproques. Le polariseur 24, la jonction Y notée 15 et le modulateur différentiel de phase 16 sont disposés et fonctionnent de manière analogue aux mêmes éléments décrits en lien avec la figure 2.
[0070] Dans le troisième mode de réalisation, le dispositif 400 à base de fibre optique comporte la fibre optique de détection 73 reliée à chacune de ses extrémités à un retardateur optique de phase, notés respectivement 32 et 33. Le dispositif à base dé fibré optique 400 comporte en outre une section de fibre optique 71 à maintien de polarisation et une autre section de fibre optique 72 à maintien de polarisation. La section de fibre optique 71 est reliée, d'une part, à un guide d'onde de sortie du modulateur optique différentiel de phase 16 et, d'autre part, au retardateur optique 32. L'autre section de fibre optique 72 est reliée, d'une part, à un autre guide d'onde de sortie du modulateur optique différentiel de phase 16 et, d'autre part, au retardateur optique 33. La fibre optique de détection 73 est enroulée de façon à former au moins un tour autour du conducteur électrique 120, dans une application à un capteur de courant.
[0071] Le retardateur optique de phase 32, respectivement 33, est par exemple une lame quart d'onde.
[0072] Dans le troisième mode de réalisation, dans le sens aller, en sortie du modulateur optique différentiel de phase 16, la première onde monomode 101 se propage dans la section de fibre optique 71 à maintien de polarisation et la deuxième onde monomode 102 se propage dans l'autre section de fibre optique 72 à maintien de polarisation. La première onde monomode 101 et la deuxième onde monomode 102 sont de polarisations linéaires parallèles, par exemple ici TE. Le retardateur optique 32, respectivement 33, reçoit la première onde monomode 101, respectivement la deuxième onde monomode 102, et la transforme en une première onde monomode de polarisation circulaire 111 droite, respectivement une deuxième onde monomode de polarisation circulaire 112 droite. La première onde monomode de polarisation circulaire
111 droite, respectivement une deuxième onde monomode de polarisation circulaire
112 droite parcourent la fibre optique de détection 73 en sens mutuellement opposé. En sortie de la fibre optique de détection 73, le retardateur optique 32, respectivement 33, reçoit la deuxième onde monomode de polarisation circulaire 112 droite, respectivement la première onde monomode de polarisation circulaire 111 droite, et la transforme en une deuxième onde monomode de polarisation linéaire TE, respectivement une première onde monomode de polarisation linéaire TE. Comme dans le deuxième mode de réalisation, le modulateur optique de différentiel de phase 16 et la jonction Y 15 recombinent la première onde monomode de polarisation linéaire TE et la deuxième onde monomode de polarisation linéaire TE pour former un faisceau interférométrique 300 polarisé linéairement.
[0073] Dans le sens retour, dans les trois modes de réalisation décrits ci-dessus, après un temps de parcours AT, le modulateur optique différentiel de phase 16 reçoit la première onde monomode linéairement polarisée et la deuxième onde monomode linéairement polarisée. Le modulateur optique différentiel de phase 16 module la phase de la polarisation de la première onde polarisée par rapport à la phase de la deuxième onde monomode polarisée. Ainsi, le modulateur optique différentiel de phase 16 forme, une première onde de sortie et, respectivement, une deuxième onde de sortie, ayant une différence de phase modulée ACDm(t) = (Dm(t) - (Dmft-Ar). Ici, T représente le temps de parcours aller-retour de chaque onde dans le dispositif à fibre optique 400.
[0074] Dans le premier mode de réalisation, le temps de parcours AT à considérer pour la modulation de phase ACDm(t) est le temps de parcours de la première onde ou de la deuxième onde pour un aller-retour dans la section de fibre à maintien de polarisation 74 et la fibre optique de détection 73. [0075] Dans le deuxième mode de réalisation, le temps de parcours AT à considérer pour la modulation de phase ACDm(t) est le temps de parcours de la première onde ou de la deuxième onde pour un passage dans les sections de fibre optique 71 et 72 et pour un aller-retour dans la section de fibre à maintien de polarisation 74 et la fibre optique de détection 73.
[0076] Dans le troisième mode de réalisation, le temps de parcours T à considérer pour la modulation de phase ACDm(t) est le temps de parcours de la première onde ou de la deuxième onde pour un passage dans une section de fibre optique 71, une section de fibre optique 72 et pour un aller simple dans la fibre optique de détection 73.
[0077] Dans les exemples illustrés sur les figures 1 à 3, on utilise un système numérique de traitement du signal. En variante, le système de traitement du signal peut être entièrement analogique.
[0078] Sur les figures 1 à 3, le système de traitement du signal 900 comprend par exemple un convertisseur analogique-numérique 19, un processeur numérique 30, par exemple de type DSP (Digital Signal Processor), FPGA (Field Programmable Gate Array) ou ASIC (Application Specific Integrated Circuit), et un convertisseur numérique-analogique 31. Le processeur numérique 30 permet d'extraire un signal d'un paramètre à mesurer 90, par exemple le champ magnétique ou l'intensité d'un courant électrique, sur une sortie numérique. Le convertisseur numérique-analogique 31 permet d'appliquer une tension de modulation 60 sur les électrodes du modulateur optique différentiel de phase 16. Les résultats du ou des paramètre(s) mesuré(s) 90 sont par exemple affichés sur une interface homme-machine.
[0079] Le système de traitement du signal 900 applique l'un quelconque des schémas de modulation-démodulation connus pour extraire une mesure de différence de phase, qui est ensuite transformée en intensité du courant électrique. Une modulation du déphasage (Dm(t) est obtenue en appliquant une tension électrique 60 modulée Vm(t) sur les électrodes du modulateur différentiel de phase 16. Dans le cas d'une modulation numérique, la tension de modulation comporte M états de modulation où M est un nombre entier par exemple égal à 4, 6, 8 ou 12. Toutefois, il existe aussi des schémas de modulation/démodulation analogiques que l'homme du métier adaptera sans difficulté. [0080] La modulation du déphasage (Dm(t) est périodique avec une période de modulation T telle que T/2 = 1/(2. Fp) = AT où Fp représente la fréquence propre du dispositif à fibre optique 400. Le système de détection 18 acquiert la puissance du faisceau interférométrique en sortie de l'interféromètre suivant les M états de modulation. Le système de traitement du signal numérise le faisceau interférométrique détecté et démodule le signal détecté.
[0081] Dans l'application à un capteur de courant électrique, la fibre optique de détection 73 est enroulée pour former une bobine autour d'un conducteur électrique 120 dans lequel circule un courant électrique ayant un intensité /. L'axe de la bobine de la fibre optique de détection 73 est confondu avec l'axe longitudinal du conducteur électrique 120. On note N le nombre de tours de fibre optique de détection 73 fermés autour du conducteur électrique 120. Le courant électrique induit un champ magnétique /? suivant des lignes de champ circulaires autour de la circonférence du conducteur électrique 120.
[0082] Comme décrit plus haut, il est connu que le déphasage interférométrique A(|) introduit par effet Faraday magnéto-opique entre les deux ondes polarisées circulairement en sortie de la fibre de détection 73 après un aller-retour dans un interférométrie en réflexion, est relié à l'intensité /du courant électrique par l'équation suivante, où V représente la constante de Verdet de la fibre optique de détection 73, lorsque le système interférométrique est parfait.
[Math. 1]
Figure imgf000021_0001
[0083] Dans ce cas, le facteur d'échelle est égal à 4VN. La constante de Verdet de la silice est égale à environ 0.6 rad T-1m 1 à la longueur d'onde de 1550nm. N représente le nombre de tours de la fibre optique sensible, N étant compris entre 1 et 100000 et généralement inférieur à 20000.
[0084] Comme décrit plus haut, dans le cas d'un interféromètre de Sagnac, le facteur d'échelle est égal à 2VN. [0085] Un interféra mètre à fibre optique en ligne ou en boucle comportant une fibre optique de détection 73 permet ainsi de mesurer un champ magnétique ou un courant électrique.
[0086] La figure 4 représente la réponse de l'interféromètre en termes de puissance mesurée en fonction du déphasage Acp(t) introduit par le modulateur différentiel de phase 16, dans le cas d'un interféromètre parfait. En théorie, le déphasage est parfaitement modulé entre une valeur maximale, notée PO, et une valeur minimale Pmin, nulle.
[0087] Toutefois, des erreurs peuvent affecter la réponse d'un tel interféromètre.
[0088] Par exemple, dans le premier mode de réalisation, on note 0 l'angle entre le polariseur 24 et le modulateur optique différentiel de phase 16. En général, comme indiqué plus haut, 0 est ajusté à environ 45 degrés. Dans le deuxième mode de réalisation, l'angle 0 représente par exemple un déséquilibre entre les deux branches de la jonction Y 15, qui ne sépare pas l'onde source à 50-50 entre les deux branches.
[0089] L'amplitude de modulation, notée Pmodulation, de la puissance détectée s'exprime comme la différence entre la puissance maximum, notée Pmax, et la puissance minimum, notée Pmin.
[0090] Lorsque l'interféromètre est parfait, on obtient, comme illustré sur la figure 4 :
[Math 2]
Figure imgf000022_0001
[0091] Toutefois, le système interférométrique peut présenter un défaut, par exemple un défaut d'alignement entre les axes propres des fibres 73 et 74, un défaut du retardateur optique 42, qui n'est pas exactement une lame quart d'onde à la longueur d'onde utilisée ou encore une biréfringence résiduelle. Dans ce cas, en faisant l'hypothèse où VNI est petit, le déphasage mesuré devient A(|) =4VNI /cos(2y) où y représente l'angle du défaut considéré, par exemple du fait d'un désalignement de la fibre 74 ou d'un défaut de la lame quart d'onde 42. On considère ici un angle petit lorsqu'il est inférieur à environ 0,lrad. [0092] La figure 5 représente une partie du signal interférométrique détecté correspondant aux interférences entre les deux ondes principales et aux interférences entre les deux ondes doublement couplées par un défaut y, ces ondes ayant parcouru l'interféromètre en fonction d'un déphasage Acp(t) modulé en fonction de la mesure de courant ou de champs magnétique ou en fonction du déphasage introduit par la modulation grâce au modulateur et en présence d'un défaut y. On note Po la puissance de la source. Au lieu d'atteindre la valeur maximale Po, la puissance maximum de cette partie du signal détecté est limitée à la valeur Po.cos2(y).
[0093] Toutefois, le défaut y induit aussi des interférences entre d'autres ondes parasites à couplage simple, qui contribuent à une autre partie du signal détecté. Comme illustré sur la figure 6, on montre que l'amplitude de cette autre partie du signal interférométrique en fonction d'un déphasage Acp(t) dû au signal à mesurer présente une puissance maximum égale à Po.sin2(y). La modulation de phase à travers le modulateur n'a aucune incidence sur ces signaux à partir du moment où ils sont décorrélés des signaux principaux et doubles de la figure 5.
[0094] Plus précisément, lorsque l'interféromètre est imparfait, on obtient, comme illustré sur la figure 7, la somme de ces deux signaux d'interférences correspondant à un signal interférométrique détecté qui est modulé entre une valeur Pmin, égale à Po.sin2(y) et une valeur maximale Pmax. Plus précisément, la figure 7 représente la puissance en fonction de la modulation appliqué au modulateur de phase.
[Math 3]
Figure imgf000023_0001
[0095] On observe que l'interféromètre n'est plus parfaitement contrasté, la puissance minimum Pmin n'étant pas nulle et l'amplitude de modulation étant réduite, ce qui dégrade le facteur d'échelle du système interférométrique.
[0096] Dans le cas d'un interféromètre de Sagnac, ce problème technique de dégradation du facteur d'échelle se produit aussi par exemple s'il existe un défaut sur chaque lame quart d'onde 32, 33 aux extrémités de la fibre optique de détection 73. On observe dans ce cas que Pmin reste proche de zéro et que la valeur de Pmax est réduite. Par conséquent, l'amplitude Pmax- Pmin baisse par comparaison avec un interféromètre de Sagnac utilisant des composants parfaits.
[0097] Ces effets indésirables peuvent être dus à des couplages parasites dans l'interféromètre à fibre optique. Ils peuvent avoir pour origine des instabilités thermiques dans la fibre optique de détection 73 du fait d'un défaut d'orientation ou de retard optique du retardateur optique 42, ou respectivement de chacun des retardateurs optiques 32 et 33.
[0098] Une représentation graphique de l'erreur de mesure de déphasage liée à cette dégradation du facteur d'échelle est illustrée en lien avec les figures 8 et 9. Nous détaillons maintenant la propagation des ondes polarisées dans l'interféromètre à fibre optique en ligne en termes de vecteur de phase en lien avec la figure 8, c'est-à-dire dans le cas d'un interféromètre imparfait mais au repos, en absence d'effet Faraday magnéto- optique.
[0099] En sortie du modulateur optique différentiel de phase 16, dans le sens retour, notons AH22 la première onde monomode polarisée, c'est-à-dire l'onde principale passant polarisée TE (ou en « 1 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens aller, polarisée circulaire droite (en « 1 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens aller et polarisée circulaire gauche (en « 2 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens retour et polarisée TM (en « 2 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens retour. En sortie du modulateur optique différentiel de phase 16, dans le sens retour, notons A2211 la deuxième onde monomode polarisée, c'est-à-dire l'onde principale passant polarisée TM (en « 2 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens aller, polarisée circulaire gauche (en « 2 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens aller puis polarisée circulaire droite (en « 1 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens retour et polarisée TE (en « 1 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens retour.
[0100] La recombinaison de la première onde An22et la deuxième onde A2211 forme le signal interférométrique principal. [0101] Toutefois, en cas de défaut d'alignement de l' interféra mètre, il existe 6 autres ondes parasites : deux ondes résultant de couplages doubles (troisième et quatrième onde) et quatre autres ondes résultant de couplages simples (cinquième à huitième onde).
[0102] La troisième onde A est l'onde passant polarisée TE (en « 1 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens aller, polarisée circulaire gauche (en « 2 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens aller, polarisée circulaire droite (en « 1 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens retour et polarisée TM (en « 2 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens retour.
[0103] La quatrième onde A2121 est l'onde passant polarisée TM (en « 2 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens aller, polarisée circulaire droite (en « 1 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens aller, polarisée circulaire gauche (en « 2 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens retour et polarisée TE (en « 1 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens retour.
[0104] La troisième onde A et la quatrième onde A2121 sont cohérentes avec la première onde An22et la deuxième onde A2211 car elles voient exactement les mêmes déphasages. De plus, la troisième onde A1212 et la quatrième onde A2121 sont modulées de façon similaire au signal principal, ce sont ces deux ondes qui créent un problème de facteur d'échelle.
[0105] Il existe aussi une cinquième onde, notée A i qui est l'onde passant polarisée TE (en « 1 ») dans le modulateur dans le sens aller, polarisée circulaire gauche (en « 2 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens aller, polarisée circulaire droite (en « 1 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens retour et polarisée TE (en « 1 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens retour.
[0106] La sixième onde, notée A2122 est l'onde passant polarisée TM (en « 2 ») dans le modulateur dans le sens aller, polarisée circulaire droite (en « 1 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens aller, polarisée circulaire gauche (en « 2 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens retouret polarisée TM (en « 2 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens retour.
[0107] La septième onde, notée Aim est l'onde passant polarisée TE (en « 1 ») dans le modulateur dans le sens aller, polarisée circulaire droite (en « 1 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens aller, polarisée circulaire gauche (en « 2 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens retour et polarisée TE (en « 1 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens retour.
[0108] La huitième onde, notée A2212 est l'onde passant polarisée TM (en « 2 ») dans le modulateur dans le sens aller, polarisée circulaire gauche (en « 2 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens aller, polarisée circulaire droite (en « 1 ») dans la fibre optique de détection 73 dans le sens retour et polarisée TM (en « 2 ») dans le modulateur optique différentiel de phase 16 dans le sens retour.
[0109] La cinquième onde Aun et la septième onde A i sont cohérentes entre elles. La sixième onde A2122 et la huitième onde A2212 sont aussi cohérentes entre elles. Par contre la sixième onde et la huitième onde ne sont pas cohérentes avec la cinquième onde et la septième onde. En effet, on utilise ici une source à large bande spectrale, c'est-à-dire ayant une longueur de cohérence limitée. Les chemins 1 et 2 présentent une différence de longueur de chemin optique supérieure à la longueur de cohérence de la source.
[0110] Les cinquième à huitième ondes ne créent pas de problème de facteur d'échelle. Par contre, ces ondes peuvent nous renseigner sur la proportion des ondes qui créent un problème de facteur d'échelle. En effet, par conservation de l'énergie, elles sont les complémentaires des ondes qui servent à la mesure.
[0111] La figure 8 représente les première à quatrième ondes, sous forme de vecteurs de phase ou phasors, en absence d'effet Faraday magnéto-optique. La première onde A1122 et la deuxième onde A2211 ont exactement la même amplitude. La troisième onde A1212 et la quatrième onde A2121 ont exactement la même amplitude, mais leur amplitude est beaucoup plus faible que celle de la première et de la deuxième onde, puisque la troisième onde A1212 et la quatrième onde A2121 résultent d'un défaut ou d'un couplage parasite de l'interféromètre. Par conséquent, la résultante 131 de la combinaison de la première onde A1122 et de la troisième onde A1212 est d'amplitude réduite par rapport à l'amplitude de la première onde et parallèle à cette première onde. La résultante 124 de la combinaison de la deuxième onde A2211 et de la quatrième onde A2121 est d'amplitude réduite par rapport à l'amplitude de la deuxième onde, et parallèle à cette deuxième onde. [0112] La figure 9 représente les première à quatrième ondes sous forme de phasors, en présence d'effet Faraday magnéto-optique. L'effet Faraday magnéto-optique induit un déphasage égal à A<I»F/2 sur la première onde A1122 et un déphasage égal à -A<I»F/2 sur la deuxième onde A2211. Simultanément, l'effet Faraday magnéto-optique induit aussi un déphasage égal à A<I»F/2 sur la troisième onde A1212 et un déphasage égal à -A F/2 sur la quatrième onde A2121. La résultante 131 de la combinaison de la première onde A1122 et de la troisième onde A1212 présente une amplitude et un angle de phase modifiés par rapport à la première onde A1122. De manière analogue, la résultante 124 de la combinaison de la deuxième onde A2211 et de la quatrième onde A2121 présente une amplitude et un angle de phase modifiés par rapport à la deuxième onde A2211. La figure 9 illustre schématiquement l'erreur introduite par les troisième et quatrième ondes sur la mesure de déphasage magnéto-optique. On observe aussi que l'amplitude des ondes résultantes est réduite par rapport à l'amplitude des ondes principales.
[0113] Cette erreur de mesure de déphasage magnéto-optique induit un défaut dans le facteur d'échelle. Comme on l'a vu plus haut, dans un interféromètre en réflexion parfait, le facteur d'échelle est égal à 4VN. Dans un interféromètre en réflexion présentant des défauts, le facteur d'échelle est modifié et devient 4VN/cos(2y). Dans un interféromètre de Sagnac, le facteur d'échelle est modifié de manière analogue et devient 2VN/cos(2y).
[0114] Selon la présente divulgation, l'amplitude de modulation de puissance du faisceau interférométrique détecté, autrement dit Pmax-Pmin ou Pmodulée, est proportionnelle à cos2(2y), où y représente l'angle du défaut impactant le facteur d'échelle, et la puissance minimum du faisceau interférométrique détecté, Pmin, est proportionnelle à sin2(2y).
[0115] A partir d'une mesure de l'amplitude de modulation de puissance du faisceau interférométrique détecté et/ou d'une mesure de la puissance minimum du faisceau interférométrique détecté, on en déduit une mesure de l'angle d'un défaut impactant de facteur d'échelle.
[0116] En particulier, dans un interféromètre en réflexion, la détection que la puissance minimum Pmin est non nulle permet de mettre en évidence un défaut de facteur d'échelle. Par exemple, la puissance arrivant sur le photodétecteur est d'environ P=30pW au maximum de puissance. En présence d'un défaut tel que cos(2y)=99,5%, la puissance minimum est égale à Pmin=P*sin2(2y), soit 1% de P, c'est-à-dire environ 0,3 pW. L'amplitude de modulation de puissance Pmax- Pmin est alors égale à 99% de P soit 29,7 pW. Dans un interféromètre en boucle (3ème mode de réalisation), il n'y a pas de variation du minimum mais seulement de l'amplitude Pmax -Pmin.
[0117] Plus généralement, une mesure de variation de la puissance minimum du faisceau interférométrique détecté ou une mesure de variation d'amplitude de modulation de puissance du faisceau interférométrique détecté permet de mesurer une variation du facteur d'échelle en fonction du temps pour un interféromètre à fibre optique en ligne.
[0118] En pratique, il existe différentes manières de mesurer la puissance mimimum Pmin et l'amplitude de modulation de puissance du faisceau interférométrique détecté.
[0119] Nous allons maintenant détailler un système interférométrique avec un exemple de modulation de phase et de démodulation du signal détecté, adapté pour mesurer un signal représentatif d'un défaut d'alignement de l'interféromètre, ce défaut d'alignement étant susceptible de dégrader le facteur d'échelle.
[0120] Dans le domaine des systèmes interférométriques à base de fibre optique en ligne, on connaît différentes techniques de modulation et de démodulation. Cette modulation est obtenue en appliquant une tension électrique modulée Vm(t) entre les électrodes du modulateur différentiel de phase 16 pour moduler la différence de phase ACDm(t) du signal interférométrique mesuré. Cette modulation permet une mise au biais qui augmente la sensibilité du système interférométrique, notamment pour des mesures de champ magnétique ou de courant électrique de faible amplitude.
[0121] En particulier, il est connu d'appliquer une modulation dite 2-états, en modulant la tension de modulation Vm en carré entre deux valeurs de paliers, de manière à produire une modulation de la différence de phase sur deux niveaux, par exemple de ACDb(t) = ± n/2 , dite différence de phase de mise au biais, à la fréquence propre Fp du dispositif à base de fibre optique 400. La fréquence propre Fp est définie de telle manière que T/2 = 1/(2. Fp) = AT où T représente la période de la modulation carrée. Ainsi, la demi-période de modulation T/2 correspond au temps de parcours AT de chaque onde monomode dans le dispositif à base de fibre optique 400. Le système de traitement du signal Tl numérise le faisceau interférométrique détecté et démodule à la fréquence propre Fp le signal détecté en échantillonnant deux mesures de puissance sur chaque période de modulation et en affectant un signe négatif à un premier niveau et un signe positif au niveau suivant.
[0122] Afin d'étendre et de linéariser la dynamique de réponse d'un système interférométrique, il est aussi connu d'appliquer un signal de contre-réaction.
[0123] Dans la suite du présent document on entend par niveau (ou niveau de modulation) la valeur asymptotique des différentes valeurs de différence de phase modulée A<I»m pour chaque palier de modulation. On entend par états de modulation, les différentes valeurs de puissance P mesurées correspondant aux niveaux de modulation qui s'enchaînent sur chaque période de modulation. Sur une période de modulation, plusieurs états peuvent utiliser un même niveau de modulation.
[0124] Dans le cadre de la présente divulgation, nous considérons le cas d'une modulation numérique à au moins 4 états, pour permettre de mesurer d'une part le déphasage Faraday magnéto-optique, et d'autre part, la puissance minimum et/ou l'amplitude de modulation de puissance (PMax-Pmin).
[0125] Dans le domaine ci-dessus, le brevet FR2654827_A1 propose d'appliquer une tension de modulation dite 4-états qui génère 4 niveaux successifs de modulation sur chaque période de modulation T égale à 2AT, et d'échantillonner 4 mesures de puissance sur chaque période de modulation. Dans la modulation 4-états, il est aussi possible d'extraire un signal, dit Vn ou Vpi, modulé à 2Fp. Le signal Vn représente la fonction de transfert du modulateur différentiel de phase , c'est-à dire le rapport entre la tension appliquée Vm au modulateur et le déphasage (Dm induit, avec Vn /n = Vm/(Dm. Or ce signal Vn fluctue avec l'environnement, par exemple avec la température du modulateur différentiel de phase 16.
[0126] Dans le domaine des systèmes interférométriques à fibre optique, le brevet EP2OO5113_B1 décrit une modulation dite 6-états, basée sur 4 niveaux de différence de phase de mise au biais. Cette modulation 6-états peut se décomposer en une superposition d'une première modulation du déphasage (Dm(t) de ±n/2 à la fréquence propre Fp et d'une seconde modulation du déphasage (Dm(t) à ±alpha/2 à 3*Fp. On échantillonne 6 mesures de puissance sur chaque période de modulation.
[0127] Le brevet EP2OO5113_B1 décrit aussi l'utilisation d'une modulation à 8 états et 8 niveaux sur une période totale T égale à 4AT. Selon cette modulation 8-états conventionnelle, la modulation est effectuée d'abord sur 4 états hauts correspondant à ± (alpha + beta) puis sur 4 autres états bas correspondant à ± (alpha - beta). La puissance de sortie P est échantillonnée en 8 mesures Pi correspondant aux 8 états i = 1, ..., 8 par période de modulation.
[0128] Enfin, la demande de brevet FR 3095053A1 décrit un système basé sur une modulation comportant par période de modulation T au moins huit niveaux de modulation et sur l'acquisition d'au moins 12 mesures de puissance du faisceau interférométrique détecté par période de modulation. Le traitement du signal extrait un signal représentatif de la grandeur à mesurer qui est égal à une somme des mesures de puissance du faisceau interférométrique acquises par période de modulation, chaque mesure étant affectée d'un signe +1 ou -1.
[0129] De façon avantageuse, l'interféromètre comprend un système de rétroaction adapté pour asservir la mesure du signal représentatif de la grandeur à mesurer, sur la base d'un signal de fonction de transfert du modulateur différentiel de phase et/ou du signal de fonction de transfert du système de détection.
[0130] Dans l'exemple détaillé ici, on utilise un schéma de modulation/démodulation à 8 niveaux et 12 états, basé sur celui de la demande de brevet FR 3 095 053. Le schéma de modulation est illustré sur la figure 10. On rappelle que les modulations en tension et en phase sont homothétiques car on se place à la fréquence propre Fp. Plus précisément, on se base sur une modulation à 8 niveaux de A(Dm(t) et 12 états de la puissance P(t) détectée correspondante.
[0131] La modulation est définie dans le tableau I suivant, où a (aussi noté alpha) représente la modulation classique à partir de n et P (aussi noté beta) la surmodulation ajoutée pour moduler sur 8 niveaux : [Tableau 1]
Figure imgf000031_0001
[0132] Selon un aspect particulier et avantageux, la démodulation des 12 états est définie dans le tableau 2 suivant, qui montre le signe ou le coefficient appliqué à la mesure de chacun des 12 états de puissance pour en déduire les différents signaux. Plus précisément, comme indiqué sur la première ligne du tableau 2, on calcule un signal représentatif du champ magnétique ou du courant électrique, correspondant au déphasage Faraday magnéto-optique. Comme indiqué sur la deuxième ligne du tableau 2, de façon optionnelle, on calcule un signal représentatif du signal Vn (ou Vpi), c'est à dire représentatif de la fonction de transfert du modulateuroptique différentiel de phase. Comme indiqué sur la troisième ligne du tableau 2, selon un aspect de la présente divulgation, on calcule un signal représentatif de la puissance modulée. De façon optionnelle, comme indiqué sur la quatrième ligne du tableau 2, on calcule un signal représentatif de la puissance moyenne. La mesure de la puissance moyenne permet de différencier les défauts ou variations de facteur d'échelle des variations de puissance de la source.
[Tableau 2]
Figure imgf000031_0002
[0133] On dispose ainsi d'une méthode de modulation-démodulation parfaitement adaptée pour mesurer simultanément, à chaque période de modulation, une mesure de courant électrique ou de champ magnétique et une mesure de la puissance modulée. En option, on calcule en outre une mesure de la puissance moyenne et/ou une mesure du signal Vn (ou Vpi) représentatif de la fonction de transfert du modulateur différentiel de phase. [0134] Nous calculons tout d'abord la réponse de l'interféromètre dans le cas idéal ou sans défaut, par exemple illustré sur la figure 1. Nous montrons ensuite comment un défaut y de facteur d'échelle affecte les différentes mesures, en boucle ouverte et, respectivement, en boucle fermée.
[0135] On suppose que la source de lumière 20 émet un faisceau source 100 non polarisé. Le faisceau source 100 a une puissance totale Po = Ao2 avec Ao l'amplitude de l'onde source. Le polariseur 24 en entrée-sortie est par exemple une fibre polarisante, aussi appelée fibre PZ, dont les axes sont parfaitement alignés à 45 degrés des axes de biréfringence du modulateur optique 16 à l'entrée-sortie 25 du circuit optique intégré 34. On suppose que la fibre optique 74 à maintien de polarisation linéaire est parfaite, c'est-à-dire sans défaut de couplage entre modes de polarisation transverses. La fibre optique 74 à maintien de polarisation linéaire est aussi appelée fibre de déport. On suppose que la lame quart d'onde 42 est parfaite et orientée à 45 degrés par rapport aux axes propres de la fibre optique 74 à maintien de polarisation linéaire. La fibre optique de détection 73 à maintien de polarisation torsadée ou twistée au fibrage, est aussi appelée fibre SPUN ou encore fibre capteur car il s'agit de la partie sensible du capteur de champ magnétique ou de courant électrique. On suppose que la fibre capteur (spun) 73 conserve parfaitement la polarisation circulaire droite et, respectivement, la polarisation circulaire gauche. On note cps le déphasage introduit par le champ magnétique déphasage magnéto-optique.
[0136] En sortie du polariseur 24 (fibre PZ), la puissance du faisceau lumineux est réduite de moitié car la source de lumière 20 est non polarisée.
[0137] La puissance Pi à la sortie de la fibre polarisante 24 est donc égale à :
Figure imgf000032_0001
[Math 4]
[0138] L'amplitude de l'onde en sortie du polariseur 24 (à l'entrée du modulateur différentiel de phase) est donc de Ao//^ 2 selon l'axe de polarisation de la fibre PZ 74 et nul sur l'autre axe car on considère ici un polariseur 24 parfait. [0139] On note 0 l'angle entre l'axe de polarisation de la fibre PZ 24 avec l'axe TE du modulateur différentiel de phase 16. On peut maintenant projeter le faisceau polarisé linéairement sur les axe TE et TM du modulateur différentiel de phase 16. On obtient les amplitudes suivantes :
[Math 5
Figure imgf000033_0001
[0140] Chaque onde polarisée se propage de façon parfaite dans l'interféromètre sauf au couplage entre le modulateur différentiel de phase 16 et la fibre à maintien de polarisation linéaire 74. On note y l'angle entre l'axe TE du modulateur différentiel de phase 16 et l'axe rapide ou axe TE de la fibre PM 74.
[0141] Résultat de la démodulation en boucle fermée
[0142] On suppose dans tous les cas que la tension Vpi est bien asservie par la démodulation standard car les états démodulés sont similaires à ceux d'un interféromètre à fibre optique en boucle de Sagnac standard dans tous les cas. Seul le bruit est ici différent de celui d'un interféromètre à fibre optique en boucle de Sagnac.
[0143] On applique les calculs directement pour chaque état de modulation (les états 1 à 12 par exemple) avec le signe adéquat indiqué sur la première ligne du Tableau 2. On considère le déphasage magnéto-optique cps petit et constant sur une période de modulation 1/Fp.
[0144] Il en découle que la puissance du courant modulé/démodulé s'exprime comme suit (en absence de défaut y ):
[Math 6]
Figure imgf000033_0002
[0145] En boucle fermée, on asservit de manière à ce que :
[Math
Figure imgf000033_0003
Où cpr représente la contre-réaction réalisée à l'aide du modulateur. [0146] En présence d'un défaut y affectant le facteur d'échelle, la réponse de l'interféromètre est modifiée. On considère par exemple un défaut d'alignement d'un angle y de la fibre PM 74 en sortie du modulateur différentiel de phase 16. Dans ce cas, on asservit en boucle fermée selon la relation suivante entre cpr et cps.
Figure imgf000034_0001
[0147] Si cps est petit et cpr est petit (c'est à dire de l'ordre de quelques pourcents de 2Pi), l'expression ci-dessus est modifiée comme suit :
Figure imgf000034_0002
[0148] Résultat de la démodulation de la puissance modulée en boucle fermée de courant
[0149] On applique les calculs directement pour chacun des 12 états de modulation avec le signe adéquat indiqué à la 3ème ligne du Tableau 2.
[0150] En absence de défaut y, la puissance modulée/démodulée en boucle fermée de courant s'écrit comme suit :
[Math 10]
^puissa ce mod uiéedé mod sill( — )
[0151)
Figure imgf000034_0003
2
[0152] En présence d'un défaut y affectant le facteur d'échelle, la puissance modulée/démodulée en boucle fermée de courant est modifiée et s'écrit comme suit :
Figure imgf000034_0004
[0153] Il s'ensuit que l'amplitude de modulation Pmodulé = Pmax-Pmin est égale à l'amplitude de modulation en absence de défaut multipliée par cos2(2y). [0154] Si y est petit et 0 proche de 45 degrés, et si <ps est petit et <pr est petit (c'est à dire de
Figure imgf000035_0001
l'ordre de quelques pourcents de 2Pi), on en déduit : . On peut donc en déduire 4*cps qui est (pr*cos(2y).
[0155] Cette méthode de modulation et de démodulation permet de mesurer le défaut y à travers la puissance modulée. En effet le facteur d'échelle (FE) dépend uniquement de y. La puissance modulée dépend de P, a, Ao, 0, et de y. Or P et a sont asservis par l'asservissement de la tension Vpi. D'autre part Ao et 0 sont relatifs à la puissance totale qui peut être calculée.
[0156] Il est ainsi possible de mesurer précisément et en temps réel le coefficient y. Cette mesure permet de compenser l'erreur de facteur d'échelle en temps réel, à chaque période de modulation.
[0157] De façon particulièrement avantageuse, à partir de la mesure en temps réel du défaut de facteur d'échelle, le système interférométrique est adapté pour compenser ou corriger les variations du facteur d'échelle en fonction du temps et en temps réel.
[0158] Les variations de facteur d'échelle sont par exemple dues à des défauts d'alignement des fibres et de la lame quart d'onde qui peuvent varier en température.
[0159] Résultat de la démodulation de Vpi en boucle fermée de courant
[0160] On applique les calculs directement pour chacun des 12 états de modulation avec le signe adéquat indiqué à la 2ème ligne du Tableau 2 en créant une erreur de Vpi par exemple pour l'état 1 : n-a devient (n-a).(l+s) avec E petit et ainsi de suite pour chacun des autres états.
[0161] En absence de défaut y, la puissance VK démodulée s'écrit comme suit :
Figure imgf000035_0002
[0162] En présence d'un défaut y affectant le facteur d'échelle, et si <ps est petit et <pr est petit (c'est à dire de l'ordre de quelques pourcents de 2Pi), l'expression ci-dessus est modifiée et s'écrit comme suit: P[pi démodulée^ FPI =
Figure imgf000036_0004
.0. s
Figure imgf000036_0001
[Math 13j 4
[0163] Lorsqu'on asservit l'interféromètre en boucle fermée sur la tension Vpi , on ajuste la tension Vpi pour que Pvpidémodulée soit nulle donc pour que E soit nul. On a ainsi également un contrôle des paramètres a et P par ce paramètre car la puissance de la tension Vpi est calculée en temps réel à chaque période de modulation, tous les 1/Fp. Or, l'asservissement du Vpi permet de connaître précisément les valeurs de a et p.
[0164] Résultat de la démodulation de la puissance moyenne (++++) en boucle fermée
[0165] La puissance moyenne est démodulée en appliquant aux 12 états de modulation les signes adéquats indiqués à la 4ème ligne du Tableau 2.
[0166] En absence de défaut y, la puissance moyenne démodulée s'exprime comme suit :
Figure imgf000036_0002
[0167] En présence d'un défaut y affectant le facteur d'échelle, l'expression de la puissance moyenne est modifiée et s'écrit comme suit :
Figure imgf000036_0003
[0168] On suppose ici que le défaut y a été déterminé à partir de la modulation de la puissance modulée, comme indiqué au paragraphe résultat de démodulation de la puissance modulée en boucle fermée de courant. La démodulation de la puissance moyenne permet par exemple de déterminer les variations de la puissance de la source A0 en fonction du temps et de 9.
[0169] Les calculs ci-dessus s'appliquent à une modulation à 12 états pour un capteur de courant sans défaut et pour un défaut de couplage de la fibre PM de déport sur le modulateur différentiel de phase. L'homme du métier appréciera que des calculs similaires s'appliquent également aux défauts de la lame quart d'onde, ou à un défaut de biréfringence, ou à tout autre défaut de l'interféromètre.
[0170] La méthode décrite ci-dessus permet aussi d'en déduire une mesure de la température du retardateur optique 42, par exemple une lame quart d'onde. [0171] En effet, la tension Vpi est une bonne mesure de la température au niveau du circuit optique intégré 34, qui permet donc de contrôler la température du circuit optique intégré 34 et de la boite électrique 35.
[0172] A cet effet, on décale volontairement la lame quart d'onde pour créer un défaut y important mais encore petit, compris entre 0,1% et quelques %, par exemple 5%. Une variation de la température au niveau de la lame quart d'onde provoque une variation de y . De façon particulièrement avantageuse, la lame quart d'onde est décalée suffisamment pour rendre l'évolution monotone et linéaire en fonction des variations de température, qu'il est ainsi aisé de mesurer.
[0173] La mesure des variations de y donne une information sur la température au niveau de la lame quart d'onde. Par apprentissage et calibration, il est ainsi possible de compenser les défauts et même les variations de la constante de Verdet de la fibre optique de détection 73.
[0174] Bien entendu, diverses autres modifications peuvent être apportées à l'invention dans le cadre des revendications annexées.

Claims

Revendications Interféromètre à fibre optique comprenant une source (20) de lumière apte à générer un faisceau source (100), un modulateur différentiel de phase (16), un dispositif (400) à base de fibre optique, un système de détection (18), un système de traitement du signal (900), le dispositif (400) à base de fibre optique comprenant une fibre optique de détection (73) présentant une constante de Verdet apte à induire un effet Faraday magnéto-optique non réciproque, la fibre optique de détection (73) étant disposée dans un champ magnétique ou formant au moins un tour autour d'un conducteur électrique (120), l'interféromètre à fibre optique étant apte à détecter une différence de phase d'un faisceau interférométrique (300) formé par interférences entre deux ondes lumineuses polarisées (111, 112) ayant parcouru simultanément la fibre optique de détection (73) suivant un chemin optique fermé, les deux ondes lumineuses polarisées (111, 112) étant modulées par le modulateur différentiel de phase, et à en déduire, par division de la différence de phase par un facteur d'échelle, une valeur du champ magnétique intégré le long du chemin optique fermé ou une valeur d'un courant électrique passant dans le conducteur électrique (120), le facteur d'échelle étant proportionnel à la constante de Verdet de la fibre optique (73), caractérisé en ce que le système de traitement du signal (900) est adapté et configuré pour mesurer une variation de contraste de puissance d'une partie du faisceau interférométrique modulé par le modulateur différentiel de phase et pour déduire de la variation de contraste une mesure de variation du facteur d'échelle. Interféromètre à fibre optique selon la revendication 1 dans lequel le système de traitement du signal (900) est adapté et configuré pour mesurer un minimum de puissance de la partie du faisceau interférométrique modulé détecté et/ou une différence entre un maximum et un minimum de puissance de la partie du faisceau interférométrique modulé détecté. Interféromètre à fibre optique selon la revendication 1 ou 2 dans lequel le système de traitement du signal (900) est adapté et configuré pour corriger en temps réel le facteur d'échelle en fonction de la mesure de variation du facteur d'échelle. Interféromètre à fibre optique selon l'une des revendications 1 à 3 dans lequel la fibre optique de détection (73) est à maintien de polarisation circulaire, le dispositif (400) à base de fibre optique comprenant un retardateur optique de phase (42) et un réflecteur (26), le retardateur optique de phase (42) étant disposé à une extrémité de la fibre optique de détection (73) et le réflecteur (26) à une autre extrémité de la fibre optique de détection (73), l' interféra mètre étant configuré de façon à ce que les deux ondes lumineuses polarisées (111, 112) parcourent la fibre optique de détection (73) suivant un aller-retour avec deux états orthogonaux de polarisation circulaire s'inversant par réflexion sur le réflecteur (26). Interféromètre à fibre optique selon la revendication 4 dans lequel le modulateur différentiel de phase (16) est un modulateur électro-optique de biréfringence qui comprend un seul guide d'onde apte à guider deux états orthogonaux de polarisations linéaires orientées suivant deux axes perpendiculaires, l'interféromètre comportant un polariseur (24) disposé entre la source (20) de lumière et le modulateur électro-optique de biréfringence (16), le polariseur étant orienté à 45 degrés des axes du modulateur électro-optique de biréfringence (16), et dans lequel une extrémité du modulateur électro-optique de biréfringence est reliée au dispositif (400) à base de fibre optique. Interféromètre à fibre optique selon la revendication 4 comprenant un séparateur à jonction Y disposé entre la source (20) de lumière et le modulateur différentiel de phase (16), dans lequel le modulateur différentiel de phase (16) comprend deux guides d'onde aptes à guider deux faisceaux de même polarisation linéaire et ayant chacun un modulateur de phase, et dans lequel le dispositif à base de fibre optique (400) comporte une section de fibre optique (71) à maintien de polarisation et une autre section de fibre optique (72) à maintien de polarisation, la section de fibre optique (71), et respectivement, l'autre section de fibre optique (72), étant reliée chacune, d'une part, à un des deux guides d'onde du modulateur différentiel de phase (16) et, d'autre part, à un coupleur-séparateur de polarisation (27), l'autre section de fibre optique (72) étant orientée de manière à faire tourner une polarisation linéaire de 90 degrés. Interféromètre à fibre optique selon l'une des revendications 1 à 3 dans lequel la fibre optique de détection (73) est à maintien de polarisation circulaire, le dispositif (400) à base de fibre optique comprenant un séparateur à jonction Y disposé entre la source (20) de lumière et le modulateur différentiel de phase (16), dans lequel le modulateur différentiel de phase (16) comprend deux guides d'onde aptes à guider deux faisceaux de même polarisation linéaire, et dans lequel le dispositif à base de fibre optique (400) comporte une section de fibre optique (71) à maintien de polarisation, un retardateur optique de phase (32), une autre section de fibre optique
(72) à maintien de polarisation, et un autre retardateur optique de phase (33), la section de fibre optique (71), et respectivement, l'autre section de fibre optique (72), étant reliée chacune, d'une part, à un des deux guides d'onde du modulateur différentiel de phase (16) et, d'autre part, au retardateur optique de phase (32), respectivement, à l'autre retardateur optique de phase (33), le retardateur optique de phase (32) étant disposé à une extrémité de la fibre optique de détection(73) et l'autre retardateur optique de phase (33) étant disposé à une autre extrémité de la fibre optique de détection (73), l' interféra mètre étant configuré de façon à ce que les deux ondes lumineuses polarisées (111, 112) parcourent la fibre optique de détection
(73) en sens opposés avec un même état de polarisation circulaire. Interféromètre à fibre optique selon l'une des revendications 4 à 7 dans lequel le retardateur optique de phase (42, 32), et/ou respectivement l'autre retardateur optique de phase (33), forment chacun une lame quart d'onde à une longueur d'onde du faisceau source (100). Interféromètre à fibre optique selon la revendication 8 dans lequel le retardateur optique de phase (42, 32) et/ou respectivement l'autre retardateur optique de phase (33), est décalé de manière à introduire un défaut, et dans lequel le système de traitement du signal (900) est adapté pour extraire du signal interférométrique détecté une mesure de variation du facteur d'échelle du système et en déduire une variation de température du retardateur optique de phase (42, 32), respectivement de l'autre retardateur optique de phase (33). Procédé de mesure de champ magnétique ou de courant électrique basé sur un interféromètre à fibre optique selon l'une des revendications 1 à 9, le procédé comprenant les étapes suivantes : émission d'un faisceau source (100) issu d'une source (20) de lumière, séparation du faisceau source en deux ondes lumineuses polarisées ; modulation différentielle de phase des deux ondes lumineuses polarisées ; transmission des deux ondes lumineuses polarisées à un dispositif à base de fibre optique comprenant une fibre optique de détection (73) de façon à ce que les deux ondes lumineuses polarisées (111, 112) parcourent simultanément la fibre optique (73) suivant un chemin optique fermé, la fibre optique de détection (73) présentant une constante de Verdet apte à induire un effet Faraday magnéto- optique non-réciproque, la fibre optique de détection (73) étant disposée dans un champ magnétique ou formant au moins un tour autour d'un conducteur électrique (120), recombinaison des deux ondes lumineuses polarisées (111, 112) en sortie du dispositif (400) à base de fibre optique pour former un faisceau interférométrique (300), détection du faisceau interférométrique (300) ; et traitement du signal détecté pour extraire une mesure d'une différence de phase du faisceau interférométrique (300) et pour déduire, par division de la différence de phase par un facteur d'échelle, une valeur du champ magnétique intégré le long du chemin optique fermé ou une valeur d'un courant électrique passant dans le conducteur électrique (120), caractérisé en ce que : le traitement du signal est adapté et configuré pour mesurer une variation de contraste de puissance d'une partie du faisceau interférométrique modulé par le modulateur différentiel de phase et pour déduire de la variation de contraste une mesure de variation du facteur d'échelle.
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