BESCHREIBUNG Technisches Gebiet Die Erfindung bezieht sich auf das Gebiet der faseroptischen Sensorik. Sie bezieht sich auf einen faseroptischen Sensor zur Strom-oder Magnetfeld- messung gemäss dem Oberbegriff des Patentanspruches 1 und auf ein Ver- fahren zur Messung eines elektrischen Stromes oder Magnetfeldes gemäss dem Oberbegriff des Patentanspruches 12.

Stand der Technik Ein derartiger Stromsensor ist beispielsweise aus EP 1 154 278 A2 bekannt.

Dieser Sensor weist eine Lichtquelle, einen Detektor, einen Signalprozessor sowie einen Modulatorkreis und zwei Sensorköpfe auf. Licht wird von der Lichtquelle in den Modulatorkreis gekoppelt und breitet sich von dort in die zwei Sensorköpfe aus. Ein solcher Sensorkopf beinhaltet eine magnetoop- tisch aktive Sensorfaser, die spulenförmig um einen elektrischen Leiter an- geordnet ist, in dem der zu messende elektrische Strom fliesst. Dadurch wird durch den Faraday-Effekt eine differentielle Phasenverschiebung zwi-

schen zwei sich in einem derartigen Sensorkopf-ausbreitenden zueinander orthogonal polarisierten Lichtwellen erzeugt.

Die Sensorköpfe weisen je ein verspiegeltes Ende auf, so dass sie, zusam- men mit dem restlichen optischen Aufbau, je ein Reflexions-Interferometer bilden. Nach der Reflexion an den verspiegelten Enden wird das Licht zurück durch den Modulatorkreis geführt und in den Detektor gekoppelt. Der Sig- nalprozessor wertet die Signale des Detektors aus. Der Modulatorkreis weist ein lichtquellen-und detektorseitiges Ende und ein sensorkopfseitiges Ende auf. Er dient der nicht-reziproken Modulation einer differentiellen Phase zweier sich gegenläufig ausbreitender, zueinander parallel polarisierter Lichtwellen. Dazu beinhaltet der Modulatorkreis einen mit seiner Resonanz- frequenz betriebenen piezoelektrischen Phasenmodulator, welcher von dem Signalprozessor gesteuert wird.

Die mittels des Modulatorkreises erzielte nicht-reziproke differentielle Pha- senmodulation dient der Erzielung einer grösseren Auflösung bei der Detek- tion der durch den Faraday-Effekt induzierten differentiellen Phasenver- schiebung. Der effektive Arbeitspunkt des Interferometers wird in einen line- aren Bereich der kosinusförmigen Interferenzfunktion verschoben.

Um die von den zwei verschiedenen Sensorköpfen stammenden Signale in dem Signalprozessor unterscheiden zu können, wird ein Zeit-Multiplexing- Verfahren verwendet. Die Lichtquelle wird gepulst betrieben, und die Länge der zwei Reflexions-Interferometer wird verschieden gross gewählt. Dadurch entstehen verschieden lange Laufzeiten für Signale (oder Lichtwellen), die von den verschiedenen Sensorköpfen stammen, so dass diese Signale im Signalprozessor zu verschiedenen Zeiten ankommen und dadurch unter- scheidbar sind.

Ein Nachteil eines derartigen Sensors ist, dass das erzielbare Signal-Rausch- Verhältnis nicht optimal ist, weil aufgrund des gepulsten Betriebes nicht ständig, sondern nur während eines Bruchteils der Messzeit ein Signal am Detektor erzeugt wird. Ein weiterer Nachteil ist, dass aufgrund der veschie- den Längen der zwei Reflexions-Interferometer die Amplitude, mit der der Phasenmodulator betrieben wird, nur für eine der beiden Sensorfasern opti- mal gewählt werden kann.

Ein anderer Stromsensor ist aus G. Frosio, R. Dändliker,"Reciprocal Reflec- tion Interferometer for a Fiber-Optic Faraday Current Sensor", Appl. Opt 33, 6111 (1994) bekannt. Dieser weist ebenfalls eine Reflexions-Geometrie auf, beinhaltet aber nur einen Sensorkopf. Zur Erzeugung einer nicht-reziproken differentiellen Phasenmodulation weist dieser Sensor ebenfalls einen piezo- elektrischen Phasenmodulator auf. Dieser ist nicht in einem Modulatorkreis angeordnet. Er moduliert die differentielle Phase zweier sich in dieselbe Richtung ausbreitender, zueinander orthogonal polarisierter Lichtwellen. Da- zu werden deutlich grössere Treiberspannungen am Piezomaterial des Mo- dulators benötigt, da eine direkte Modulation der Doppelbrechung der Faser des Modulators erzeugt werden muss.

J. Blake, P. Tantaswadi, and R. T. de Carvalho offenbaren in der Figur 1 der Publikation"In-line Sagnac Interferometer Current Sensor", IEEE Transactions on Power Delivery, 11, 116-121 (1996) einen weiteren Stromsensor. Dieser Sensor weist eine Sagnac-Geometrie auf und beinhaltet nur einen Sensor- kopf. Wie der von Frosio und Dändliker beschriebene Sensor muss auch hier eine grosse Treiberspannung am Piezomaterial des Modulators anliegen, da mittels direkter Modulation der Doppelbrechung die differentielle Phase zweier sich in dieselbe Richtung ausbreitender, zueinander orthogonal pola- risierter Lichtwellen moduliert wird.

Darstellung der Erfindung Es ist Aufgabe der Erfindung, einen Stromsensor der eingangs genannten Art und ein entsprechendes Messverfahren zu schaffen, wobei die oben genann- ten Nachteile nicht aufgewiesen werden sollen. Insbesondere soll der Sensor ein verbessertes Signal-Rausch-Verhältnis aufweisen.

Diese Aufgabe löst ein faseroptischer Stromsensor mit den Merkmalen des Patentanspruches 1 und ein entsprechendes Messverfahren gemäss Patent- anspruch 12.

Der erfindungsgemässe faseroptische Sensor zur Messung mindestens eines elektrischen Stromes oder Magnetfeldes, weist auf : eine Lichtquelle ; N Sen- sorköpfe, die spulenförmig um Stromleiter oder entlang des Magnetfeldes anordnbar sind, wobei N eine ganze Zahl mit N > 2 ist ; mindestens eine Phasenmodulationseinheit mit mindestens einem Phasenmodulator ; mindes- tens einen Detektor ; und eine Steuerungs-und Auswerte-Einheit, die über mindestens eine Detektorsignalleitung mit dem mindestens einen Detektor und über mindestens eine Modulatorsignalleitung mit dem mindestens einen Phasenmodulator verbunden ist. Dabei sind erste Mittel zur Führung von Licht der Lichtquelle in ein detektorseitiges Ende der Phasenmodulationsein- heit und zweite Mittel zur Führung von Licht von dem detektorseitigen Ende der Phasenmodulationseinheit zu dem Detektor vorhanden, und die mindes- tens eine Phasenmodulationseinheit weist ein weiteres, sensorkopfseitiges Ende auf, welches mit mindestens einem der Sensorköpfe optisch verbunden ist, und mittels der mindestens einen Phasenmodulationseinheit sind linear polarisierte Lichtwellen nicht-reziprok differentiell phasenmodulierbar.

Der Sensor zeichnet sich dadurch aus, dass für die nicht-reziproken diffe- rentiellen Phasenmodulationen N Modulationsamplituden (duo, n und N Modula- tionsfrequenzen vn vorgesehen sind, wobei die Modulationsfrequenzen vn und zwei vorgebbare positive ganze Zahlen p, q mit p # q derart gewählt sind, dass für alle positiven ganzen Zahlen z und für alle ganzen Zahlen n, m mit n # m und 1 < n, m # N gilt : <BR> <BR> <BR> <BR> <BR> <BR> p.Vn # z.Vm und<BR> q.Vn # z.Vm, und wobei die Modulationsamplituden #0,n und die Modulationsfrequen- zen vn in Abhängigkeit von modulationsrelevanten optischen Weglängen ln gewählt sind.

Es werden also bei einem N Sensorköpfe umfassenden Sensor N verschiede- ne Modulationsfrequenzen vn zur nicht-reziproken Modulation der differen- tiellen Phase der Lichtwellen eingesetzt. Diese Modulationsfrequenzen vn und zwei positive ganze Zahlen p und q sind derart gewählt, dass ein p- faches und ein q-faches jeder der Modulationsfrequenzen vn verschieden ist von allen Harmonischen jeder der anderen Modulationsfrequenzen vn. Aus- serdem werden die Modu) ationsamp) ituden (t) o, n und die Modulationsfre- quenzen Vn in Abhängigkeit von modulationsrelevanten optischen Weglän- gen ln gewählt. Diese modulationsrelevanten optischen Weglängen ln sind im wesentlichen die optischen Weglängen, welche Lichtwellen von dem min- destens einen Phasenmodulator durch den n-ten Sensorkopf und zurück zu demselben mindestens einen Phasenmodulator durchlaufen. Korrekturen, die dieser optischen Weglänge, beispielsweise im Falle von Modulatorkreisen mit verschieden langen Faserzweigen als Phasenmodulationseinheiten, zuzufü- gen sind, sind weiter unten in der Beschreibung angegeben.

Vorteilhaft ist, dass aufgrund eines derartigen Aufbaus einerseits aufgrund der Bedingungen für die Modulationsfrequenzen vn die Signale, die von ver-

schiedenen Sensorköpfen stammen, über ihre Frequenz eindeutig denn ent- sprechenden Sensorkopf zuordnbar sind. Andererseits sind die Modulations- amplituden 1) o, n und die Modulationsfrequenzen vn derart wählbar, dass eine optimale Detektierbarkeit und ein optimales Signal-Rausch-Verhältnis für jeden der N Sensorköpfe einstellbar ist.

Vorteilhaft wird p = 1 und q = 2 gewählt, so dass Signale der ersten und der zweiten Harmonischen detektiert und ausgewertet werden. Dadurch sind die detektierten Signale besonders gross, so dass das Signal-Rausch-Verhältnis optimal ist.

In einer vorteilhaften Ausführungsform der Erfindung weist der Sensor genau eine Steuerungs-und Auswerte-Einheit auf. In dieser werden Signale, die von den verschiedenen Sensorköpfen stammen und über die mindestens ei- ne Detektorsignalleitung der Steuerungs-und Auswerte-Einheit zugeführt weden, mittels Frequenzfilterung voneinander unterschieden. Diese Signale werden in der Steuerungs-und Auswerte-Einheit in N Ausgangs-Signale Sn umgwandelt, welche ein Mass für den mindestens einen zu messenden Strom oder das mindestens eine zu messende Magnetfeld sind. Insbesonde- re werden in der Steuerungs-und Auswerte-Einheit die Ausgangs-Signale Sn für jedes n mit 1 < n < N aus Signalen bei den Frequenzen p. vn und q v" bestimmt. Die Detektion kann in einem open-loop-oder in einem closed- loop-Verfahren stattfinden. Aufgrund der frequenzmässigen Zuordnung der Signale zu den Sensorköpfen kann eine einzige Steuerungs-und Auswerte- Einheit zur Auswertung von Signalen aller Sensorköpfe eingesetzt werden, so dass ein sehr kostengünstiger und einfacher Sensor realisiert wird.

Eine weitere vorteilhafte Ausführungsform der Erfindung kennzeichnet sich dadurch, dass sie genau eine Phasenmodulationseinheit beinhaltet. Dadurch wird ein sehr konstengünstiger und einfacher Aufbau realisiert. Der Sensor

weist N Reflexionsinterferometer auf, wobèi jedes der N Reflexionsinter- ferometer genau einen der N Sensorköpfe beinhaltet, und wobei die N Sensorköpfe jeweils ein verspiegeltes Ende aufweisen. Ein derartiger Sen- sor ist unempfindlich gegen Störungen wie Vibrationen und einfach herstell- bar. Ausserdem ist es möglich, eine inhärente Temperaturkompensation vorzusehen, wie sie aus dem Stand der Technik bekannt ist. Vorteilhaft wird die Lichtquelle eines solchen Sensors gepulst betrieben, und die Detektion erfolgt mittels eines Zeit-Multiplexing-Verfahrens. So kommt der Sensor mit einem Minimum an erforderlichen Komponenten aus.

Bei einem solchen Sensor ist die Phasenmodulationseinheit vorteilhaft ent- weder ein Modulatorkreis mit N Phasenmodulatoren, die jeweils mit einer der N Modulationsfrequenzen betrieben werden, oder die Phasenmodulati- onseinheit ist ein einziger Phasenmodulator, welcher eine simultane Pha- senmodulation mit den N verschiedenen Modulationsfrequenzen vn erlaubt, also mit einem Frequenzgemisch der N Modulationsfrequenzen vn betrieben wird.

Eine andere vorteilhafte Ausführungsform der Erfindung weist N Phasenmodulationseinheiten mit je einem Phasenmodulator auf, wobei die n-te Phasenmodulationseinheit mit dem n-ten Sensorkopf optisch verbun- den ist und der n-te Phasenmodu) ator mit der Modulationsfrequenz be- trieben wird. Ein derartiger Sensor ist ohne ein Zeit-Multiplexing-Verfahren betreibbar, so dass die Lichtquelle kontinuierlich (im cw-Betrieb) betrieben werden kann. Dadurch ergibt sich ein verbessertes Signal-Rausch- Verhältnis.

Ein solcher Sensor ist vorteilhaft derart aufgebaut, dass N Reflexionsinter- ferometer aufgewiesen werden, wobei jedes der N Reflexionsinterferometer genau einen der N Sensorköpfe beinhaltet, und wobei die N Sensorköpfe je-

weils ein verspiegeltes Ende aufweisen, und dass entweder die Phasenmodu- lationseinheiten Modulatorkreise sind, wobei durch die Phasenmodulatoren die differentielle Phase von gegenläufigen, zueinander parallel polarisierten Lichtwellen moduliert wird, oder dass durch jeden der Phasenmodulatoren die differentielle Phase von sich in dieselbe Richtung ausbreitenden, zuein- ander orthogonal polarisierten Lichtwellen moduliert wird, beispielsweise mittels integriert optischer Modulatoren.

Ein entsprechender Sensor kann auch in Sagnac-Konfiguration aufgebaut sein.

Ein vorteilhafter erfindungsgemässer Sensor wird vorteilhaft mit p = 1 und q = 2 betrieben, wobei die N Modulationsamplituden (tOn und die N Modula- tionsfrequenzen vn derart gewählt werden, dass Amplituden ao, n der Modu- lation der differentiellen Phase der linear polarisierten Lichtwellen für alle n mit 1 < n < N zwischen 1.7 und 2.0, insbesondere zwischen 1. 8 und 1. 88, liegen oder im wesentlichen 1.84 betragen. Dies ergibt maximale Signale und ein optimales Signal-Rausch-Verhältnis.

In dem erfindungsgemässen Verfahren zur Messung mindestens eines elekt- rischen Stromes oder mindestens eines Magnetfeldes werden von einer Lichtquelle Lichtwellen emittiert, die in linear polarisierte Lichtwellen umge- wandelt werden. Die linear polarisierten Lichtwellen werden in N Sensorköpfe geführt, in welchen die Lichtwellen eine von dem zu messenden Strom oder Magnetfeld abhängige Phasenverschiebung erfahren, wobei N eine ganze Zahl mit N zu 2 ist. Die Lichtwellen erfahren in mindestens einer Phasenmo- dulationseinheit mit mindestens einem Phasenmodulator eine nicht- reziproke differentielle Phasenmodulation und werden in mindestens einem Detektor detektiert. Die mindestens eine Phasenmodulationseinheit wird von den Lichtwellen sowohl bei deren Ausbreitung von der Lichtquelle zu den

Sensorköpfen als auch bei deren Ausbreitung von den Sensorköpfen zu dem mindestens einen Detektor durchlaufen. Mittels einer Steuerungs-und Aus- werte-Einheit wird einerseits der mindestens eine Phasenmodulator gesteu- ert, und andererseits werden durch sie auch von dem mindestens einen De- tektor stammende Signale ausgewertet.

Das Verfahren kennzeichnet sich dadurch, dass die Lichtwellen mit N Modulationsamplituden (Do, n und N Modulationsfrequenzen nicht- reziprok differentiell phasenmoduliert werden. Dabei werden die Modulati- onsfrequenzen Vn und zwei vorgebbare positive ganze Zahlen p, q mit p + q derart gewählt, dass für alle positiven ganzen Zahlen z und für alle ganzen <BR> <BR> <BR> <BR> Zahlen n, m mit n # m und 1 # n,m # N gilt:<BR> <BR> <BR> p.Vn # z.Vm und<BR> <BR> <BR> <BR> q.Vn # z.Vm.

Die Modulationsamplituden o, n und die Modulationsfrequenzen vn werden vorteilhaft in Abhängigkeit von modulationsrelevanten optischen Weglän- gen ln gewählt.

Es werden, vorzugsweise mittels Frequenzfilterung, Signale der p-ten und der q-ten Harmonischen der N Modulationsfrequenzenvn detektiert. Die Modulationsfrequenzen vn werden derart gewählt, dass diese p-ten und der q-ten Harmonischen verschieden sind von anderen auftretenden Signale- quenzen, insbesondere von den anderen Harmonischen der Modulationsfre- quenzen vn. Dies erlaubt eine eindeutige Zuordnung der Signale über ihre Frequenz zu dem entsprechenden Sensorkopf. Ausserdem erlaubt die Wahl der verschiedenen Modulationsfrequenzen vn für die verschiedenen Sensor- köpfe, zusammen mit einer entsprechenden Wahl der Modulationsamplitu- den #0, n der nicht-reziproken differentiellen Phasenverschiebungen, in Ab- hängigkeit von modulationsrelevanten optischen Weglängen ln eine optimale

Abstimmung dieser Werte für jeden der Sensorköpfe, so dass eine optimale Detektierbarkeit und ein optimales Signal-Rausch-Verhältnis einstellbar ist.

Weitere bevorzugte Ausführungsformen und Vorteile gehen aus den abhän- gigen Patentansprüchen und den Figuren hervor.

Kurze Beschreibung der Zeichnungen Im folgenden wird der Erfindungsgegenstand anhand von bevorzugten Aus- führungsbeispielen, welche in den beiliegenden Zeichnungen dargestellt sind, näher erläutert. Es zeigen : Fig. 1 einen Sensor in Reflex-Konfiguration, mit einem Modulatorkreis, drei Phasenmodulatoren und drei Sensorköpfen, schematisch ; Fig. 2 eine Veranschaulichung des zeitlichen Verlaufs von Signalen beim Zeit-Multiplexing-Verfahren ; Fig. 3 einen Sensor in Reflex-Konfiguration, mit einem integriert- optischen Modulator und drei Sensorköpfen, schematisch ; Fig. 4 einen Sensor in Reflex-Konfiguration, mit drei integriert- optischen Modulatoren und drei Sensorköpfen, schematisch ; Fig. 5 einen Sensor in Reflex-Konfiguration, mit drei Modulatorkreisen mit je einem Phasenmodulator, und mit drei Sensorköpfen, schematisch ; Fig. 6 einen Sensor in Sagnac-Konfiguration, mit drei piezoelektrischen Phasenmodulatoren und drei Sensorköpfen, schematisch ; Fig. 7 einen Sensor in Reflex-Konfiguration, mit drei Modulatorkreisen mit je einem Phasenmodulator, mit drei Sensorköpfen und mit drei Detektoren, schematisch.

Die in den Zeichnungen verwendeten Bezugszeichen und deren Bedeutung sind in der Bezugszeichenliste zusammengefasst aufgelistet. Grundsätzlich sind in den Figuren gleiche oder zumindest gleichwirkende Teile mit glei- chen Bezugszeichen versehen. Die beschriebenen Ausführungsbeispiele ste- hen beispielhaft für den Erfindungsgegenstand und haben keine beschrän- kende Wirkung.

Wege zur Ausführung der Erfindung Manche aus dem Stand der Technik bekannte Details zum Aufbau ähnlicher Sensoren und zur Erzeugung nicht-reziproker differentieller Phasenmodula- tionen sind im folgenden nicht dargestellt und können der genannten EP 1 154 278 A2 entnommen werden, die darum hiermit mit ihrem gesamten Offenbarungsgehalt in die Beschreibung übernommen wird.

In Fig. 1 ist eine Ausführungsform der Erfindung dargestellt. Eine als nieder- kohärente Lichtquelle 1 dienende Superlumineszenzdiode 1 emittiert Licht- wellen in ein erstes Mittel 6 zur Führung von Licht der Lichtquelle 1 in ein detektorseitiges Ende 3 einer Phasenmodulationseinheit PME. Dieses erste Mittel 6 besteht im wesentlichen aus einem Faserkoppler 14 und gegebe- nenfalls zusätzlich noch ein oder zwei weiteren Faserstücken, mittels derer die Lichtquelle 1 und die Phasenmodulationseinheit PME mit gegenüberlie- gende Seiten des Faserkopplers 14 optisch verbunden sind.

Die Lichtquelle 1 ist vorteilhaft eine niederkohärente Lichtquelle, beispiels- weise eine Lumineszenzdiode, eine Superlumineszenzdiode oder eine unter der Laserschwelle betriebene. Laserdiode. Die Kohärenzlängen sind dann ty- pischerweise von der Grössenordnung 50 um. Eine andere mögliche Licht- quelle 1 ist eine breitbandige Faserquelle, beispielsweise eine Erbium-

dotierte Faser, die vorteilhaft von einem halbleiterlaser mit zum Beispiel 980 nm oder 1480 nm Emissionswellenlänge gepumpt werden kann.

Als Phasenmodulationseinheit PME dient in Fig. 1 ein Modulatorkreis PME.

Dieser weist ein detektorseitiges Ende 3 und ein sensorkopfseitiges Ende 4 auf. Diese beiden Enden 3,4 werden von Faserkopplern 3,4 gebildet. Zwi- schen den beiden Enden 3,4 weist der Modulatorkreis PME zwei Faserzweige auf. In jedem der zwei Faserzweige ist ein Polarisator 8 beziehungsweise 8' angeordnet. In einem der Faserzweige ist ein 90°-Spleiss 9 als Mittel zur Än- derung der Polarisationsrichtung 9 angeordnet. In dem anderen Faserzweig sind N = 3 piezoelektrische Phasenmodulatoren PM1, PM2, PM3 hintereinander angeordnet. N ist die Anzahl der Sensorköpfe H1, H2, H3 des Sensors. An ei- nem Ausgang des sensorkopfseitigen Kopplers 4 ist der erste Sensorkopf Hi vorgesehen. An dem anderen Ausgang des sensorkopfseitigen Kopplers 4 ist ein Faserkoppler 15 vorgesehen, an dessen zwei Ausgängen die weiteren zwei Sensorköpfe H2, H3 angeschlossen sind.

Die drei Sensorköpfe Hi, H2, H3 sind gleichartig aufgebaut. Sie weisen je eine optionale faseroptische Zuleitung 101,102,103 je ein Phasenverzögerungs- element 111 l 12, 113 und je eine Sensorspule 121,122,123, auf. Im folgenden wird der Übersichtlichkeit halber 10", 11"usw. geschrieben. In den Figuren sind der Übersichtlichkeit halber einige Bezugszeichen weggelassen, die sich aus dem Rest der Figur oder im Zusammenhang mit den anderen Figuren er- geben. Das Phasenverzögerungselement 1 ln ist ein) \/4-Element, das eine 90°-Phasenverzögerung oder auch eine andere, typischerweise nahe 90° lie- gende Phasenverzögerung erzeugt. Es verbindet die faseroptische Zulei- tung 10n mit einem Ende der Sensorspule 12n. Die Sensorspule 12n besteht aus einer magnetooptisch aktiven Faser 12a mit vorzugsweise rundem Kern- querschnitt. Das andere Ende 13a der Sensorspule 12n ist verspiegelt oder weist einen Spiegel 13n auf. Jeder Sensorkopf Hn ist spulenförmig um einen

Stromleiter Cn angeordnet, in welchem ein zu messender elektrischer Strom lei, n fliesst.

Nach einer Reflexion an einem verspiegelten Ende 1 3n laufen die Lichtwellen wieder zurück. Ab dem detektorseitigen Ende 3 der Phasenmodulations- einheit PME wird das Licht über ein zweites Mittel 7 zur Führung von Licht von dem detektorseitigen Ende 3 der Phasenmodulationseinheit PME zu ei- nem Detektor 2 geführt.

Der Detektor 2 ist ein Photo-Detektor, beispielsweise eine Photodiode oder ein Photo-Multiplier.

Weiter weist der Sensor eine Steuerungs-und Auswerte-Einheit 5 auf, wel- che einen Signalprozessor beinhaltet. Die Steuerungs-und Auswerte- Einheit 5 ist über eine Detektorsignalleitung D mit dem Detektor 2 und über drei Modulatorsignalleitungen Mn mit jeder der drei Phasenmodulatoren PMn verbunden. Ausserdem ist die Steuerungs-und Auswerte-Einheit 5 noch über eine Lichtsteuerungssignalleitung L mit der Lichtquelle 1 verbunden.

Die Steuerungs-und Auswerte-Einheit 5 wertet die vom Detektor 2 stam- menden Signale aus in Ausgangs-Signale Sn, die ein Mass für die Grösse der zu messenden elektrischen Ströme oder Magnetfelder sind.

Die zwischen den Polarisatoren 8, 8 und den Phasenverzögerungselemen- ten 1 In angeordneten optischen Elemente sind polarisationserhaltend. Vor- teilhaft sind es optische Fasern mit einem elliptischen Kernquerschnitt. Vor- teilhaft sind auch die zwischen den Polarisatoren 8, 8' und der Lichtquelle 1 respektive dem Detektor 2 angeordneten optischen Elemente polarisations- erhalten. Dies gilt auch für die anderen Ausführungsformen der Erfindung.

Das von der Lichtquelle 1 emittierte Licht wird am Koppler 3 vorzugsweise im Intensitätsverhältnis 1 : 1 auf die zwei Faserzweige des Modulatorkreises aufgeteilt. In den Polarisatoren 8, 8' wird das Licht linear polarisiert. Auf- grund des 90°-Spleisses 9 gelangen dann zueinander orthogonal polarisierte Lichtwellen in den Koppler 4. In dem 90°-Phasenverzögerungselement11n werden die zueinander orthogonal polarisierten Lichtwellen. in links-und rechts-zirkular polarisierte Lichtwellen umgewandelt. Diese erfahren auf- grund des Magnetfeldes des zu messenden Stromes in der Sensorspule 1 2n verschieden grosse Phasenverschiebungen. Nach Reflexion an dem verspie- gelten Ende 13n werden die zirkular polarisierten Lichtwellen beim zweiten Durchlaufen des 90°-Phasenverzögerungselements 1 1 n wieder in zueinander orthogonal polarisierte Lichtwellen umgewandelt. Diese weisen nun aufgrund des nicht-reziproken Faraday-Effekts eine differentielle Phasenverschiebung von ##n = 4 Vn Rn Iei, n auf. Dabei ist Vn die Verdet-Konstante des Materials einer Sensorspule 12n (beispielsweise 2. 65-10-3 Rad/A bei 820 nm Lichtwellenlänge) ; Rn die An- zahl Windungen der Sensorspule um einen Stromleiter ; lei, n der in dem Stromleiter Cn fliessende, zu messende Strom. Dass die Phasernverschiebung nicht-reziprok ist, bedeutet, dass sie sich durch das zweimalige Durchlaufen der Sensorspule 12n (davon einmal in entgegengesetzter Richtung) auf- addiert und nicht auslöscht.

Wenn die Phasenverzögerungselemente 1 nicht eine genau 90° betragende Phasenverschiebung erzeugen, entsteht statt zirkular polarisiertem Licht el- liptisch polarisiertes Licht. Dadurch ergeben sich gegenüber der angegebe- nen Gleichung für 0 "entsprechende Korrekturen, die aus den Stand der Technik bekannt sind.

Die nicht-reziprok phasenverschobenen, zueinander orthogonal polarisier- ten Lichtwellen durchlaufen die Phasenmodulationseinheit PME. Über das zweite Mittel 7 zur Führung von Licht wird das Licht von dem detektorseiti- gen Ende 3 der Phasenmodulationseinheit PME zu dem Detektor 2 übertra- gen. Das zweite Mittel 7 ist teilweise identisch mit dem ersten Mittel 6. Es umfasst den Koppler 14 und gegebenenfalls ein oder zwei weitere Faserstü- cke. Als Detektor 2 dient eine Photodiode 2. Die durch den Faraday-Effekt induzierte nicht-reziproke Phasenverschiebung AX ist ein Mass für die Grös- se des zu messenden elektrischen Stroms.

Der Modulatorkreis PME dient der nicht-reziproken Modulation einer diffe- rentiellen Phase zweier sich gegenläufig ausbreitender, zueinander parallel polarisierter Lichtwellen. Der effektive Arbeitspunkt der interferometer wird dadurch in einen linearen Bereich der kosinusförmigen Interferenzfunktion verschoben. Auf diese Weise wird eine grössere Auflösung bei der Detektion der durch den Faraday-Effekt induzierten differentiellen Phasenverschie- bung A (P erreicht.

Der Modulatorkreis PME beinhaltet, entsprechend der Anzahl N an Sensor- köpfen Hn, drei vorzugsweise piezoelektrische Phasenmodulato- ren PMPMz. PMs. Ein piezoelektrischer Phasenmodulator besteht im wesent- lichen aus einem Stück Piezomaterial und einem Stück optischer Faser, das um das Piezomaterial gewickelt ist. Vorteilhaft wird jeder der Phasenmodula- toren PMn bei seiner Resonanzfrequenz betrieben. Durch den Betrieb bei der Resonanzfrequenz kann bereits mit relativ kleinen Treiberspannungen eine grosse Phasenmodulationsamplitudeq) 0n für die einzelnen Lichtwellen er- zeugt werden. Die Amplituden der differentiellen Phasenverschiebung zwi- schen den zwei sich gegenläufig ausbreitenden, zueinander parallel polari- sierter Lichtwellen sei (xo. n. Die Frequenzen der Modulationen seien vn. Das

Signal an der Photodiode 2 ist dann mit den Modulationsfrequenzen vn und deren Harmonischen moduliert.

Zunächst wird der Fall betrachtet, dass mit einem Phasenmodulator PMn und einer einzigen Modulationsfrequenz vn moduliert wird und es einen Sensor- kopf Hn gibt, also N = 1 und n = 1 : Für Faraday-Phasenverschiebungen ##n < 90° kann ##n, aus den Amplituden |Det,vn=|0.J1(&alpha0,n).sin##n der Photodioden-Signale der ersten Harmoni- schen Vn beziehungsweise |Det, 2vn = |0,n.JK2(α0,n).cos ##n der zweiten Harmo- nischen 2-vn bestimmt werden gemäss A (Dn = arctan {[|Det,vn/|Det,2vn,]}.[J2(α0,n)/J1(&alpha0,n)]}, wobei 10, n konstante, im allgemeinen unbekannte Lichtamplituden, und J und j2 die Besselfunktionen erster beziehungsweise zweiter Ordnung sind.

Für kleine Faraday-Phasenverschiebungen AXn mit AXn « 1 (in Radiant) gilt näherungsweise ##n = [|Det,vn/|Det,2vn].[J2(α0,n)].

Die beschriebene Art der Signaldetektion und-Auswertung ist eine soge- nannte open-loop-Detektion. Alternativ zur open-loop-Detektion gibt es die closed-loop-Detektion. Bei der closed-loop-Detektion wird A (Dn an dem Phasenmodulator PMn durch Anlegen eines entsprechenden Regelsignals kompensiert. Dazu wird eine Amplitude des Photodiodensignals, vorzugs- weise bei der ersten Harmonischen, also bei IDet, vn, auf null geregelt. Die Grösse des Regelsignals ist ein Mass für ##n und den zu messenden Strom lel, n.

Die Modulationsamplituden α0, n der differentiellen Phasen sind gegeben durch oxo n = 2.#0,n.sin (2TTVnTn/2) , wobei Tn die modu) ationsre) evante Umtaufzeit des Lichtes ist. Tn ist gegeben als Tn = tn/c mit der modulationsrelevanten optischen Weglänge-en und der Vakuumlichtgeschwindigkeit c. Die optische Weglänge ist das Produkt aus der geometrischen Weglänge und. dem effektiven Brechungsindex. Wenn der optische Aufbau derart gestaltet ist, dass eine Lichtwelle sowohl vor dem Durchlaufen des n-ten Sensorkopfes Hn als auch nach dem Durchlaufen des n-ten Sensorkopfes Hn in dem n-ten Phasenmodulator PMn moduliert wird, ist Tn die Zeit, die eine Lichtwelle braucht, wenn sie vom n-ten Modula- tor PMn bis durch den n-ten Sensorkopf Hn und wieder zurück zum n-ten Modulator PMn läuft. tn ist die entsprechende optische Weglänge. Im Falle eines reflektiven Aufbaus mit einem einen Phasenmodulator PMn beinhalten- den Modulatorkreis PMEn, dessen Faserzweige beide dieselbe optische Länge haben, ist die modulationsrelevante Umlaufzeit Tn das Zweifache der Zeit, die eine Lichtwelle braucht, wenn sie von dem Phasenmodulator PMn bis zum Spiegel 13n des Sensorkopfes Hn braucht (auf dem Rückweg läuft eine auf dem Hinweg phasenmodulierte Welle durch den Faserzweig der Phasenmo- dulationseinheit, der den Phasenmodulator nicht enthält). Entsprechend ist ln dann das Zweifache der optischen Weglänge von dem Phasenmodula- tor PMn bis zum Spiegel 1 3n des Sensorkopfes Hn. In dem Fall, dass der Mo- dulatorkreis PMEn zwei verschieden lange Faserzweige hat, muss, Um-en Zu erhalten, zu dieser optischen Weglänge noch diejenige optische Differenz- Weglänge hinzuaddiert werden, um die der zweite Faserzweig länger ist der erste, den Phasenmodulator PMn enthaltende Faserzweig. Diese aufzuaddie- rende Differenz-Weglänge ist, wenn der zweite Faserzweig kürzer ist als der den Phasenmodulator PMn enthaltende, negativ. Entsprechend verhält es sich bei unterschiedlich langen Faserzweigen mit der modulationsrelevanten Um- laufzeit Tn : Zu dem Zweifachen der Zeit, die eine Lichtwelle von dem Pha-

senmodulator PMn bis zum Spiegel 13n des Sensorkopfes Hn braucht muss noch eine (positive oder negative) Differenzzeit aufaddiert werden für die genannte Differenz-Weglänge.

Bei einer gegebenen Treiberspannung eines Phasenmodulators PMn und ei- ner daraus resultierenden Amplitude o. n der Phasenmodulation ist, gemäss der obigen Gleichung, ao, n maximal für n= (2p-1). c/ (2vn), mit p = 1, 2, 3.... to, n wird hingegen Null für ln = p.c/(2Vn), mit p = 1, 2, 3....

Die Modulationsamplituden #0, n und die Modulationsfrequenzenvn werden für alle n in Abhängigkeit von der jeweiligen optischen Weglänge ln gewählt.

Dabei sind die Modulationsfrequenzen vn meist vorteilhaft dadurch vorgege- ben, dass sie (im Falle piezoelektrischer Phasenmodulatoren) als Resonanz- frequenz des entsprechenden Phasenmodulators PMn gewählt werden.

Nun zum Fall N 2, also mehrere Sensorköpfe und mehrere Modulations- frequenzen : Für N > 2 kommt als eine weitere Randbedingung hinzu, dass Lichtwellen, die den n-ten Sensorkopf Hn durchlaufen haben, am Detektor 2 inkohärent sind mit Lichtwellen, die den m-ten Sensorkopf Hm durchlaufen haben, für n # m. Die entsprechenden Lichtwellen sind dadurch nicht interferenzfähig, so dass störende Überlagerungen und wechselseitige Beeinflussungen ver- mieden werden. Erzielt wird diese Bedingung durch eine entsprechende Wahl der optischen Gesamtumlauflängen An, die Lichtwellen von der Lichtquelle 1 durch den n-ten Sensorkopf Hn zum Detektor 2 (oder 2n) zurücklegen.

Ferner wird vorteilhaft auch noch die im allgemeinen wesentlich strengere Bedingung eingehalten, dass der Term (An-Am)'Angr für n $ m deutlich grösser als die Kohärenzlänge der Lichtquelle 1 ist. Dabei ist Angr die Diffe- renz der Gruppenbrechüngsindices für die zwei zueinander orthogonalen Lichtmoden. Durch Einhalten dieser Bedingung vermeidet man, dass Licht- wellen, die durch unerwünschte Modenkopplung entstanden sind, zu stören- den Interferenzsignalen führen.

Am Detektor 2 kommen Signale an, welche durch den n-ten Phasenmodula- tor moduliert sind und von dem m-ten Sensorkopf Hm kommen ; 1 < n, m # N. Solche Signale IDet, m, vn bei der ersten Harmonischen (vn) und bet, m, 2vn bei der zweiten Harmonischen (2vn) sind gegeben durch IDet, m, vn = J1( α0,n) . sin ##m . sin(2TTVnt) lDet, m, 2vn = J2(α0,n) . cos ##m . sin(4TTVnt) .

Die Treiberspannungen der Phasenmodulatoren PMn und damit die Phasen- modulationsamplituden o. n werden in Verbindung mit den entsprechenden Modulationsfrequenzen Vn in Abhängigkeit von den optischen Weglängen tm gewählt. Insbesondere werden #0,n und Vn vorzugsweise derart gewählt, dass für n = m jede der Amplituden &alpha0, n der Modulation der differentiellen Phase den Wert α0, n = 1.84 hat. Bei dem Wert 1.84 (in Radiant) liegt das erste Ma- ximum der ersten Besselfunktion J1. Auf diese Weise kann ein optimales Sig- nal-Rausch-Verhältnis erzielt werden, und zwar für die Signale von jedem der Sensorköpfe Hm. Für n m ist α0, n, abhängig von den optischen Weglän- gen, im allgemeinen von dem optimalen Wert (1. 84) verschieden.

Die Signale IDet, m, vn und IDetm2vn bei den Frequenzen vn beziehungsweise 2-vn sind in der Steuerungs-und Auswerte-Einheit 5 mittels Frequenzfilte- rung voneinander separierbar. Dazu werden die Modulationsfrequenzen vn derart gewählt, dass

vi ; v ; und 2.v vi vj, gilt, wobei i, j ganze Zahlen mit i + j und 1 < ij # N sind, wobei N die An- zahl Sensorköpfe Hn des Sensors bezeichnet, welche in dem Ausführungs- beispiel von Fig. 1 als N = 3 gewählt ist.

Es ist grundsätzlich auch möglich, bei der Bestimmung der Faraday-Phasen- verschiebung ##n statt mit den ersten und den zweiten Harmonischen alter- nativ oder zusätzlich mit anderen Harmonischen zu arbeiten, um den zu messenden Strom zu bestimmen, beispielsweise mit der dritten und vierten.

Die Bedingungen für die Wahl der Modulationsfrequenzen vn sind dann ent- sprechend anzupassen, so dass keine der benutzten Harmonischen mit einer anderen Frequenz oder deren Harmonischen zusammenfällt. Analog zu der obigen Gleichung gilt dann also für alle positiven ganzen Zahlen z p-vi z-vj und q-vi z-vj, wobei i, j ganze Zahlen mit i # j und 1 : 5 ij : g N sind und p und q voneinan- der verschiedene, positive ganze Zahlen sind. Detektion findet dann statt bei den p-ten und q-ten Harmonischen der Modulationsfrequenzen vn.

Da in einem Aufbau gemäss Fig. 1 jede Lichtwelle, die von einem der drei Sensorköpfe Hn stammt, mit allen drei Phasenmodulatoren PMn moduliert wird, bedarf es einer Möglichkeit, diese Signale in der Steuerungs-und Aus- werte-Einheit 5 voneinander zu trennen und den jeweiligen zu messenden Strömen zuzuordnen. Dazu wird ein Zeit-Multiplexing-Verfahren verwendet, durch welches die Signale von den verschiedenen Sensorköpfen Hn zeitlich diskriminierbar werden.

Fig. 2 veranschaulicht schematisch für das Ausführungsbeispiel von Fig. 1 den zeitlichen Verlauf der Signale. Die horizontale Achse ist die Zeitachse t.

Die vertikale Achse veranschaulicht Lichtintensitäten am Detektor 2 (durch- gezogene Linien) und an der Lichtquelle 1 (gestrichelte Linien). Die Licht- quelle 1 wird gepulst betrieben mit einer PulsdauerT und einer Pulsab- stand At. Die Steuerung der Lichtquelle erfolgt über die Lichtsteuerungssig- nalleitung L mittels der Steuerungs-und Auswerte-Einheit 5. Die optischen Gesamtumlauflängen An, die Lichtwellen von der Lichtquelle 1 durch den n- ten Sensorkopf Hn zum Detektor 2 zurücklegen, sind derart gewählt, dass Pulse, die von verschiedenen Sensorköpfe durchlaufen, an der Photodiode 2 zeitlich getrennt sind. Die Gesamtumlauflängen An müssen sich dazu um mehr als C-T unterscheiden. Für eine Pulsdauer von beispielsweise T = 1 us müssen die Weglängenunterschiede (hin-und zurück zusammen) grösser als etwa 200 m sein und können beispielsweise 300 m betragen. Die optische Weglänge für die nächstliegende Spule, also das kleinste An, kann jedoch kleiner als C-T sein. Die interferierenden optischen Signale von einzelnen Sensorköpfen Hn erreichen die Photodiode 2 dann in entsprechenden Zeit- fenstern, also zeitlich beabstandet. Pro von der Lichtquelle 1 emittiertem Lichtpuls werden bei N Sensorköpfen genau N Pulse mit zeitlichen Verzöge- rungen ATn registriert, n = 1, 2,. .. N (ATn gemessen ab Erzeugung des Licht- pulses in der Lichtquelle 1). Jeder am Detektor ankommende Lichtpuls ent- hält Signale, die mit allen Modulationsfrequenzen und deren Harmoni- schen moduliert sind.

In Fig. 2 ist der Fall dargestellt, dass die Strecken gemäss An = n-A1 gestaf- felt sind. Die Weglängenunterschiede zwischen der n-ten Gesamtumlauflän- gen An und der (n+1)-ten Weglänge An+, beträgt also genau Ai. Für Ai 300 m betragen die Zeitverzögerungen der Pulse am Detektor 2 dann ATn = n-1. 5 us. Der zeitliche Abstand At der emittierten Pulse (Pulsab- stand At) muss in diesem Fall mindestens At> : TN= N- betragen, ent- sprechend 4.5 us im genannten und dargestellten Beispiel. Es ist offensicht- lich, dass eine PulsdauerT, die wesentlich länger als 1 us ist, den Nachteil

sehr langer Faserstrecken mit sich bringt. Die Weglängenunterschie- deAn+1-An müssen zusätzlich noch die Bedingung erfüllen, länger als die Kohärenzlänge des Lichtes der Lichtquelle 1 zu sein.

Typische Modulatio. nsfrequenzen Vn sind, als Resonanzfrequenzen von Pie- zokristallen, von der Grössenordnung 10 kHz bis mehrere 100 kHz. Damit ist eine typische Pulsdauer T eines Laserpulses von etwa 1 us deutlich kürzer als die Periodendauer respektive 1/ (2vn) der Signale IDetm, vn und IDet m 2vn. Um eine oder mehrere Perioden der Signale IDet, m, vn und IDet, m, 2vn ab- zutasten ist deshalb eine entsprechend grosse Anzahl von Pulsen notwendig, und die Wiederholfrequenz der Pulse 1/At muss sich von vn und 2vn unter- scheiden.

Höhere Modulationsfrequenzen vn, im 1 MHz-bis über 10 MHz-Bereich, können mit integriert-optischen Modulatoren PMn, beispielsweise auf Li- thium-Niobat-Substraten, erzielt werden, oder mit Hilfe von Fasersegmen- ten, die mit einer piezoelektrischen Beschichtung versehen sind. Innerhalb eines Lichtpulses können dann eine oder mehrere Perioden der Signale IDet, m, vn und IDet m 2vn abgetastet werden.

In Fig. 3 ist eine weitere vorteilhafte Ausführungsform der Erfindung darge- stellt. Sie entspricht weitgehend der in Fig. 1 dargestellten Ausführungsform und wird ausgehend davon beschrieben. Im wesentlichen ist hier der Modu- latorkreis PME durch eine Phasenmodulationseinheit PME ersetzt, welche ei- nen integriert-optischen Modulator PM als Phasenmodulator PM enthält. Die Phasenmodulationseinheit PME enthält weiter einen (einzigen) Faserpolarisa- tor 8, der mit dem Koppler 14 optisch verbunden ist, und einen zwischen dem Polarisator 8 und dem integriert-optischen Modulator PM angeordneten 45°-Spleiss 9. Der Faserpolarisator 8 dient der linearen Polarisierung der Lichtwellen. Der 45°-Spleiss 9 erzeugt zueinander orthogonal polarisierte

Lichtwellen. Das sensorkopfseitige Ende 4 der Phasenmodulationsein- heit PME wird vorzugsweise von einem (asymmetrischen) 1 x2- Faserkoppler 16 gebildet.

Alternativ, aber in Fig. 3 nicht dargestellt, kann der integriert-optische Pha- senmodulator PM derart ausgebildet sein, dass er die nicht nur die Phasen- modulation erzeugt, sondern auch noch Aufgabe des Faserkopplers 16 übernimmt, also die Lichtwellen aufspaltet in zwei Lichtwellenzüge, einer für den ersten Sensorkopf Hi und einen für die weiteren zwei Sensorköp- fe H2, H3.

Anstelle von drei Modulatorsignalleitungen Mn bedarf es für den nur einen Phasenmodulator PM nur einer Modulatorsignalleitung M.

Von der Steuerungs-und Auswerte-Einheit 5 wird dem integriert-optischen Modulator PM ein Modulatorsignal übermittelt, das eine simultane Phasen- modulation mit N verschiedenen Modulationsfrequenzen vn erlaubt, wobei in Fig. 3 N = 3 ist. Das Modulatorsignal ist dann ein Frequenzgemisch oder ei- ne Überlagerung der N Frequenzen vn. Der integriert-optische Phasenmodu- lator moduliert die Phasen von zueinander orthogonal polarisierten Lichtwel- len, die sich in dieselbe Richtung ausbreiten, durch direkte Modulation der Doppelbrechung.

Da im Ausführungsbeispiel von Fig. 3, wie auch im Ausführungsbeispiel von Fig. 1, nur eine Phasenmodulationseinheit PME vorgesehen ist, durch welche Lichtwellen von allen drei Sensorköpfen Hn phasenmoduliert werden, wird auch dieser Sensor in einem Zeit-Multiplex-Verfahren betrieben, beispiels- weise mit dem im Zusammenhang mit Fig. 1 und 2 beschriebenen Verfahren.

Fig. 4 zeigt eine weitere vorteilhafte Ausführungsform der Erfindung. Es handelt sich wieder um einen Sensor mit einer Lichtquelle 1, einem Detek- tor 2, einer Steuerungs-und Auswerte-Einheit 5 und N = 3 Sensorköpfen Hn in Reflex-Konfiguration. Allerdings weist der Sensor N = 3 Phasenmodulati- onseinheiten PMEn mit je einem Phasenmodulator PMn auf. Die drei Sensor- köpfe Hn sind gleichartig aufgebaut. Ihr Aufbau entspricht dem der im Zu- sammenhang mit Fig. 1 beschriebenen Sensorköpfe. Jede der drei Phasen- modulationseinheiten PMEn ist so aufgebaut wie die im Zusammenhang mit Fig. 3 be. schriebene Phasenmodulationseinheit. Mittels jedes der Phasen- dulatoren PMn ist also die differentielle Phase von sich in dieselbe Richtung ausbreitenden, zueinander orthogonal polarisierten Lichtwellen modulierbar.

Dies geschieht mittels einer direkten Modulation der Doppelbrechung. Die Phasenmodulatoren PMn sind vorteilhaft als integriert-optische Phasenmo- dulatoren PMn au. sgebildet.

Über erste Mittel 6 zur Führung von Licht der Lichtquelle 1 in die detektor- seitigen Enden 3n der Phasenmodulationseinheiten PMEn wird Licht in jede der drei Phasenmodulationseinheiten PMEn geführt. Diese ersten Mittel 6 beinhalten zwei Faserkoppler 14 und 17 und gegebenenfalls weitere Faser- stücke. Die Faserkoppler 14,17 sind vorteilhaft derart ausgebildet, dass in jede der Phasenmodulationseinheiten PMEn im wesentlichen die gleiche Lichtintensität eingekoppelt wird. jede der Phasenmodulationseinheiten PMEn ist an ihrem sensorkopfseitigen Ende 4n mit je einem Sensorkopf Hn optisch verbunden. Über zweite Mittel 7 zur Führung von Licht von den detektorsei- tigen Enden 4n der Phasenmodulationseinheiten PMEn zu dem Detektor 2 wird Licht, das von den Sensorköpfen Hn zurückkommt, dem Detektor 2 zu- geführt. Diese zweiten Mittel 7 beinhalten die zwei Faserkoppler 14 und 17 und gegebenenfalls weitere Faserstücke.

Dadurch, dass in der n-ten Phasenmodulatiönseinheit PMEn nur diejenigen Lichtwellen phasenmoduliert werden, die in dem n-ten Sensorkopf Hn eine Faraday-Phasenverschiebung ) n erfahren haben, ist in einem Aufbau ge- mäss Fig. 4 kein Zeit-Multiplexing-Verfahren zur Auswertung notwendig.

Das Signal von dem n-ten Sensorkopf Hn ist mit der jeweiligen Modulations- frequenz vn moduliert und kann darum in der Steuerungs-und Auswerte- Einheit 5 mittels Zuordnung der Frequenzen oder durch Frequenz-Filterung eindeutig zugeordnet werden. Die Lichtquelle 1 kann im cw-Mode, also kon- tinuierlich, betrieben werden. Dadurch wird ein deutlich verbessertes Signal- Rausch-Verhältnis erreicht. Eine Lichtsteuerungssignalleitung L ist in einem derartigen, cw-betriebenen Sensor nicht notwendig.

Wie in den obigen Ausführungsbeispielen sind auch in einem Sensor gemäss Fig. 4 die optischen Gesamtumlauflängen An derart gewählt, dass störende Überlagerungen und wechselseitige Beeinflussungen vermieden werden : Die N Gesamtumlauflängen An, unterscheiden sich also um mindestens die Ko- härenzlänge der Lichtquelle 1. Und vorteilhaft wird auch noch die Bedingung eingehalten, dass der Term (An-Am)'Angr für n + m deutlich grösser als die Kohärenzlänge der Lichtquelle 1 ist.

Da je eine Modulationsfrequenz vn pro Sensorkopf Hn wählbar ist, kann diese jeweils so gewählt werden, dass eine optimale Amplitude ao n der Modulation der differentiellen Phase und somit ein optimales Signal-Rausch-Verhältnis erzielt wird.

Sensoren mit integriert-optischen Phasenmodulatoren werden vorteilhaft mit closed-loop-Detektion betrieben. Die Kehrwert der halben Modulationsfre- quenz vn entspricht in diesem Fall der modulationrelevanten Umlaufszeit Tn des Lichts, und die Faraday-Phasenverschiebung Aq) n wird am Modulator kompensiert.

Fig. 5 zeigt eine weitere Ausführungsform, welche der Ausführungsform aus Fig. 4 ähnlich ist und ausgehend davon beschrieben wird. Statt der Phasen- modulationseinheiten PMEn mit integriert-optischen Phasenmodulatoren PMn sind in Fig. 5 als Phasenmodulationseinheiten PMEn Modulatorkreise PMEn mit piezoelektrischen Phasenmodulatoren PMn vorgesehen. Die Modulator- kreise PMEn sind im Zusammenhang mit Fig. 1 und in der genannten EP 1 154 278 A2 beschieben. Jeder der Phasenmodulatoren PMn moduliert die differentielle Phase zweier sich gegenläufig ausbreitender, parallel zu- einander polarisierter Lichtwellen.

Fig. 6 zeigt einen Stromsensor mir N = 3 Sensorköpfen Hn in Sagnac- Konfiguration. Die drei Sensorköpfe H"bilden also, zusammen mit einem Teil des restlichen optischen Aufbaus des Sensors, je ein Sagnac- Interferometer. Der Aufbau wird ausgehend von dem Aufbau in Fig. 4 be- schrieben. Gegenüber Fig. 4 sind in Fig. 6 die drei Phasenmodulationsein- heiten PMEn, die drei Sensorköpfe Hn und die Mittel 6,7 zur Führung von Licht andersartig aufgebaut. Die Sensorköpfe Hn weisen zwei Zuleitungsfa- sern 10n, 10n und kein verspiegeltes Ende auf. Jede der Phasenmodulati- onseinheiten PMEn besteht im wesentlichen aus je einem Phasenmodula- torPMn, welcher beispielsweise ein integriert-optischer Phasenmodula- tor PMn oder, wie in Fig. 6 dargestellt, ein piezoelektrischer Phasenmodula- tor PMn sein kann. Auf die Faserpolarisatoren 8n, welche Teil der Mittel 6,7 zur Führung von Licht sind, folgt kein gedrehter Speiss, sondern ein einfa- cher, nicht rotierter Speiss, der darum nicht dargestellt ist. Die ersten Mit- tel 6 und zweiten Mittel 7 beinhalten Faserkoppler 18n. Mit einem der sen- sorkopfseitigen Ausgangsenden des Kopplers 18n ist die Zuleitungsfaser 1 On des Sensorkopfes Hn optisch direkt verbunden. Das andere sensorkopfseitige Ausgangsende des Kopplers 1 8n ist mit der Phasenmodulationseinheit PME" respektive dem Phasenmodulator PMn optisch verbunden. Die Phasenmodu-

lationseinheit PMEn wiederum ist mit der Zuleitungsfaser 1 On des Sensor- kopfes Hn optisch verbunden. Für einen Abstand 5 des Phasenmodula- tors PMn vom Koppler 1 8n gilt vorteilhaft, dass Angrb kleiner als die Kohä- renzlänge des Lichtes der Lichtquelle 1 ist, wobei Angrdie Differenz der Gruppenbrechungsindices für die zwei zueinander orthogonalen Lichtmoden ist.

Bei einem solchen Sensor mit Sagnac-Konfiguration werden von jedem der N Phasenmodulatoren PMn sich in entgegengesetzte Richtungen ausbreiten- de, zueinander parallel polarisierte Lichtwellen phasenmoduliert.

Fig. 7 zeigt einer weitere vorteilhafte Ausführungsform der Erfindung. Dieser Sensor ist ähnlich dem in Fig. 5 dargestellten Sensor und wird ausgehend von diesem beschrieben. Statt eines Detektors 2 weist der Sensor gemäss Fig. 7 N = 3 Detektoren 2n auf. Diese sind jeweils an einem, dem jeweiligen Sensorkopf Hn abgewandten Arm der Koppler 14, 17 und 3s angeordnet. Je- der Detektor 2n ist über eine Detektorsignalleitung Dn mit der Steuerungs- und Auswerte-Einheit 5 verbunden. Jeder der drei Detektoren 2n dient der Detektion der von dem jeweiligen Sensorkopf Hn stammenden Signale. Die entsprechenden Lichtwellen passieren somit, im Vergleich zu einem Fig. 5- gemässen Aufbau, weniger Koppler. Dadurch findet weniger Intensitätsver- lust statt, und es können höhere optische Leistungen detektiert werden. Das führt zu einem besseren Signal-Rausch-Verhältnis. In'analoger Weise kön- nen auch die anderen diskutierten Ausführungsformen mit N Detektoren 2n versehen werden.

Um eine nahezu perfekte Reziprozität und damit messtechnische Stabilität des Sensors zu erreichen, sind die Detektoren 2n an den genannten Kopplern angeordnet. Die Detektoren 21 und 22 sind in Fig. 7 an einem reziproken Ausgang angeordnet, nicht aber der Detektor 23. Ein alternativer Aufbau

(nicht dargestellt), bei dem mehr Lichtteistung detektierbar ist, ergibt sich, wenn, analog zum Detektor 23, jeder der Detektoren 2n an dem jeweiligen Koppler 3n angeordnet ist, wobei dann jeder der Detektoren 2n an einem nicht-reziproken Ausgang angeordnet ist.

Bei den Modulationskreisen PME, PMEn kann das Mittel zur Änderung der Po- larisationsrichtung 9 mit keinem, einem oder mehreren Phasenmodulato- ren PM, PMn in demselben Faserzweig angeordnet sein. Wenn mehrere Pha- senmodulatoren in einem Modulationskreis angeordnet sind, können diese beliebig auf die zwei Faserzweige verteilt sein. In einem Modulatorkreis kön- nen auch zwei oder mehr, mit derselben Frequenz vn betriebene Phasenmo- dulatoren einen einzigen mit dieser Frequenz vn betriebene Phasenmodula- tor ersetzen. Diese Phasenmodulatoren können in demselben oder in ver- schiedenen Faserzweigen des Modulatorkreises angeordnet sein.

In einem Aufbau mit Sagnac-Konfiguration, wie beispielsweise in Fig. 6, könnten statt nur eines Phasenmodulators PMn auch mehrere Phasenmodu- latoren PMn pro Sensorkopf Hn angeordnet sein. Eine Anordnung an demsel- ben oder an verschiedenen Enden der jeweiligen Sensorspule 1 2n wäre mög- lich.

Grundsätzlich sind in den diskutierten Ausführungsbeispielen vorteilhaft die Teilerverhältnisse der Koppler derart gewählt, dass in jeden Sensorkopf Hn im wesentlich die gleiche Lichtintensität eingekoppelt wird.

Grundsätzlich sind in den diskutierten Ausführungsbeispielen vorteilhaft die Anzahl und Anordnung der Koppler derart gewählt, dass die Reziprozität für alle Lichtwege gegeben ist. Das heisst, dass durch den Aufbau des Sensors keine nicht-reziproken Phasenverschiebungen auftreten, sondern nur die zu detektierende nicht-reziproke Faraday-Phasenverschiebung AXn und die qu-

asi-statische, durch die Phasenmodulation hervorgerufene Phasenverschie- bung für die effektive Verschiebung des Arbeitspunktes bei der Detektion und Auswertung. Beispielsweise wäre der Aufbau gemäss Fig. 1 nicht mehr reziprok und somit anfällig für Störeinflüsse (mechanisch, thermisch), wenn die zwei Koppler 14 und 3 durch einen einzigen Koppler ersetzt würden.

Es ist grundsätzlich auch möglich, statt zweier seriell geschalteter Koppler einen einzelnen Koppler zu verwenden, der einen oder zwei Lichtwege in mehr als zwei Lichtwege koppelt. Beispielsweise in Fig. 1 würden dement- sprechend die Koppler 4 und 15 durch einen 2x3-Koppler ersetzt, der also zwei Eingänge und drei Ausgänge hat, wobei an jeden der drei Ausgänge über je eine optische Zuleitung lOn je ein Sensorkopf Hn gekoppelt wäre.

Dies bedingt aber eine ausreichende Polarisationserhaltung des Kopplers.

Selbstverständlich können verschiedene Typen der beschriebenen Phasen- modulationseinheiten PME sowie der Phasenmodulatoren PM in einem Sensor kombiniert werden. Es sind ausserdem auch Phasenmodulatoren denkbar, die von piezoelektrischen und integriert-optischer Phasenmodulatoren ver- schieden sind.

Vorteilhaft an den beschriebenen Sensoren ist, dass sie nur eine einzige Steuerungs-und Auswerte-Einheit 5 oder nur einen einzigen Signalprozes- sor benötigen. Weiter vorteilhaft ist, dass nur eine einzige Lichtquelle 1 be- nötigt wird. Weiter vorteilhaft ist, dass es möglich ist, mit nur einem einzigen Detektor 2 auszukommen. Alle diese Vorteile resultieren in einem einfachen und kostengünstigen Aufbau des Sensors.

Erfindungsgemässe Sensoren können zur Messung von N Strömen oder N Mangetfeldern benutzt werden. Es ist auch möglich, einen Teil der Sensor- köpfe Hn redundant einzusetzen. Beispielsweise bei N = 6 Sensorköpfen Hn

können vorteilhaft je zwei Sensorköpfe densetben Strom einer Phase eines elektrischen Hochspannungsnetzes messen. Vorteilhaft weist einer der bei- den Sensorköpfe mehr Windungen der Sensorspule auf und dient einer ge- nauen Strommessung, beispielsweise für die Strom-Abrechnung, während der andere Sensorkopf mit weniger Windungen einen grösseren Messbereich hat und zum Netzschutz eingesetzt wird, wobei durch ihn Überströme im Kurzschlussfall eindeutig messbar sind.

Im folgenden werden noch zwei Methoden beschrieben, wie mit nur einem Phasenmodulator PM und nur einer Modulationsfrequenz v im Zeit- Multiplexing-Verfahren ein gutes Signal-Rausch-Verhältnis erzielt werden kann, indem die Amplitude ao, n der differentiellen Phase für jeden der N Sensorköpfe optimal eingestellt werden kann (vergleiche Aufbauten der Figs. 1 und 3) : Dies kann durch eine geeignete Wahl der Unterschiede zwischen den ver- schiedenen optischen Gesamtumlauflängen An von der Lichtquelle durch den n-ten Sensorkopf zum Detektor erzielt werden. Die Amplitude ao, n bei- spielsweise des nächstliegenden Sensorkopfes (kleinste An) wird durch ent- sprechende Wahl der Gesamtumlauflänge An optimal gewählt. Bei Detektion auf der ersten und der zweiten Harmonischen heisst das, dass dieses °o, n = 1. 84 ist. Aufgrund der bereits genannten Gleichung (Xo. n = 2.#0,n . sin (2TTVTn/2) kann nun das Streckeninkrement zur nächst längeren optischen Gesamtum- lauflänge An so gewählt werden, dass sich das Argument des Sinus-Terms um TT ändert : 2TT\/nAT/2 = 21TvEA/c = TT, und somit AA = c/2v,

wobei AA das Streckeninkrement ist, um das die minimale optische Gesamt- umlaufläge #n verlängert werden muss, um die Änderung um fr zu errei- chen, und AT ist die dementsprechende minimale Verlängerung der Umlauf- zeit des Lichtes. Werden die weiteren optischen Gesamtumlauflängen An um ein Vielfaches von AA gegenüber dem kleinsten An erhöht, ist die Detektion für alle Sensorköpfe mit einem optimalen Signal-Rausch-Verhältnis möglich.

Für eine Modulationsfrequenz von 130 kHz beträgt AA = 796 m. Je höher die Modulationsfrequenz v gewählt ist, desto kleiner ist die benötigte Faserlän- ge.

Die zweite Möglichkeit, mit nur einem Phasenmodulator PM und nur einer Modulationsfrequenz v im Zeit-Multiplexing-Verfahren für alle Sensorköp- fe Hn die Amplitude aon auf ihren optimalen Wert (beispielsweise 1.84) ein- zustellen, besteht darin, mittels geeigneter Wahl der Treiberspannung des Phasenmodulators PM die Amplitude der Phasenmodulation #0, n in entspre- chenden Zeitfenstern geeignet zu wählen. Wenn also (vergleiche Fig. 2) ab der Zeit AT1 nach Beginn eines Lichtpulses von der Lichtquelle 1 ein von dem ersten Sensorkopf H1 stammendes Signal detektiert wird, ist die Amplitu- de #0, i der Phasenmodulation derart gewählt, dass ocoll optimal ist. Wenn ab der Zeit AT2 nach Beginn eines Lichtpulses von der Lichtquelle 1 ein von dem zweiten Sensorkopf H2 stammendes Signal detektiert wird, ist die Amplitude #0,2 der Phasenmodulation derart zu wählen, dass &alpha0,2 optimal ist, wobei α0, i und (po, 2 und die entsprechenden Treiberspannungen und #0, 1 und ¢0, 2 im allgemeinen verschieden gross sind. Es ist zu beachten, dass bei niedrigen Modulationsfrequenzen v die zur Änderung der Amplituden (Do, n der Pha- senmodulation erforderliche Zeit wesentlich länger sein kann als die Wieder- holfrequenz der Lichtpulse 1/At. Während dieser Totzeit, in welcher die Amplitude geändert wird, ist die Signalgewinnung unterbrochen, so dass ein verschlechtertes Signal-Rausch-Verhältnis die Folge ist.

Bezugszeichenliste 1 Lichtquelle 2, 2n Detektor, Photodiode 3, 3n detektorseitiges Ende der Phasenmodulationseinheit ; Faserkoppler 4, 4n sensorkopfseitiges Ende der Phasenmodulationseinheit; Faser- koppler 5 Steuerungs-und Auswerte-Einheit : Signalprozessor 6 erstes Mittel (zur Führung von Licht der Lichtquelle in ein detektor- seitiges Ende der Phasenmodulationseinheit) 7 zweites Mittel (zur Führung von Licht von dem detektorseitigen En- de der Phasenmodulationseinheit zum Detektor) 8, 8n Polarisator, Faserpolarisator 8', 8n Polarisator,Faserpolarisator 9, 9n Mittel zur Änderung der Polarisationsrichtung, 90°-Spleiss 9, 9n Mittel zur Änderung der Polarisationsrichtung, 45°-Spleiss 1 On faseroptische Zuleitung 11n,11n Phasenverzögerungselement, #/4-Element 12n Sensorspule, magnetooptisch aktive Faser 1 3n Spiegel, verspiegeltes Ende 14 Faserkoppler 15 Faserkoppler 16 Faserkoppler 17 Faserkoppler 1 8n Faserkoppler Cn Stromleiter D, Dn Detektorsignalleitung Hn Sensorkopf

lel, n zu messender elektrischer Strom modulationsrelevante optische Weglänge L Lichtsteuerungssignalleitung M, Mn Modulatorsignalleitung N ganze Zahl mit N h 2 ; Anzahl Sensorköpfe Angr Differenz der Gruppenbrechungsindices für die zwei zueinander orthogonalen Lichtmoden p positive ganze Zahl PM, PMn Phasenmodulator, piezoelektrischer Modulator, integriert optischer Modulator PME, PMEn Phasenmodulationseinheit, Modulatorkreis q positive ganze Zahl Sn Ausgangs-Signal Tn modulationsrelevante Umlaufzeit At Lichtpulsabstand V Verdet-Konstante (einer Sensorspule) ao n Amplitude der Modulation der differentiellen Phase 8 Abstand (des Phasenmodulators vom Koppler in der Sagnac- Konfiguration) "differentielle Phasenverschiebung aufgrund des Faraday-Effektes optische Gesamtumlauflänge (von der Lichtquelle 1 durch den n- ten Sensorkopf zum n-ten Detektor) Vn Modulationsfrequenz Amplitude der Phasenmodulation T Pulsdauer (eines Lichtpulses beim Zeit-Multiplexing) ATn Laufzeit eines Lichtpulses von der Lichtquelle zum Detektor