DE69311722T2

DE69311722T2 - Fiberoptischer kreisel mit reduzierten modenkupplungsfehlern

Info

Publication number: DE69311722T2
Application number: DE69311722T
Authority: DE
Inventors: James N. College Station Tx 77845 Blake; John R. Phoenix Az 85023 Feth; Bogdan Cave Creek Az 85331 Szafraniec
Original assignee: Honeywell Inc
Current assignee: Honeywell Inc
Priority date: 1992-05-29
Filing date: 1993-05-28
Publication date: 1998-01-08
Anticipated expiration: 2013-05-29
Also published as: KR950702020A; EP0760461B1; ES2169196T3; JP2863007B2; EP0642654B1; BR9306194A; JPH08504267A; CA2129979A1; DE69311722D1; CA2129979C; WO1993024807A1; DE69331397T2; EP0642654A1; US5377283A; ES2105282T3; AU4399493A; EP0760461A1; DE69331397D1; EP0760462A1

Description

Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf faseroptische Kreisel, die für die Rotationserfassung verwendet werden und insbesondere auf interferometrische faseroptische Kreisel.
Faseroptische Kreisel bilden eine attraktive Einrichtung, mit der die Rotation gemessen werden kann. Sie können sehr klein gemacht werden und trotzdem aufgebaut werden, um einem beträchtlichen mechanischen Schock, einer Temperaturänderung oder anderen Umgebungsextremen zu widerstehen. Bei Abwesenheit von beweglichen Teilen sind sie nahezu wartungsfrei und sie bieten die Möglichkeit einer ökonomischen Herstellung. Sie können ebenfalls empfindlich auf niedrige Drehgeschwindigkeiten sein, was bei anderen Arten von optischen Kreiseln ein Problem sein kann.
Es gibt verschiedene Formen von optischen Inertial-Rotationssensoren, die den wohlbekannten Sagnac-Effekt benutzen, um die Drehung um eine zugehzörige Achse festzustellen. Diese umfassen aktive optische Kreisel, die das Verstärkungsmedium in einem optischen Hohlraum enthalten, wie beispielsweise den Ringlaserkreisel und passive optische Kreisel ohne irgendein Verstärkungsmedium in dem primären optischen Weg, wie beispielsweise den interferometrsichen faseroptischen Kreisel und den faseroptischen Kreisel mit Ringresonator. Die Vermeidung des aktiven Mediums in der primären optischen Wegstrecke in dem Kreisel eliminiert einige Probleme, die bei aktiven Kreiseln angetroffen werden, wie beispielsweise die Verriegelung (lock-in) bei niedriger Drehgeschwindigkeit. die Grunddrifi und einige Ursachen für Veränderungen des Skalenfaktors.
Interferometrische faseroptische Kreisel verwenden typischerweise eine optische Faser mit einem einzigen Schwingungsmodus und einer Länge von typischerweise 100 bis 2.000 Metern, welche Länge durch eine Spule vorgegeben wird, die auf einen Kern gewickelt ist, um eine geschlossene optische Wegstrecke zu bilden. Eine elektromagnetische Welle bzw. Lichtwelle wird eingeführt und in ein Paar solcher Wellen aufgespalten, um in entgegengesetzten Richtungen durch die Spule sich fortzupflanzen und letzlich auf einem Fotodetektor aufzutreffen. Eine Drehung um die Sensorachse des Kernes bzw. der aufgewickelten optischen Faser gibt einen wirksamen optischen Weglängenzuwachs in einer Drehrichtung und eine wirksame optische Weglängenabnahme in der entgegengesetzten Drehrichtung für eine Welle dieses Paares von elektromagnetischen Wellen vor. Das Umgekehrte ergibt sich für die verbleibende Welle des Paares von elektromagnetischen Wellen für eine solche Drehung. Solche Weglängendifferenzen zwischen dem Paar von elektromagnetischen Wellen führen eine Phasenverschiebung zwischen diesen Wellen in interferometrischen faseroptischen Kreiseln in jeder Drehrichtung ein, was als der wohlbekannte Sagnac-Effekt bekannt ist. Die Verwendung einer gewickelten optischen Faser ist erwünscht, da der Betrag der Phasendifferenzverschiebung auf Grund der Drehung und somit des Ausgangssignales von der Länge der gesamten optischen Wegstrecke durch die Spule abhängt, die durch die zwei entgegengesetzt gerichteten elektromagnetischen Wellen durchlaufen wird. Somit kann eine relativ große Phasenverschiebedifferenz in einer langen optischen Faser erhalten werden wobei das Volumen relativ klein ist, da die Faser gewickelt ist.
Der Ausgangsstrom von der Fotodiode des Fotodetektorsystems folgt auf Grund der in entgegengesetzten Richtungen wandemden elektromagnetischen Wellen, die darauf auftreffen, nachdem sie die gewickelte optische Faser durchlaufen haben, einer angehobenen Kosinus-Funktion, d.h. der Ausgangsstrom hängt von dem Kosinus der Phasendifferenz zwischen diesen zwei Wellen ab. Da eine Kosinus-Funktion eine gerade Funktion ist, gibt eine solche Ausgangsfünktion keinen Hinweis auf die relative Richtung der Phasendifferenzverschiebung und somit keinen Hinweis auf die Richtung der Drehung um die Achse. Zusätzlich ist die Änderungsgeschwindigkeit einer Kosinus-Funktion in der Nähe der Phase Null relativ gering, so daß eine solche Ausgangsfünktion eine sehr geringe Empfindlichkeit für geringe Drehraten vorgibt.
Auf Grund dieser unbefriedigenden Charakteristik wird die Phasendifferenz zwischen den zwei elektromagnetischen Wellen gewöhnlicherweise moduliert, indem ein optischer Phasenmodulator auf einer Seite der gewickelten optischen Faser angeordnet wird. Infolgedessen verläuft eine der sich in entgegengesetzten Richtungen fortpflanzenden Wellen durch den Modulator unmittelbar nach dem Eintritt in die Spule, während die die Spule in der entgegengesetzten Richtung durchlaufende Welle den Modulator unmittelbar vor dem Austritt aus der Spule durchläuft. Zusätzlich ist ein phasenempfindlicher Demodulator vorgesehen, um den Fotodetektor-Ausgangsstrom zu empfangen. Sowohl der optische Phasenmodulator, als auch der phasenempfindliche Demodulator werden typischerweise durch einen sinusförmigen Signalgenerator betrieben, wobei aber andere Wellenformen mit einer ähnlichen Grundfrequenz verwendet werden können.
Der sich ergebende Signalausgang des phasenempfindlichen Demodulators folgt einer Sinusfünktion, d.h. das Ausgangssignal hängt von dem Sinus der Phasendifferenz zwischen den zwei elektromagnetisch,en Wellen ab, die auf die Fotodiode auftreffen, d.h. primär von der Phasenverschiebung auf Grund der Drehung um die Achse der Spule. Eine Sinusfunktion ist eine ungerade Funktion mit maximaler Änderungsrate bei Null und sie verändert somit das algebraische Vorzeichen aufjeder Seite von Null. Somit kann der phasenempfindliche Demodulator sowohl einen Hinweis auf die Richtung der Drehung, die um die Achse der Spule auftritt, als auch ein Signalwert mit maximaler Änderungsrate liefern, in Abhängigkeit von der Drehgeschwindigkeit in der Nähe von der Drehgeschwindigkeit Null. Das heißt, das Signal besitzt seine maximale Empfindlichkeit in der Nähe der Phasenverschiebung Null, so daß das Ausgangssignal sehr empfindlich auf niedrige Drehgeschwindigkeiten ist. Dies ist natürlich nur möglich, wenn Phasenverschiebungen auf Grund anderer Quellen, d.h. von Fehlern hinreichend klein sind. Zusätzlich ist dieses Ausgangssignal unter diesen Umständen sehr nahe an einem linearen Signal bei relativ geringen Drehgeschwindigkeiten. Eine solche Charakteristik für das Ausgangssignal des phasenempfindlichen Demodulators bildet eine wesentliche Verbesserung gegenüber der Charakteristik des Ausgangsstromes des Fotodetektors.
Die Verminderung fehlerhafter Phasenverschiebungen von anderen Quellen ist jedoch ein schwieriges Problem bei faseroptischen Kreiseln. Die Vermeidung fehlerhafter Phasenverschiebungen in den elektromagnetischen Wellen, die den Fotodetektor erreichen, erfordert. daß jede der störenden Wellen, zumindest jene mit gleicher Wellenlänge über die gleiche optische Wegstrecke gewandert sind, d.h. die elektromagnetische Welle einer Wellenlänge, die einer Wanderungsrichtung im Uhrzeigersinn durch die Spule zugeordnet ist und die mit der gleichen Wellenlänge, die der Wanderungsrichtung im Gegenuhrzeigersinn zugeordnet ist, jeweils über eine nicht unterscheidbare optische Wegstrecke von der Quelle zu dem Fotodetektor bei Abwesenheit irgendeiner Drehung der Spule wandern müssen. Ein System mit dieser Charakteristik wird oftmals als "reziprok" bezeichnet. Zumindest müssen die optischen Wegstrecken entsprechend der gemeinsamen Wellenlänge der elektromagnetischen Wellen im Uhrzeigersinn und im Gegenuhrzeigersinn auf einer optischen Strahlen-Verfolgungsbasis bei Abwesenheit von Rotation identisch sein. Zum Erfüllen dieser Anforderung ist eine "minimale reziproke Konfiguration" gefünden worden, wie sie in Fig. 1 im Zusammenhang mit der dort gezeigten gewickelten optischen Faser 10 gezeigt ist. Die gewickelte optische Faser 10 ist, wie oben angegeben, in Fig. 1 um einen Kern oder eine Spule gewickelt, in dem primär eine gewöhnliche optische Einzelmoden-Faser um deren Achse gewickelt wird, die zu der Achse wird, um die die Drehung erfaßt wird. Die Verwendung einer solchen Einzelmoden- Faser gestattet, die Wegstrecken der elektromagnetischen Wellen nahezu eindeutig zu definieren und sie gestattet ferner, daß die Phasenfronten einer solchen geführten Welle eindeutig definiert sind. Dies hilft in großem Umfang bei der Aufrechterhaltung der Reziprozität.
Die optische Faser in der Spule 10 ist jedoch nicht gänzlich eine gewöhnliche Einzelmoden-Faser auf Grund eines Depolarisators, der relativ nahe eines Endes enthalten ist, obgleich dieser Depolarisator irgendwo in der Spule 10 angeordnet sein kann. Die gewöhnliche optische Einzelmoden-Faser, die in einem großen Teil der Spule 10 verwendet wird, unterliegt einer sich ändernden Doppelbrechung, die durch mechanische Beanspruchung eingefülrt wird, welche sich mit der Temperatur verändert und durch den Faraday-Effekt in magnetischen Feldern. Diese sich verändernde Doppelbrechung führt zu sich beliebig verändernden Polarisationsdrehungen der durchlaufenden Strahlen bis zu einem Ausmaß sogar, daß die Überlagerung jener Strahlen auf dem Fotodetektor verschwindet. Ein Verfahren zur Lösung dieses Problems ist die Verwendung einer sogenannten polarisationserhaltenden optischen Faser, die eine hohe Doppelbrechung aufweist anstelle der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser ohne solche ausgeprägte Doppelbrechung. Die bedeutende Doppelbrechung in solch einer Faser macht Änderungen der Doppelbrechung durch andere Quellen relativ bedeutungslos.
Eine solche polarisationserhaltende optische Faser ist jedoch relativ teuer, so daß der Wunsch nach der Verwendung einer gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser besteht. Dieser Wunsch kann befriedigt werden durch die Verwendung eines Depolarisators 10', der innerhalb der Spule 10 angeordnet ist und gemaß Fig. 1 nahe eines Endes in der Spule 10 positioniert ist, um das Wickeln dieser Spule zu erleichtern. Ein solcher Depolarisator hat das Bestreben, die elektromagnetischen Wellenintensitäten dicht einander anzugleichen und die Korrelation der darin ermöglichten zwei orthogonalen Polarisationsmoden aufzuheben und die Einflüsse der sich beliebig ändernden Doppelbrechung in der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser in dem Rest der Spule 10 beliebig zu verändern, wodurch verhindert wird, daß die Überlagerung der Strahlen in entgegengesetzter Richtung an dem Fotodiodenausgang des optischen Subsystems verschwindet.
Ein solcher Depolarisator kann gebildet werden durch zwei Längen von polarisationserhaltenden Fasern 10" und 10"', wobei die letztere im wesentlichen zweimal so lang wie die andere ist, wodurch ungefähr die zweifache optische Verzögerung gegenüber der anderen hervorgerufen wird. In jeder dieser Längen gibt es eine Achse mit hohem Brechungsindex, d.h. eine Achse mit geringerer Fortpflanzungsgeschwindigkeit bzw. die "x"-Achse und eine Achse mit niedrigem Brechungsindex, d.h. eine Achse mit schnellerer Fortpflanzungsgeschwindigkeit bzw. die "y"-Achse, die beide orthogonal zueinander gerichtet sind. Die Längen werden in einer verschmolzenen Verspleißung in einer solchen Weise miteinander verbunden, daß sich die "x"-Achse in einer Länge ungefähr in gleichem Abstand von den "x"- und "y"-Achsen in der anderen Länge befindet, d.h. die "x"-Achse in der erstgenannten Länge befindet sich unter 45º von jeder der "x"- und "y"-Achsen in der anderen Länge. Die entgegengesetzten Enden von jeder der Depolarisations-Faserlängen werden sodann mit entsprechenden Teilen der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser in der Spule 10 durch Schmelzen verspleißt, so daß ein Lichtstrahl, der sich durch irgendeinen Polarisator oder irgendeine gewöhnliche optische Einzelmoden-Faser fortpflanzt, im wesentlichen durch alle verläuft.
Die Spule 10 mit dem Depolarisator 10' ist typischerweise auf eine Spule unter Verwendung der "Quadropol"-Technik gewickelt, so daß sich ähnlich angeordnete Punkte in der Spule bezüglich des Mittelpunktes nahe zueinander befinden. Dies vermindert den Einfluß des Phänomens der zeitlichen Veränderung, wie beispielsweise thermische Gradienten bei der Beeiflussung entgegengesetzt gerichteter, sich fortpflanzender, elektromagnetischer Wellen in einer unterschiedlichen Weise.
Die elektromagnetischen Wellen, die sich in entgegengesetzten Richtungen durch die Spule 10 fortpflanzen, werden durch eine Quelle elektromagnetischer Wellen bzw. einer Lichtquelle 11 in Fig. 1 vorgegeben. Diese Quelle ist typischerweise eine Superlumineszenzdiode oder alternativ eine Laserdiode, die unterhalb ihres Schwellwertes für eine stimulierte Emission betrieben wird, wobei jede Quelle elektromagnetische Wellen typischerweise im nahen Infrarotbereich des Spektrums mit einer typischen Wellenlänge von 830 nm liefert. Die Quelle 11 muß eine kurze Kohärenzlänge für das emittierte Licht besitzen. um die Phasenverschiebungs-Differenzfehler zwischen diesen Wellen auf Grund der Rayleigh-Streuung an Streustellen in der Spule 10 zu vermindern. Auf Grund des nicht linearen Kerr-Effektes in der Spule 10 können unterschiedliche Intensitäten in den zwei sich fortpflanzenden Wellen zu Phasendifferenzverschiebungen dazwischen führen. Dieser Situation kann ebenfalls abgeholfen werden durch die Verwendung einer Quelle mit kurzer Kohärenzlänge für die Quelle 11, was zur Aufhebung von modalen Phasenverschiebungen führt. Die Rayleigh-Streuung und der nicht lineare Kerr-Effekt führen zu nicht-reziproken Phasenverschiebungen zwischen den gegenläufigen elektromagnetischen Wellen in der Spule 10 auch in einer minimal reziproken Konfiguration. Eine Superlumineszenzdiode oder eine Laserdiode, die unterhalb des Schwellwertes betrieben wird, besitzen jeweils ein breites Emissionsspektrum im Vergleich zu einer Laserdiode, die oberhalb ihres Schwellwertes im stimulierten Emissions-Betriebsmodus betrieben wird.
Zwischen der Laserdiode 11 und der faseroptischen Spule 10 in Fig. 1 ist eine optische Wegstreckenanordnung gezeigt, die durch eine Erweiterung der Enden der optischen Faser, die die Spule 10 bildet, zu einigen optischen Kopplungskomponenten gebildet wird, welche die optische Gesamtstrecke in verschiedene optische Teustrecken trennen. Ein Teil der polarisationserhaltenden optischen Faser ist gegen eine Fläche einer Laserdiode 11 an einem Ort der optimalen Lichtemission positioniert, d.h. an einem Punkt, von dem sie sich zu einem ersten optischen Richtungskoppler 12 erstreckt, der damit verbunden ist. Wenn andererseits der Koppler 12 gebildet wird durch Verschmelzung von zwei optischen Fasern in einem Kopplungsbereich miteinander, so kann entweder ein Paar polarisationserhaltender optischer Fasern oder ein Paar von gewöhnlichen optischen Einzelmode-Fasern mit der überschießenden Länge einer der optischen Fasern gegen die Diode 11 gerichtet sein, um diese optische Wegstrecke zwischen der Diode 11 und diesem Wellenkopplungsbereich des Kopplers 12 vorzugeben oder die überschießende Länge kann mit einer anderen polarisationserhaltenden Faser oder einer gewöhnlichen optischen Einzelmode-Faser entsprechend verspleißt sein, die sich von der Diode 11 erstreckt.
Der optische Richtungskoppler 12 besitzt ein Licht-Übertragungsmedium, das sich zwischen vier Anschlüssen erstreckt mit jeweils zwei Anschlüssen an jedem Ende des Mediums und die an jedem Ende des Kopplers in Fig. 1 vorgesehen sind. Gegen einen dieser Anschlüsse ist die optische Faser, die sich von der Laserdiode 11 erstreckt, positioniert (oder umgekehrt für einen verschmolzenen Koppler, d.h. eine Faser, die sich von dem Koppler-Kopplungsbereich erstreckt, ist gegen die emittierende Fläche der Diode 11 positioniert). An dem anderen Anschluß des gleichen Endes des optischen Kopplers 12 ist eine weitere optische Faser gezeigt, die dagegen positioniert ist (oder sich alternativ von dem verschmolzenen Koppler erstreckt, wenn dieser verwendet wird), die gegen eine Fotodiode 13 sich erstreckt, welche elektrisch mit einem Fotodetektionssystem 14 verbunden ist. Diese optische Faser kann eine polarisationserhaltende optische Faser sein oder sie kann eine gewöhnliche optische Einzelmoden-Faser sein. In der Praxis kann, wie oben angegeben, der Koppler 12 aus verschmolzenen Längen einer solchen optischen Faser gebildet werden so daß sich die verbleibenden Längen hinter dem verschmolzenen Teil bzw. dem Lichtkopplungsbereich sich entweder insgesamt bis zu der Laserdiode 11 und der Fotodiode 13 erstrecken oder mit anderen optischen Fasern verspleißt sind, die sich davon erstrecken.
Die Fotodiode 13 detektiert elektromagnetische Wellen oder Lichtwellen, die darauf von dem Teil der optischen Faser auftreffen, die dagegen positioniert ist (oder sich dorthin erstreckt) und sie liefert daraufhin einen Fotostrom. Dieser Fotostrom folgt, wie oben angegeben. in dem Fall, wo zwei nahezu kohärente elektromagnetische Wellen auftreffen, einer angehobenen Kosinus-Funktion bei der Vorgabe eines Ausgangs für den Fotostrom, welcher von dem Kosinus der Phasendifferenz zwischen einem solchen Paar von elektromagnetischen Wellen abhängt. Die Fotodiode 13 wird entweder im fotovoltaischen Modus oder im fotoleitenden Modus betrieben, wie dies benötigt wird, wobei sie in einem Verstärkerschaltkreis mit geeigneter Impedanz angeordnet ist, um einen Fotostrom vorzugeben. der im wesentlichen eine lineare Funktion der auftreffenden Strahlungsintensität ist und sie ist typischerweise eine PIN-Fotodiode.
Der optische Richtungskoppler 12 besitzt eine weitere polarisationserhaltende optische Faser an einem Anschluß an dem anderen Ende, welcher sich zu einem Polarisator 15 erstreckt. Erneut kann sich die überschießende Länge in einer optischen Faser hinter dem Kopplungsbereich des Kopplers 12 mit ihrem Ende zu dem Polarisator 15 erstrecken oder sie kann mit einer anderen optischen Faser verspleißt sein, die sich von dem Polarisator 15 erstreckt wobei die Haupt-Doppelbrechungsachsen in jedem solchen Teil der optischen Faser eng aufeinander ausgerichtet sind. An dem anderen Anschluß auf der gleichen Seite des Kopplers 12 befindet sich eine nicht-reflektierende Abschlußanordnung 16, die die überschießende Länge einer der verschmolzenen optischen Fasern, die den Koppler 12 bilden, beinhaltet oder erneut eine andere optische Faser, die mit einer solchen überschießenden Länge verspleißt ist. Diese optische Faser, die zu der Anordnung 16 führt, kann erneut eine polarisationserhaltende optische Faser oder eine gewöhnliche optische Einzelmoden-Faser sein.
Der optische Richtungskoppler 12 überträgt beim Empfang elektromagnetischer Wellen oder von Licht an irgendeinem Anschluß oder an irgendeinem Ende eines überschießenden Teils der sich hinter den Kopplungsbereich erstreckenden optischen Faser solche elektromagnetischen Wellen, so daß ein vorgewählter Bruchteil derselben, typischerweise die Hälfte, an jedem der zwei Anschlüsse bzw. Enden der zwei überschießenden optischen Faserlängen hinter dem Kopplungsbereich auftritt, die sich an dem gegenüberliegenden Ende des Kopplers 12 befinden gegenüber dem Eingangsanschluß bzw. der überschießenden optischen Faserlänge, die die Eingangswellen empfängt. Andererseits werden keine elektromagnetischen Wellen zu dem Anschluß bzw. der überschießenden Faserlänge übertragen, die sich an dem gleichen Ende des Kopplers 12 wie der eingehende Anschluß befinden. Die Polarisation der eingehenden elektromagnetischen Wellen bezüglich der Haupt-Brechungsachsen am Eingangsanschluß kann ziemlich gut in den entsprechenden Achsen an den zwei Ausgangsanschlüssen bewahrt werden, wenn der Koppler 12 aus zwei Teilen einer polarisationserhaltenden optischen Faser gebildet wird, bei der die Hauptachsen geeignet ausgerichtet sind, aber es wird einige Kopplung der Wellen zwischen den Achsen in dem Kopplungsbereich des Kopplers geben. Wenn ein Paar von gewöhnlichen optischen Einzelmode-Faserteilen miteinander verschmolzen wird, um den Koppler 12 zu bilden, so kann die Polarisation der eingehenden elektromagnetischen Wellen bezüglich der Haupt-Doppelbrechungsachsen in einer Faserkomponente ziemlich gut durch den Kopplungsbereich zu der anderen Faser erhalten werden, aber es kann eine wesentliche Kopplung danach auftreten, bevor die gekoppelten Wellen den Ausgangsanschluß der gewöhnlichen optischen Einzelmode-Faser erreichen.
Der Polarisator 15 wird benutzt, da auch bei einer optischen Einzelmoden-Faser zwei Polarisationsmoden für die elektromagnetischen Wellen, die durch solch eine Faser entlang der orthogonalen Achsen verlaufen, möglich sind. Daher wird der Polarisator 15 für den Zweck der Übertragung der elektromagnetischen Wellenkomponente entlang einer dieser Achsen für eine dieser Polarisationsmoden zwischen den optischen Fasern vorgesehen, die an die Anschlüsse an jedem Ende desselben angeschlossen sind, d.h. zwischen der langsamen "x"-Achse der daran angeschlossenen polarisationserhaltenden optischen Faser, um einen Fortpflanzungsweg zu und von dem Richtungskoppler 12 vorzugeben und der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser, die gegen den Anschluß an dem gegenüberliegenden Ende angeordnet ist, was unten beschrieben wird. Zur gleichen Zeit blockiert der Polarisator 15 im wesentlichen die Übertragung der schnellen "y"-Achse der polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich zwischen ihm und dem Richtungskoppler 12 erstreckt und der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser an der gegenüberliegenden Seite. Somit ist die langsame Achse der polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich von dem Koppler 12 erstreckt, auf die Übertragungsachse des Polarisators 15 an einem Anschluß auf einer Seite desselben ausgerichtet bzw. mit der langsamen Haupt-Doppelbrechungsachse eines optischen Faser-Verbindungsteils, der sich von dem Polarisator 15 erstreckt, d.h. eng auf die Übertragungsachse des Polarisators ausgerichtet. Die schnelle Achse dieser optischen Faser ist sodann eng auf die Blockierachse an dem Anschluß des Polarisators ausgerichtet bzw. auf die schnelle Haupt- Doppelbrechungsachse einer optischen Faserverbindung, die sich davon erstreckt und die eng zu einer Polarisator-Blockierachse ausgerichtet ist.
Der Polarisator 15 ist jedoch nicht in der Lage, gänzlich elektromagnetische Welle in dem einen Polarisationszustand zu blockieren, der blockiert werden soll. Dieser Nachteil in dem Auslöschungskoeffizienten führt zu einer Nicht-Reziprozität zwischen zwei in entgegengesetzten Richtungen wandernden Wellen über die optischen Wegstrecken und somit zu einer nicht-reziproken Phasenverschiebung, die zwischen ihnen auftritt und die mit den Umgebungsbedingungen variieren kann, in denen der Polarisator und das restliche System angeordnet sind.
Positioniert gegen den Anschluß des Polarisators 15 an dem Ende gegenüber demjenigen, der mit dem optischen Richtungskoppler 12 verbunden ist oder mit einer polarisationserhaltenden optischen Faserlänge verspleißt ist, die sich davon erstreckt, ist eine gewöhnliche optische Einzelmoden-Faser, die sich zu einem weiteren optischen Richtungskoppler 17 erstreckt, einem Koppler, der typischerweise aus zwei Teilen einer solchen gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser gebildet wird. Der Richtungskoppler 17 überträgt ebenfalls empfangene elektromagnetische Wellen, so daß ein im voraus gewählter Bruchteil derselben, erneut typischerweise die Hälfte, an jedem der zwei Anschlüsse bzw. Enden der zwei überschießenden optischen Faserlängen hinter dem Kopplungsbereich aufiritt, die sich an dem Ende des Kopplers 17 befinden gegenüber demjenigen, der den eingehenden Anschluß oder die überschießende optische Faserlänge aufweist, die die eingehenden Wellen empfangen. Erneut werden keine elektromagnetischen Wellen zu dem Anschluß bzw. der überschießenden Faserlänge übertragen, die sich an dem gleichen Ende des Kopplers 17 wie der Eingangsanschluß befindet. Die Polarisation der eingehenden elektromagnetischen Wellen an einem Eingangsanschluß wird nicht sehr gut an dem entsprechenden Paar von Ausgangsanschlüssen bewahrt. Alternativ könnte der Richtungskoppler 17 unter Verwendung eines Paares von Teilen einer polarisationserhaltenden optischen Faser gebildet werden, aber dies führt zu einer etwas unterschiedlichen optischen Leistung in dem optischen Subsystem von Fig. 1, welche ähnlich zu der Leistung eines solchen Subsystems sein würde, bei dem der Richtungskoppler 17 alternativ in einem integrierten optischen Chip gebildet wird.
Wenn der Richtungskoppler 17 gebildet wird durch Verschmelzen zweier optischer Fasern miteinander, so kann sich der überschießende Teil einer der optischen Fasern hinter dem Kopplerbereich insgesamt bis zu dem geeigneten Anschluß an einem Ende des Polarisators 15 erstrecken. Alternativ kann dieser überschießende Teil mit einer gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser verspleißt sein, die sich von dem Polarisator 15 erstreckt (oder mit einer polarisationserhaltenden Faser die sich davon erstreckt).
Der zweite Anschluß an dem gleichen Ende des Kopplers 17, an dem der erste Anschluß mit dem Polarisator 15 gekoppelt ist, ist mit einer nicht-reflektierenden Abschlußanordnung 18 verbunden unter Verwendung einer weiteren gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser oder der überschießenden Länge einer diesem Anschluß zugeordneten Faser über den Kopplungsbereich des Kopplers 17 im Falle von verschmolzenen optischen Fasern. Einer der Anschlüsse an dem gegenüberliegenden Ende des Kopplers 17 ist mit einer weiteren optischen Komponente in der optischen Wegstrecke verbunden. die sich von einem Ende der optischen Faser in der Spule 10 erstreckt. Der andere Anschluß an diesem Ende des Kopplers 17 ist direkt mit dem verbleibenden Ende der optischen Faserspule 10 gekoppelt, nahe weichem der Depolarisator 10, angeordnet ist, und diese Kopplung wird typischerweise durch eine Spleißung zwischen der überschießenden Länge einer optischen Faser hinter dem Kopplungsbereich im Koppler 17 und der optischen Faser in der Spule 10 verwirklicht.
Zwischen der Spule 10 und dem Koppler 17 auf der Seite der Spule 10 gegenüber der direkt angeschlossenen Seite derselben ist ein optischer Phasenmodulator 19 vorgesehen. Der optische Phasenmodulator 19 besitzt einen Anschluß an jedem Ende des darin enthaltenen Übertragungsmediums, der in Fig. 1 an den gegenüberliegenden Enden des Phasenmodulators aufiritt. Die gewöhnliche optische Einmoden-Faser von der Spule 10 ist gegen einen Anschluß des Modulators 19 positioniert. Die gewöhnliche optische Einmoden-Faser, die sich von dem Koppler 17 erstreckt, ist gegen den Anschluß an dem gegenüberliegenden Ende des Modulators 19 positioniert.
Der optische Phasenmodulator 19 kann durch Wickeln eines optischen Faserteiles um einen piezoelektrischen Zylinder gebildet werden, so daß die Faser durch das Anlegen einer Spannung an diesen Zylinder gestreckt wird oder dieser Phasenmodulator kann gebildet werden als ein optisch integrierter Chip unter Verwendung eines Substrates aus beispielsweise Lithiumniobat mit metallischen Ablagerungen als Elektroden und positioniert in Nachbarschaft zu einem darin vorgesehenen Wellenleiter. Solche Ablagerungen führen typischerweise zu plattenähnlichen Elektrodenstrukturen auf dem Substrat um sowohl elektrische Kontakte zu dem Modulator, als auch eine Einrichtung vorzugeben durch welche veränderliche elektrische Felder in dem Wellenleiter gebildet werden können was zu der erforderlichen Modulation der Phase der durch den Wellenleiter verlaufenden elektromagnetischen Wellen führt.
Der optische Phasenmodulator 19 ist somit in der Lage, elektrische Signale an diesen Platten aufzunehmen, um die Einführung von Phasendifferenzen in den übertragenen elektromagnetischen Wellen zu veranlassen, indem der Brechungsindex des Übertragungsmediums oder der Ubertragungsmedien geändert wird auf Grund der sich ergebenden elektrischen Felder, die darin errichtet werden, um hierdurch den Einfluß der optischen Weglängen, die solche Wellen erfahren, zu verändern. Optische Phasenmodulatoren, die als optisch integrierte Schaltkreise aufgebaut werden, besitzen eine große Bandbreite, d.h. sie sind in der Lage, Phasenänderungen vorzugeben, die einer Wellenförm folgen, welche einen im wesentlichen hohen Frequenzinhalt besitzt. Es sei ebenfalls vermerkt, daß der Polarisator 15 und die optischen Quellen- und Schleifen- Richtungskoppler 12 und 17 ebenfalls durch ähnliche integrierte optische Chips gebildet werden können und möglicherweise durch einen solchen gemeinsamen Chip.
Der optische Richtungskoppler 17 dient als Strahlteilervorrichtung, indem elektromagnetische Wellen, die von der Quelle 1 emittiert werden und durch den Koppler 12 und den Polarisator 15 übertragen werden, durch den Koppler 17 empfangen werden und ungefähr hälftig aufgeteilt werden, wobei eine entsprechende Hälfte aus jedem der zwei Anschlüsse an dem gegenüberliegenden Ende des Kopplers 17 austritt. Aus einem Aflschlllß an diesem gegenüberliegenden Ende des Kopplers 17 verläuft der entsprechende elektromagnetische Wellenteil durch den Depolarisator 10', die verbleibende optische Faserspule 10 durch den optischen Phasenmodulator 19 und zurück zu dem Koppler 17. Ein Teil dieser elektromagnetischen Welle verläuft durch den Anschluß des Kopplers 17 und führt zu dem Polarisator 15 und sodann zu dem Koppler 12 wo ein Teil des verbleibenden Wellenteiles zu der Fotodiode 13 übertragen wird.
Der andere Teil der elektromagnetischen Welle verläßt nach der Aufteilung in dem Koppler 17 den anderen Anschluß des Kopplers 17 an dem Ende der Spule 10 und verläuft durch den optischen Phasenmodulator 19, durch die optische Faserspule 10 und sodann durch den Depolarisator 10', um erneut in den Koppler 17 einzutreten und der gleichen Wegstrecke wie der zuvor beschriebene erste Teil zu folgen, um schließlich auf der Fotodiode 13 aufzutreffen. Beim Vorliegen von Modulation, die durch den Phasenmodulator 19 vorgegeben wird und beim Vorliegen irgendeiner Drehung der Spule 10 um ihre Achse oder auf Grund von Effekten in dem Koppler 17 geht einige Energie der kombinierten Wellen über die nicht reflektierende Anordnung 18 verloren.
Bei einem interferometrischen optischen Faserkreisel, der eine polarisationserhaltende optische Faser für die Spule 10 ohne einen Depolarisator verwendet, verlaufen alle elektromagnetischen Wellen durch die Spule 10 über die gleiche optische Wegstrecke. Bei dem System von Fig. 1 verursacht jedoch die Natur der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser, die in der Spule 10 verwendet wird, zufällige Auftritte von Doppelbrechung, die darin durch verschiedene Ursachen induziert werden, welche Beanspruchungsänderungen auf Grund von Temperaturänderungen einschließen, was zu der Möglichkeit unterschiedlicher optischer Wegstrecken für die sich fortpflanzenden Wellen führt. Der Depolarisator 10' bringt zwangsläufig die Wellen periodisch über der Wellenlänge in unterschiedliche Polarisationszustände und somit in entsprechende unterschiedliche optische Wegstrecken. Somit ist die Polarisationsgeschichte der elektromagnetischen Wellen durch die Spule 10 und den Depolarisator 10' abhängig von der Wellenlänge. Nichtsdestoweniger besitzen irgendwelche Wellen, die die Übertragungsachse des Polarisators 15 zu einem Zeitpunkt erreichen, die gleiche Polarisationsgeschichte. Unter der Annahme, daß der Depolarisator 10' die optischen Wellen zwischen den Polarisationszuständen gleichförmig verteilt, arbeitet der Depolarisator 10' zum Angleichen der Wellenenergie in jeder der optischen Wegstrecken.
Wie zuvor angegeben, liefert die Fotodiode 13 einen Ausgangsstrom proportional zu der Intensität der kombinierten elektromagnetischen Wellen bzw. Lichtwellen, die darauf auftreffen, in Abhängigkeit von der Phasendifferenz dazwischen. Die Anordnung von Fig. 1 führt dazu, daß die elektromagnetischen Wellen in entgegengesetzten Richtungen durch die Spule 10 über verschiedene optische Wegstrecken fortschreiten, um teilweise die Fotodiode 13 zu erreichen, so daß die Intensität auf dieser ein Mittelwert der elektromagnetischen Wellen bildet, die in beiden Richtungen über jede optische Wegstrecke mit festgelegter Polarisierung wandern, d.h. gemittelt über die vorliegenden Wellenlängen aber primär nur jene Wellen einschließend, die sich über jene optischen Wegstrecken fortpflanzen, über welche die rückkehrenden Wellen eine Polarisation an dem Polarisator 15 besitzen, die im wesentlichen durch diesen Polarisator durchgelassen wird. Das heißt, die rückkehrenden Wellen, die in dem mittelwertbildenden Prozeß enthalten sind, sind primär gerade jene, welche optischen Wegstrecken folgen, die sich über die Übertragungsachse des Polarisators 15 erstrecken. Ein entsprechender Fotostrom der Fotodiode 13 folgt einer angehobenen Kosinus-Funktion, da er auf dem Kosinus der mittleren Phasendifferenz zwischen Teilen einer jeden elektromagnetischen Welle basiert, die sich in entgegengesetzten Richtungen in der Spule 10 fortpflanzen und darauf auftreffen, wobei die darin vorliegenden Wellenlängen erfaßt werden. Diese Beziehung ergibt sich, da die Fotoströme von der sich ergebenden optischen Intensität der Paare von sich in entgegengesetzten Richtungen fortpflanzenden elektromagnetischen Wellen abhängen, die auf der Fotodiode 13 auftreffen, wobei die Intensität in Abhängigkeit davon variiert, wieviel konstruktive oder destruktive Interferenz zwischen diesen Wellen an dieser Diode auftritt. Diese Interferenz von Wellen verändert sich mit der Drehung der gewickelten optischen Faser, die die Spule 10 bildet, um ihre Achse, da eine solche Drehung eine Phasendifferenzverschiebung zwischen den Wellen auf Grund des Sagnac- Effekts einführt. Weitere zusätzliche Phasendifferenzverschiebungen werden durch den optischen Phasenmodulator 19 eingeführt, was im Zusammenhang mit dem elektrischen System beschrieben wird, welches in der verbleibenden Fig. 1 gezeigt ist.
Der elektrische Systemteil von Fig. 1 zeigt ein faseroptisches Kreiselsystem in einer offenen Schleife, welches aber auch in ein faseroptisches Kreiselsystem mit geschlossener Schleife umgewandelt werden kann, indem eine Rückkopplung in dem System verwendet wird. Dies wird verwirklicht durch Vorgabe eines Rückführungssignales in dem elektrischen System, basierend auf dem Ausgang des Systems, wie es in Fig. 1 gezeigt ist, um einen weiteren optischen Phasenmodulator zu steuern, der in die optische Wegstrecke in der Nähe des Modulators 19 eingesetzt ist oder um den Modulator 19 zusätzlich zu steuern. Der optische Phasenmodulator 19 ist von der zuvor beschriebenen Art und wird zusammen mit einem phasenempfindlichen Demodulator verwendet bzw. mit einem Phasendetektor, um das Ausgangssignal der Photodiode 13 und des Photodetektorsystems 14, das einer Kosinusfunktion folgt, in ein Signal umzuwandeln, das einer Sinusfünktion folgt. Der Verlauf nach einer Sinusfünktion gibt in diesem Ausgangssignal Information sowohl bezüglich der Drehgeschwindigkeit als auch der Drehrichtung um die Achse der Spule 10 vor. Der Modulator 19 wird durch ein sinusförmiges Signal betrieben, das am Ausgang eines Grundmodulations-Signalgenerators 20 vorgegeben wird, welcher dieses Signal ebenfalls einem Phasendetektor zuführt, welcher, wie angezeigt, ein phasenempfindlicher Demodulator ist.
Somit wird das Ausgangssignal des Fotodetektorsystems 14 einschließlich der Fotodiode 13 einem Verstärker 21 vorgegeben, wo es verstärkt und über einen Filter 22 zu einem Phasendetektor 23 weitergereicht wird. Der phasenempfindliche Demodulator, der als Phasendetektor 23 dient, ist eine wohlbekannte Einrichtung. Ein solcher phasenempfindlicher Demodulator erfaßt Ahderungen in der ersten Harmonischen bzw. in der Grundfrequenz des Signalgenerators 20, um eine Anzeige der relativen Phase des Paares von elektromagnetischen Wellen, die auf dem Fotodetektor 13 auftreffen, vorzugeben. Diese Information wird durch den Phasendetektor 23 in einem Ausgangssignal gemäß einer Sinusfunktion päsentiert, d.h. durch den Sinus der Phasendifferenz zwischen den zwei elektromagnetischen Wellenteilen, die auf die Fotodiode 13 auftreffen.
Der Grundmodulations-Signalgenerator 22 erzeugt durch Modulation der elektromagnetischen Wellenteile in der optischen Wegstrecke mit einer Frequenz, die durch das gelieferte Ausgangssignal vorgegeben wird, ebenfalls eine starke zweite harmonische Komponente in dem Fotodetektorsystem 14. Das Filter 22 ist ein Kerbfilter für die Entfernung dieser zweiten harmonischen Komponente.
Im Betrieb werden die Phasendifferenzänderungen in den zwei entgegengesetzt umlaufenden elektromagnetischen Wellen in den optischen Wegstrecken der Spule 10, welche die Fotodiode 13 erreichen, zu mittleren Phasendifferenzänderungen führen, die relativ gering sind und die sich relativ langsam im Vergleich zu den Phasendifferenzänderungen verändern, die auf Grund des optischen Phasenmodulators 19 und des Grundmodulator-Signalgenerators 20 eingeführt werden. Irgendeine mittlere Phasendifferenzverschiebung auf Grund des Sagnac-Effektes wird lediglich die mittlere Phasendifferenz zwischen den elektromagnetischen Wellen verschieben und das Ausgangssignal von dem phasenempfindlichen Demodulator 23 wird nach der Demodulation des Fotodiodensignales von dem Sinus dieser Phasendifferenz abhängen, der mit einem Amplituden-Skalenfaktor multipliziert ist, der durch die Modulation der Wellen auf Grund des Phasenmodulators 19 und des Signalgenerators 20 vorgegeben ist. Diese synchrone Demodulation extrahiert somit im wesentlichen von dem Fotodioden- Ausgangssignal die Arhplitude der sinusförmigen Modulationsfrequenzkomponente bei der Modulationsfrequenz, die durch den Signalgenerator 20 und den Modulator 19 eingeführt wird, was das Ergebnis irgendeiner Drehung der Spule 10 um ihre Achse bei der Vorgabe des Demodulator-Ausgangssignales einschließt.
Wie zuvor aufgezeigt, können jedoch zusätzliche Phasenverschiebungen zwischen den gegenläufigen elektromagnetischen Wellen auch dann durch verschiedene darin auftretende Effekte eingeführt werden, wenn das faseroptische Kreiselsystem eine minimale reziproke Konfiguration aufweist. Typischerweise ist eine bedeutende Quelle für solch nichtreziproke Phasenverschiebungen außerhalb des Sagnac-Effektes die Verfolgung unterschiedlicher optischer Wegstrecken durch die zwei unterschiedlich polarisierten Komponenten der gegenläufigen elektromagnetischen Wellen, was zu Phasenverschiebefehlern in dem Ausgang führt, die von Sagnac Phasenverschiebungen nicht unterscheidbar sind.
Zwei Arten solcher Phasenverschiebefehler sind aufgeflinden worden, wie unten gezeigt wird. Phasenfehler vom Amplitudentyp treten auf, wenn elektromagnetische Wellen, die entlang der Blockierachse des Polarisators 15 verlaufen sind, auf Grund von Unvollkommenheiten des Polarisators sich kohärent in irgendwelchen optischen Schleifenkomponenten, beginnend mit dem Schleifenkoppler 17 und fortfahrend bis zu der Spule 10 in Fig. 1 mit Wellen vermischen, die entlang der Übertragungsachse des Polarisators 15 durchgereicht worden sind. Da die elektromagnetischen Wellen, die durch die Quelle 11 emittiert werden, entlang von zwei linearen Polarisationsachsen nicht korreliert sind, was unten gezeigt wird und da diese zwei Polarisationskomponenten voneinander getrennt gehalten werden sollen, bis sie den Polarisator 15 erreichen, treten die Zustände, die zu dem Fehler vom Amplitudentyp führen, nur bei einem fehlenden Getrennthalten der Komponenten auf, wenn irgendein Kupplungspunkt vor dem Polarisator 15 vorliegt, an dem eine solche Polarisationskomponente teilweise in die optische Wegstrecke der anderen Welle eingekoppelt werden kann. Solche Kopplungspunkte umfassen Spleißungen und Schnittstellenorte in den optischen Wegstrecken auf Grund der Unterbrechung, die durch solche Änderungen eingeführt wird.
Phasenfehler vom Intensitätstyp treten auf, wenn Polarisationskomponenten elektromagnetischer Wellen, die entlang der Transmissionsachse des Polarisators 15 durchgelaufen sind, in irgendeiner der optischen Komponenten der gleichen Schleife in die Polarisationskomponenten eingekoppelt werden, die entlang der Blockierachse verliefen, was erneut auf Unvollkommenheiten des Polarisators zurückzuführen ist und danach die Blockierachse des Polarisators 15 erreichen, um mit den Wellen zu überlappen, die die gleiche Fortpflanzungsgeschichte in entgegengesetzter Richtung durch die Spule 10 aufweisen. Ein Phasenverschiebefehler in der entgegengesetzten Richtung tritt für Wellen auf. die das Entgegengesetzte bewerkstelligen, d.h. die entlang der Blockierachse des Polarisators 15 verlaufen und eingekoppelt werden, um die Transmissionsachse zu erreichen. Somit bewirken diese Phasenverschiebefehler einen Versatz zueinander im Ausmaß des kleineren Fehlers von beiden.
Diese unerwünschten Phasenverschiebefehler werden jedoch vermindert oder eliminiert durch die Gegenwart des Depolarisators 10' in dem System von Fig. 1, welcher zu der gleichmäßigen Vermischung (obgleich nicht notwendigerweise kohärent) der elektromagnetischen Wellenkomponenten von den Transmissions- und Blockierachsen des Polarisators 15 führt. Das heißt, der Depolarisator 10' verteilt Teile dieser eingehenden Wellenkomponenten in orthogonale Polarisationszustände, so daß sie sorgfältig an dem anderen Ende des Depolarisators vermischt werden. Die Verwendung des Depolarisators 10' vermeidet somit den Aufwand der Verwendung polarisationserhaltender Fasern in der Spule 10 mit dem Nachteil des Verlustes von ungefähr der halben elektromagnetischen Wellenenergie, die in die Spule 10 eintritt, in dem Polarisator 15.
Alle diese unerwünschten Phasenverschiebungen würden natürlich eliminiert, wenn der Polarisator 15 eine perfekte Polarisationskomponente wäre, die eine vollständige Wellenübertragung in der Transmissionsachse und keine Übertragung in der Blockierachse gestattet. Polarisatoren einschließlich des zuvor angegebenen Polarisators 15 sind jedoch nicht perfekt und sind charakterisiert durch ein Auslöschungsverhältnis &epsi;, das den Bruchteil der auftreffenden elektromagnetischen Welle auf den Polarisator reprasentiert, der in der Blockierachse am Ausgang des Polarisators angetroffen wird. Ein solcher unperfekter Polarisator kann auch bei dem Vorliegen des Depolarisators 10' zu Fehlern an der Fotodiode 13 führen, da eine Kopplung zwischen Polarisationskomponenten an Schnittstellen, Spleißstellen und entlang des Verlaufs der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser in der Spule 10 zu wirksamen, nicht reziproken Phasenverschiebungen führt.
Solche Fehler in der Übertragung der elektromagnetischen Wellen in dem System von Fig. 1 können repräsentiert werden, basierend auf der Verwendung eines Referenzpunktes zwischen dem Quellenkoppler 12 und dem Polarisator 15 in Fig. 1, da nichts fundamental Neues oder Unterschiedliches zu diesen Fehlern durch die verbleibenden Fortpflanzungseffekte beim Erreichen des Fotodetektors 13 hinzugefügt wird. Dieser Referenzpunkt wird durch eine Wellenlinie in Fig. 1 repräsentiert, an der ausgehende und rückkehrende elektromagnetische Wellen verglichen werden. Elektromagnetische Wellen an diesem Wellenlinien-Referenzpunkt werden durch Ex (t) und Ey(t) für die Komponenten repräsentiert, die entlang der Haupt-Doppelbrechungsachsen der polarisationserhaltenden optischen Faser fortschreiten, die sich von diesem Referenzpunkt zu dem Polarisator 15 erstrecken. Die Bezeichnung "x" bezeichnet, wie oben angegeben, die langsame Achse der elektromagnetischen Wellenkomponente und die Bezeichnung "y" bezeichnet die schnelle Achse der elektromagnetischen Wellenkomponente.
Die elektromagnetischen Wellen, die zu dem Referenzpunkt zurückkehren, nachdem sie den Referenzpunkt verlassen haben, um die Spule 10 und die optischen Komponenten dazwischen zu durchlaufen, können wie folgt angeschrieben werden:
wobei ν die optische Frequenz ist. Der Vektor i(ν), (der als solcher durch einen Pfeil darüber bezeichnet ist) repräsentiert die elektromagnetischen Wellen, die die Referenzebene verlassen, um durch die Spule 10 zu wandern und zurückzukehren und ist somit unmittelbar aus den zwei Skalaren Ex(t) und Ey(t) zusammengesetzt, die wie oben angegeben an dem Referenzpunkt auftreten aber hier durch die Fourier-Transformation desselben repräsentiert werden:
wobei
Die Transfermatrizen, die die Einflüsse der polarisationserhaltenden Faser, des Polarisators 15 und des Kopplers 17 repräsentieren, wirken auf die Darstellung der abgehenden Wellen , von dem Referenzpunkt ein und ergeben den rückkehrenden Wellenvektor cw(ν) und cww(ν) und können wie folgt angeschrieben werden:
Die Sagnac-Phasenverschiebung wird durch 2φr repräsentiert.
Wie zuvor beschrieben, hängt das durch den phasenempfindlichen Demodulator 13 vorgegebene Ausgangssignal von der Gesamt-Phasenverschiebung Δφ ab, die zwischen den gegenläufigen elektromagnetischen Wellen aufiritt, die durch die Spule 10 verlaufen und den Fotodetektor 13 erreichen. Somit hängt dieser Ausgang im wesentlichen von der Phasendifferenz der Wellen ab, die zu dem Wellenlinien-Referenzpunkt zurückkehren, die aus dem Argument der komplexen Matrix gefünden werden kann, die sich aus dem Produkt der zwei Wellen ergibt oder aus
Das Kreuzsymbol zeigt an, daß die Hermitian-konjugierte der Matrix verwendet wird. Die letzte Gleichung kann neu angeschrieben werden unter Verwendung der vorangegangenen Gleichungen für cw(ν) und ccw(ν) mit der Annallme, daß φr Null ist, d.h. keine Drehung der Spule 10 um ihre Achse senkrecht zu der Ebene der Spule in Fig. 1 erfolgt, so daß nur Phasendifferenzen auf Grund von Fehlern übrig bleiben. Sodann erscheinen die Phasendifferenzen oder Wegdifferenz-Phasenfehler Δφe auf Grund von Polarisationskomponenten-Wegdifferenzen wie folgt:
Hier zeigt erneut das an, daß die Hermitian-Konjugierte der Matrix verwendet wird. Dieses letzte Ergebnis wird bei jeder optischen Frequenz v erhalten und bildet somit das Endresultat, wenn eine nahezu monochromatische optische Quelle für die Quelle 11 verwendet wird. Da jedoch die Quelle 11 typischerweise eine optische Breitband-Quelle ist, kann der Gesamtfehler nur gefünden werden durch Integration der letzten Gleichung über der optischen Frequenz, obgleich ein solcher Schritt hier nicht explizit erfolgt.
Die außer der Diagonalen liegenden Elemente der Transfermatrizen [Gcw] und [Gccw] in dem System von Fig. 1 sind in der Größe viel kleiner als die Ausdrücke in der Diagonalen bei einem Kreisel, basierend auf einer optischen Faser bei der Verwendung eines Polarisators trotz der Gegenwart des Depolarisators 10'. Da diese Ausdrücke außerhalb der Diagonalen in diesen Matrizen klein sind, kaun gezeigt werden, daß die letzte Gleichung ungefahr wie folgt angenähert wird:
Δφe Δampl + Δφinten
wobei
und
Das heißt, der Gesamt-Phasenfehler Δφe bei irgendeiner optischen Frequenz ν kann in zwei Teile aufgespalten werden, einen amplitudenbezogenen Phasenfehler ΔφAmpl und einen intensitätsbezogenen Phasenfehler Δφinten Die letzten zwei Ausdrücke zeigen, daß amplitudenbezogene Phasenfehler von den relativen Phasen der Polarisationskomponenten x(ν) und y(ν) der elektromagnetischen Welle und dem einfachen Polarisations- Auslöschungskoeffizienten abhängen, während der intensitätsbezogene Phasenfehler von dem Unterschied in der optischen Leistung der Polarisationskomponente in den zwei optischen Wegstrecken und von dem Quadrat des Polarisations-Auslöschkoeffizienten abhängt.
Selbstverständlich können Fehler verbleiben, wenn &epsi; einen Wert anders als Null besitzt, was unvermeidbar der Fall ist. Somit besteht ein Bedürfnis für eine Messung bzw. Messungen, um solche Fehler zu reduzieren oder zu eliminieren.
Die vorliegende Erfindung gibt fehlervermindernde Konfigurationen für einen optischen Faser-Rotationssensor vor, bei welchem Rotationsinformation in der Form von Phasendifferenzen zwischen einem Paar von wesentlich kohärenten elektromagnetischen Wellen aus einem Polarisator in eine gewöhnliche optische Einzelmoden-Faserspule eintreten, um sich in entgegengesetzten Richtungen fortzupflanzen, wobei ein Depolarisator in Reihe geschaltet ist, damit die Wellen danach auf einem Fotodetektor auftreffen, nachdem sie durch den Polarisator angeregt wurden. Diese Konfigurationen besitzen Weglängen von optischen Komponenten und mit Doppelbrechungsachsen die im Hinblick auf die Autokorrelation der für das System gewählten Quelle festgelegt sind.
Infolgedessen können amplitudenbezogene Phasenfehler auf Grund einer Polarisations- Modenkopplung eliminiert oder ökonomisch reduziert werden und eine Signalschwankung kann im wesentlichen verhindert werden.
Fig. 1 zeigt ein schematisches Systemdiagramm, das eine Signal verarbeitungsanordnung und einen optischen Übertragungsweg und eine Geräteanordnung kombiniert, wie dies im Stand der Technik bekannt ist;
Fig. 2 zeigt ein schematisches Systemdiagramm, das eine Signalverarbeitungsanordnung und eine optische Übertragungsstrecke und eine Geräteanordnung kombiniert und die vorliegende Erfindung aufweist;
Fig. 3 zeigt ein Diagramm, welches einen Aspekt einer elektromagnetischen Wellenlängenquelle beschreibt;
Fig. 4 zeigt ein Diagramm, welches einen Aspekt einer elektromagnetischen Wellenquelle beschreibt;
Fig. 5 zeigt ein Diagramm, welches einen Aspekt einer elektromagnetischen Wellenquelle und eine Beziehung derselben mit dem System von Fig. 2 beschreibt;
Fig. 6 zeigt ein schematisches Systemdiagramm, das eine Signalverarbeitungsanordnung und eine alternative optische Übertragungsstrecke und Geräteanordnung kombiniert und die vorliegende Erfindung aufweist;
Fig. 7 zeigt ein schematisches Systemdiagramm, das eine Signalverarbeitungsanordnung und eine alternative optische Übertragungsstrecke und Geräteanordnung kombiniert, das die vorliegende Erfindung aufweist;
Fig. 8 zeigt ein schematisches Systemdiagramm, das eine Signalverarbeitungsanordnung und eine alternative optische Übertragungsstrecke und Geräteanordnung kombiniert, das die vorliegende Erfindung aufweist;
Fig. 9 zeigt ein schematisches Systemdiagramm, das eine Signalverarbeitungsanordnung und eine alternative optische Übertragungsstrecke und Geräteanordnung kombiniert, das die vorliegende Erfindung aufweist;
Figuren 10A und 10B zeigen jeweils ein schematisches Systemdiagramm, das eine Signalverarbeitungsanordnung und eine alternative optische Übertragungsstrecke und Geräteanordnung kombiniert, das die vorliegende Erfindung aufweist;
Fig. 11 zeigt ein schematisches Systemdiagramm, das eine Signalverarbeitungsanordnung und eine alternative optische Übertragungsstrecke und Geräteanordnung kombiniert, das die vorliegende Erfindung aufweist; und
Fig. 12 zeigt ein schematisches Systemdiagramm, das eine Signalverarbeitungsanordnung und einen alternativen optischen Übertragungsweg und eine Geräteanordnung kombiniert, das die vorliegende Erfindung enthält.
Die in den vorstehenden Gleichungen wiedergegebenen Fehler werden zu abstrakt repräsentiert, um deren Natur klar zu demonstrieren. Um diese Natur vollständiger zu erkennen, müssen repräsentative Transfermatrixelemente, die die optischen Wege beschreiben, in diesen Gleichungen verwendet werden und es muß eine bessere Darstellung der Beziehung zwischen der Quelle 11 und dem Quellenkoppler 12 verwendet werden. Ferner müssen die Fehler über dem Spektrum der Quelle 11 ausgewertet werden.
Betrachtet man zunächst die amplitudenbezogenen Phasenfehler, so ist der Gesamt- Amplitudenphasenfehler über dem interessierenden optischen Frequenzspektrum ΔφAmplTot primär durch die Spektralbreite der durch die Quelle 11 emittierten elektromagnetischen Wellen festgelegt und ist der normierte Wert des Fehlers ΔφAmpl, der bei jeder solchen eingeschlossenen optischen Frequenz auftritt, gewichtet mit der mittleren optischen Leistung, die bei dieser Frequenz in das System eingesetzt wird, oder
Hier wird die optische Leistung entlang der Haupt-Doppelbrechungsachse "x" gemäß der Beschreibung eingeführt, wie sie zuvor für das System gemäß Fig. 1 gegeben wurde. Ein Ersatz von ΔφAmpl aus der zuvor definierten Gleichung ergibt daher:
da das Integral des imaginaren Teils einer komplexen Variablen über einer realen Variablen dem imaginären Teil des Integrales dieser komplexen Variablen über der realen Variablen entspricht.
Die Darstellung der Quelle 11 und des Quellenkopplers 12 und der Transfermatrixelemente, die benötigt werden, um die Natur dieses Fehlers zu verdeutlichen, basiert auf dem System gemäß Fig. 2, welches dem System von Fig. 1 allgemein ähnlich ist. Dort in Fig. 2 ist ein Kopplungspunkt zwischen dem Polarisator 15 und dem Quellenkoppler 12 gezeigt, der beliebig in den optischen Wegstrecken der elektromagnetischen Wellen gewählt worden ist, die von der Quelle 11 durch die Spule 10 und zurück zu dem Quellenkoppler wandern. Somit sei angenommen, daß die polarisationserhaltende optische Faser von der Quelle oder dem Eingangskoppler 12 mit einem optischen Faserteil verspleißt ist, der sich von dem Polarisator 15 an irgendeinen Ort zwischen diesen zwei Komponenten erstreckt. An dieser Stelle wird von der Spleißung angenommen, daß sie eine Rotations-Fehlausrichtung mit einem Wert 0 zwischen den Haupt-Doppelbrechungsachsen in jeder der optischen Fasern aufjeder Seite der Spleißung besitzt. der zurückbleibt, nachdem versucht wurde, die schnellen Achsen dieser Fasern während der Bildung der Spleißstelle dicht aufeinander auszurichten. Fig. 2 zeigt das System von Fig. 1, wobei dieser Rotations-Fehlausrichtungspunkt durch ein "x" an der optischen Wegdarstellung angezeigt ist und wobei der entsprechende Rotations- Fehlausrichtungswert in Nachbarschaft dazu angeschrieben ist.
Der Wellenlinien-Referenzpunkt für den Vergleich der ausgehenden und rückkehrenden Wellen ist auf der Seite des Polarisators 15 unmittelbar rechts von dem Rotations- Fehlausrichtungspunkt mit dem Wert θ gwählt. Dies ist geschehen, da ganz gleich, welche Polarisations-Wegfehler in dem System in dem Teil rechts auftreten können, diese nicht durch die Fortpflanzung links von dieser Ebene auf dem Weg zur Fotodiode 13 durch irgendetwas in dem System verändert werden können, was zwischen dieser Ebene und der Fotodiode 13 liegt, da die rückkehrenden Wellen hinter dem Polarisator 15 liegen.
Die gegen die Laserdiode 11 positionierte optische Faser ist mit ihren Haupt- Doppelbrechungsachsen gedreht, um an ein spezielles Paar von Achsen der Quelle angepaßt zu sein, wobei diese Achsen die zwei Achsen sind, entlang welcher elektromagnetische Wellen emittiert werden, so daß die Wellen entlang einer Achse nicht mit jenen Wellen korreliert sind, die entlang der anderen Achse emittiert werden. Eine elektromagnetische Wellen-Polarisationskomponente von der Quelle 11 wird somit in die optische Wegstrecke der Polarisationskomponente entlang der einen Doppelbrechungsachse eingeführt, die gewählt wurde, um einen minimalen Effekt vorzugeben in dem Wunsch, Fehler in dem Sensorergebnis zu vermeiden durch Ausrichtung mit der Blockierachse des Polarisators, wobei diese Komponente hier die Polarisationskomponente ist, die der schnellen Achse folgt. Somit ist diese Wellenkomponente in dem Ausmaß, wie sie nicht durch den Polarisator 15 blockiert wird, zumindest nicht mit der Wellenkomponente korreliert, die entlang der anderen optischen Wegstrecke der Polarisationskomponente eingeführt wird. Solch ein Paar von Quellenachsen, die orthogonal sind, kann immer gefünden oder ausgewählt werden in Abhängigkeit von der Natur der emittierten elektromagnetischen Wellen. Wenn die Quelle elektromagnetische Wellen emittiert, die gänzlich unpolarisiert sind, so wird irgendein Paar von orthogonalen Achsen quer zur Abstrahlungsfläche der Quelle die Anforderung erflillen, daß die emittierten Wellen entlang einer Achse nicht mit jenen entlang der anderen Achse korreliert sind, was einfach aus der Definition der unpolarisierten elektromagnetischen Wellen folgt. Wenn andererseits die elektromagnetischen Wellen teilweise polarisiert sind, so können diese Wellen, wie dies wohlbekannt ist, durch ein Paar von Komponenten repräsentiert werden, von denen eine eine polarisierte Komponente und die andere eine unpolarisierte Komponente ist. Somit werden die elektromagnetischen Wellen, die entlang der Flächenachse dieser Quelle emittiert werden und zusammen mit einer solchen polarisierten Komponente emittiert werden, mit den emittierten elektromagnetischen Wellen nicht korreliert sein, die der orthogonalen Achse folgen.
Typischerweise wird die Symmetrie der geometrischen Konfiguration der Quelle zu den zwei Achsen führen, entlang welcher diese unkorrelierten Komponenten emittiert werden und die unter einem rechten Winkel zueinander stehen, wie dies die Haupt- Doppelbrechungsachsen in der optischen Faser sind, die damit verbunden werden, so daß diese Paare von Achsen aufeinander ausgerichtet werden können. Die eine dieser Quellenachsen, die die größere Emissionsintensität besitzt, wird typischerweise auf die gewählte primäre Fortpflanzungsachse der primären doppelbrechenden Achsen der optischen Faser ausgerichtet, die gegen die Quelle positioniert ist und hier die langsame Achse ist.
Infolge der engen Ausrichtung der unkorrelierten Emissionsachsen der Quelle und der Haupt-Doppelbrechungsachsen der optischen Faser wird eine Komponente der elektromagnetischen Wellen u(t) von der Quelle 11 entlang einer ihrer unkorrelierten Emissionsachsen emittiert, um entlang einer Haupt-Doppelbrechungsachse der sich davon erstreckenden optischen Faser fortzuschreiten. Diese Komponente wird als ein Skalar angeschrieben ohne irgendeinen geometrischen Ausrichtungsparameter auf Grund deren Definition. In ahnlicher Weise wird eine zweite Komponente von elektromagnetischen Wellen v(t), die erneut als ein Skalar angeschrieben wird, von der Quelle 11 entlang ihrer anderen unkorrelierten Emissionsachse emittiert, um entlang der anderen Haupt- Doppeibrechungsachse dieser optischen Faser fortzuschreiten. Die Komponenten u(t) und v(t), die unkorreliert sind, genügen der folgenden Beziehung
< u(t)ν*(t-τ)> =0
für alle Werte der relativen Verzögerung r, wobei v* anzeigt, daß die komplexe Konjugierte von v(t) benutzt wird.
Auf der Quellenseite bzw. der linken Seite der Rotations-Fehlausrichtung θ können somit die elektromagnetischen Wellen entlang der Haupt-Doppelbrechungsachsen des optischen Faserteiles der sich von dem Koppler 12 erstreckt, als qu(t) und qv(t) angeschrieben werden. Dieses folgt, da nach dem Durchlauf durch den Koppler 12 nur ein Bruchteil q dieser elektromagnetischen Wellen die Fehlausrichtungsstelle θ erreicht auf Grund der Aufteilung der Wellen durch den Koppler 12 und der Fortpflanzungsverluste.
Auf der Seite des Polarisators 15 von der Rotationsfehlausrichtung θ oder auf der rechten Seite dieser Fehlausrichtung in Fig. 2 werden die elektromagnetischen Wellen erneut durch Ex(t) und Ey(t) für die Komponenten repräsentiert, die entlang der Haupt- Doppelbrechungsachsen der polarisationserhaltenden optischen Faser wandern, die sich von dem Fehlausrichtungsort zu dem Polarisator 15 erstreckt. Die Bezeichnung "x" zeigt die langsame Achse an, welche hier als perfekt auf die Übertragungsachse des Polarisators 15 ausgerichtet angenommen wird. In gleicher Weise zeigt das Symbol "y" die schnelle Achse der elektromagnetischen Wellenkomponente an, welche hier als perfekt ausgerichtet auf die Blockierachse des Polarisators 15 angenommen wird. Diese Ausrichtungsannatunen erfolgen, da nur das Ergebnis der Polarisationskomponenten, die ihre optischen Wege an dem Rotations-Fehlausrichtungsort θ verändern, anfänglich betrachtet werden (mit der Ausnahme, daß es andere Wegänderungen auf Grund der Verwendung von gewöhnlichen Einzelmoden-Fasern und des Polarisators 10' in der Spule 10 gibt). Infolgedessen kann die Beziehung zwischen den Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Welle auf jeder Seite der Rotations-Fehlausrichtung 0 in Matrixform wie folgt angeschrieben werden:
Obgleich u(t) in Bezug v(t) auf der langsamen Achse verzögert ist, ist in dieser letzten Gleichung keine Darstellung für die Verzögerung enthalten, da beide Komponenten unkorreliert sind.
Die Auswertung des Ausdruckes für den Gesamt-Amplituden-Phasenfehler ΔνAmplTot erfordert die Lieferung von Ausdrücken für die Transfer-Matrixelemente gxx, gxy und gyx. Diese Ausdrücke werden voraussetzen, daß im wesentlichen die einzigen Effekte der Wanderung von der Referenzebene durch die Spule 10 und zurück Verzögerungen sind, die die elektromagnetischen Wellen bei der Wanderung durch die optischen Wegstrecken der Polarisationskomponenten erfahren, wenn sie den Referenzpunkt verlassen, um durch die Spule 10 und zurückzuverlaufen, wobei die Kopplungen und die Möglichkeiten der Kopplungen zwischen den optischen Wegstrecken der Polarisationskomponenten auf Grund der Verwendung gewöhnlicher optischer Einzelmoden-Fasem und des Depolarisators 10' und der Gesamteffekte des Kopplers 17 und verschiedener fester Verluste in diesem und in den optischen Fasern der optischen Wegstrecken auftreten. Die Einflüsse des Polarisators 15 sind bereits in dem letzten Ausdruck für diesen Fehler enthalten, wie er durch den Auslöschungskoeffizienten reprasentiert wird und diese werden daher hier nicht weiter betrachtet, außer in dem Ausmaß, daß sie zu der Länge der optischen Wegstrecken beitragen.
Schließlich sei die Grundmodulation in den optischen Wegstrecken, die durch den optischen Phasenmodulator 19 eingeführt wird, in diesen Ausdrücken ignoriert und somit ist der einzige Beitrag hierzu die hinzugefügte Länge in den optischen Wegstrecken auf Grund der Gegenwart des Modulators 19. Die Auswirkungen des Modulators 19 liegen in der Einführung einer Zeitabhängigkeit in den Gleichungen zusätzlich zu der bereits angezeigten Frequenzabhängigkeit, was zu einer zusätzlichen Komplexität führt was die Bewertung des letzten Fehlerausdruckes in hohem Maß kompliziert macht. Ferner wurde gezeigt, daß die Zeitabhängigkeit, wie sie durch den optischen Phasenmodulator 19 eingeführt wird, die Ergebnisse nicht beeinflußt, die bei der Auswertung des letzten Fehlerausdruckes erhalten werden.
Bei Anhahme solcher Beschrankungen kann ein zusammengesetzter Jones-Matrixoperator auf der Basis der wohlbekannten Jones-Rechnung angeschrieben werden für die Behandlung des Ausdruckes für die elektromagnetischen Wellen, die in Uhrzeigerrichtung von der Wellen-Referenzlinie durch die Spule 10 und zurück fortschreiten, um die Einflüsse der Fortpflanzung dieser Wellen zu repräsentieren, wobei dieser Operator gegeben ist durch
Die Entfernung L&sub1; repräsentiert die Länge der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser, die sich zwischen dem Polarisator 15 über den Koppler 17 unter der Annahme eines Faserkopplers zu dem Depolarisator 10' erstreckt. Der Polarisator 15 kann eine Länge einer polarisationserhaltenden optischen Faser aufweisen, die sich von diesem zu einer Spleißstelle mit der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser erstreckt, die in dem Koppler 17 verwendet wird. Wenn dies so ist, so ist L&sub1; die Länge, die sich von dieser Spleißstelle durch den Koppler 17 zu der Spleißstelle mit dem Depolarisator 10' erstreckt. Die Länge L&sub2; repräsentiert die Länge der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser, die sich von der entgegengesetzten Seite des Depolarisators 10' durch die Spule 10, durch den optischen Phasenmodulator 19 und durch den Kopplungsbereich des Schleifenkopplers 17 und von dort zu dem Polarisator 15 oder zu einer Spleißstelle mit der polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich von dem Polarisator 15 erstreckt.
Die Parameter dieser zwei Faserlängen werden in dem vorgehenden zusammengesetzten Matrixoperator durch ein Paar von Jones-Matrizen repräsentiert, die diesen Längen in dem Operator zugeordnet sind, wobei jede Länge in dem zugeordneten Paar durch Matrixklammern bzw. [L&sub1;] und [L&sub2;] geschrieben wird. Diese Matrizen besitzen in sich Elemente. welche das Verhalten der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser über der Erstreckung derselben repräsentieren, wobei die Bildung faseroptischer Komponenten nicht beinhaltet ist und ebenfalls das Verhalten jener Teile dieser Faser in dem Schleifenkoppler 17 und in den optischen Komponenten des optischen Phasenmodulators 19. Diese Elemente variieren im wesentlichen mit der Umgebung, wie beispielsweise den Veränderungen in der Doppelbrechung, die darin bei Temperaturänderungen vorliegen.
Die letzte Matrix, die in der vorstehenden zusammengesetzten Transfermatrix auftritt, reprasentiert die Einflüsse auf eine elektromagnetische Welle im Uhrzeigersinn, die den Wellenlinien-Referenzpunkt zu dem Polarisator 15 verläßt und irgendwelcher polarisationserhaltender optischer Fasern, die sich von dessen Anschlüssen zu einer Spleißung mit einer gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser oder mit einer optischen Komponente in der optischen Wegstrecke auf dem Weg zur Spule 10 erstrecken. Diese physikalische Weglange ist mit lp bezeichnet und die Differenz in dem Brechungsindex zwischen den Polarisationsstrecken "x" und "y", d.h. entlang der Blockierachsen und der Übertragungsachsen wird als Jnp(ν)Δnxp(ν)-nyp(ν) repräsentiert. Das Symbol c reprasentlert die Lichtgeschwindigkeit im Vakuum, das Symbol v repräsentiert die optische Frequenz und das Symbol &epsi; ist erneut das Auslöschungsverhältnis des Polarisators.Der Buchstabe j wird benutzt in der Darstellung imaginärer Zahlen, j -1 . Es wird keine bedeutende Kopplung zwischen den Polarisationsmoden in dem Polarisator angenommen.
Nachdem die elektromagnetische Welle im Uhrzeigersinn den Polarisator 15 durchlaufen hat und sich durch die optische Faserlänge L&sub1; fortgepflanzt hat, trifft diese Welle auf den Depolarisator 10'. Die mittleren drei Matrizen in der geordneten Multiplikation in dem zusammengesetzten Matrixoperator für die Übertragungsmatrix Gcw im Uhrzeigersinn repräsentiert den Depolarisator 10'. Die Matrix auf der rechten Seite in diesen drei multiplizierten Matrizen repräsentiert die kürzere polarisationserhaltende Faserlänge 10" in dem Depolarisator 10', welche erkennbar eine physikalische Länge besitzt, die mit ld bezeichnet ist. Die Differenz in den Brechungsindizes zwischen den Achsen "x" und "y" der polarisationserhaltenden Faser in der Länge 10" ist repräsentiert durch Δnd(ν) nxd(ν)-nyd(ν). Es wird keine Kreuzkopplung zwischen den Polarisationsmoden in diesem Faserstück angenommen.
Die linke Matrix in dieser mittleren Gruppe von drei Matrizen der zusammengesetzten Transfermatrix Gcw im Uhrzeigersinn repräsentiert die längere polarisationserhaltende Faserlänge 10"' in dem Depolarisator 10' und verwendet die gleichen Symbole wie die letzte Matrix in dieser Multiplikaltionsgruppe der mittleren Matrizen. Die Länge des Abschnittes 10"' beträgt jedoch das Doppelte des Abschnittes 10", so daß eine 2 vor dem Symbol ld in dieser Matrix auftritt.
Die mittlere Matrix in dieser Mittelgruppe von drei nacheinander multiplizierten Matrizen reprasentiert den Depolarisator 10' in der zusammengesetzten Transfermatrix Gcw als eine Rotationsmatrix. Diese Rotationsmatrix repräsentiert den Einfluß der Haupt- Doppeibrechungsachsen der polarisationserhaltenden optischen Faserlängen 10" und 10"' auf j eder Seite der Spleißung, die dazwischenliegt und im wesentlichen den gleichen Abstand von den Haupt-Doppelbrechungsachsen in der Länge auf der anderen Seite davon besitzt.
Nach der Fortpflanzung durch die Länge L&sub2; beim Austritt aus dem Depolarisator 10' verläuft die elektromagnetische Welle im Uhrzeigersinn erneut durch den Polarisator 15. Somit ist die erste Matrix in der zusammengesetzten Transfermatrix Gcw identisch zu der letzten Matrix in dieser zusammengesetzten Matrix, so daß ihre Elemente, die zuvor beschrieben worden sind, hier nicht mehr beschrieben werden müssen.
Wie zuvor angegeben, repräsentiert die Variable nxp(ν)) den Brechungsindex entlang der optischen Wegstrecke in der primären "x"-Polarisationsfortpflanzung in dem Polarisator 15, d.h. in dessen Übertragungsachse und die Variable nyp(ν) repräsentiert den Brechungsindex entlang der primären "y"-Achse in diesem. In gleicher Weise repräsentiert nxd(ν) den Brechungsindex entlang der optischen Wegstrecke in der primären "x"- Polarisationsfortpflanzung, d.h. entlang der langsamen Achse der polarisationserhaltenden optischen Faser in dem Depolarisator 10' und den beiden Abschnitten 10" und 10"'. Erneut repräsentiert die Variable nyd(v) den Brechungsindex entlang der optischen Wegstrecke der primären "y"-Polarisationsfortpflanzung bzw. der schnellen Achse der polarisationserhaltenden optischen Faserlängen 10" und 10"'.
Die zusammengesetzte Transfermatrix Gcw enthält Komponentenmatrizen für die optischen Komponenten in dem Weg im Uhrzeigersinn außer den Längen der gewöhnlichen Einzelmoden-Faser L&sub1; und L&sub2;, welche Komponenten keine Kreuzkopplung zwischen den darin auftretenden Polarisationsmoden besitzen, außer der 45º-Spleißung in dem Depolarisator 10'. Die zwei j,rimären Polarisationsmoden entlang der Haupt- Doppeibrechungsachsen werden repräsentiert mit einer relativen Verzögerung dazwischen durch die Verwendung exponentieller Fortpflanzungs-Phasenfünktionen, welche Fortpflanzungsausdrücke in den Argumenten derselben besitzen, die von den optischen Wegstrecken abhängen, die in diesen Elementen verfolgt werden.
Die Abhängigkeit der Brechungsindizes nxp(ν), nyp(ν), nxd(ν) und nyd(ν) von der optischen Frequenz v zeigt an, daß dispersive Medien in dem Polarisator 15 und dem Depolarisator 10 angetroffen werden können und daß die Elemente der Matrizen [L&sub1;J und [L&sub2;J ebenfalls Elemente besitzen, die Brechungsindizes mit einer Abhängigkeit von der optischen Frequenz enthalten. Eine solche Dispersion veranlaßt elektromagnetische Wellenkomponenten mit unterschiedlichen Frequenzen unterschiedliche Verzögerungen entlang der optischen Wegstrecken zu haben, die durch sie verfolgt werden. Wenn somit nxp(ν), nyp(ν), nxd(ν) und nyd(ν) alle gleiche konstante Werte besitzen, so werden die exponentiellen Ausdrücke in den Komponentenmatrizen der zusammengesetzten Transfermatrix Gcw im Uhrzeigersinn konstante Exponenten besitzen, die neu angeschrieben werden können, um entsprechende feste Zeitverzögerungen zu enthalten. Somit gilt
Die festen Zeitverzögerungen τp und τd repräsentieren die festen Fortpflanzungsverzögerungen von jeder optischen Fre quenz in den elektromagnetischen Wellen durch den Polarisator 15 und durch die Länge 10"des Depolarisators 10'.
Wenn jedoch Dispersion vorliegt und in der ersten Ordnung von Bedeutung ist, so müssen die Brechungsindizes wie folgt geschrieben werden
Eine Wiederholung der Beispiele von oben ergibt
wobei
wobei
Hier repräsentieren die Verzögerungen τp und τd feste Gruppenverzögerungen entsprechend den Zeiten, die es für einen elektromagnetischen Wellenimpuls braucht, um über die optische Weglänge der entsprechenden Polarisationskomponente zu wandern. Ein Strichsymbol über einer Variablen oder einer Funktion zeigt an, daß der Mittelwert dieser Variablen oder Funktion gemeint ist.
Eine weitere Möglichkeit besteht, daß die Dispersionseffekte zweiter Ordnung ebenfalls von Bedeutung sind. Eine solche Situation kann entstehen bei der Verwendung eines integrierten optischen Chips wie beispielsweise einem der mit einem Substrat aus Lithiumniobat LiNbO&sub3; gebildet wird, eine Situation, die wie zuvor angezeigt in der Struktur des optischen Phasenmodulators 19 und vielleicht bei anderen Komponenten auftreten kann. Lithiunmiobat besitzt einen beträchtlichen Einfluß zweiter Ordnung bei Wellenlängen um 0,8 µm, welche typischerweise in der Spektralbreite der Quelle 11 enthalten sind. Unter diesen Umständen werden die Brechungsindizes wie folgt angeschrieben
Derartige Effekte verursachen zusätzliche Komplikationen und führen dazu, daß verschiedene unterschiedliche Gruppenverzögerungen für jeden der verschiedenen Teile des Emissionsspektrums der Quelle 11 betrachtet werden müssen, was oftmals als Gruppenverzögerungs-Dispersion bezeichnet wird, wobei diese Situation weiter unten näher beschrieben wird.
Im Hinblick auf das Vorstehende kann der Ausdruck für die zusammengesetzte Transfermatrix im Uhrzeigersinn wie folgt angeschrieben werden:
In diesem letzten Ausdruck repräsentieren die Verzögerungen τp und τd feste Gruppenverzögerungen im allgemeinen, obgleich sie ebenfalls feste Verzögerungen bei Abwesenheit der Dispersion reprasentieren, wobei die letztere Situation nur unwahrscheinlich auftritt, da Dispersion allgemein in optischen Fasern vorliegt. In jedem Fall ist die Möglichkeit der Gruppenverzögerung-Dispersion in diesem letzten Ausdruck nicht explizit vorgesehen.
Die mittleren drei Matrixkomponenten in diesem letzten Ausdruck für die zusammengesetzte Transfermatrix Gcw im Uhrzeigersinn repräsentieren erneut zusammen den Depolarisator 10'. Eine Konsolidierung dieser drei Matrixkomponenten in eine einzige Matrix, die den Depolarisator 10' darstellt und durch Ausführung der Matrixmultiplikation erhalten wird, ergibt:
was zeigt, daß jede elektromagnetische Wellen-Polarisationskomponente, die in den Polarisator 10' eintritt und sich durch diesen fortpflanzt, eine unterschiedliche Verzögerung beim Anregen dieser optischen Komponente erfährt, wobei dies in dem gleichen Polarisationsmodus geschehen kann oder in den entgegengesetzten Modus eingekoppelt wird.
Die Matrixkomponenten [L&sub1;] und [L&sub2;J, die die Längen L&sub1; und L&sub2; der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser darstellen, können allgemein wie folgt dargestellt werden:
Die Matrizen in der ersten dieser Matrixgleichungen repräsentieren die Einflüsse auf die Fortpflanzung der elektromagnetischen Wellenkomponenten über die Faserlänge L&sub1; aus den Transmissions- und Blockierachsen des Polarisators 15 (oder von den "x"- und "y"- Achsen irgendeiner polarisationserhaltenden Faser, die sich hiervon erstreckt und auf die Polarisatorachsen ausgerichtet ist) und auf die "x"- und "y"-Achsen des Abschnittes 10" des Depolarisators 10'. In gleicher Weise repräsentieren die Matrizen in der zweiten dieser Matrixgleichungen die Einflüsse auf die Fortpflanzung der elektromagnetischen Wellenkomponenten über die Faserlänge L&sub2; aus den "x"- und "y"-Achsen des Abschnittes 10" des Depolarisators 10' auf die Transmissions- und Blockierachsen des Polarisators 15 (oder auf die "x"- und "y"-Achsen irgendeiner polarisationserhaltenden Faser, die sich davon erstreckt und auf die Polarisatorachsen ausgerichtet ist). Die Elemente A&sub1;, B&sub1;, C&sub1; und D&sub1; die die Fortpflanzung durch die gewöhnliche optische Einzelmoden-Faserlänge L&sub1; darstellen und die Elemente A&sub2;, B&sub2;, C&sub2; und D&sub2;, die die Fortpflanzung durch die gewöhnliche optische Einzelmoden-Faserlänge L&sub2; darstellen, würden sehr komplex sein, wenn sie explizit dargestellt würden, da sie von den Umgebungsbedingungen, wie beispielsweise der Temperatur, abhängen. Daher werden diese Matrixelemente in ihrer allgemeinen Darstellung beibehalten, was für die Zwecke hier ausreichend ist.
Wenn alle Matn.xmultiplikationen ausgeflilirt sind, die in dem letzten Ausdruck für den zusammengesetzten Transfer-Matrixoperator Gcw im Uhrzeigersinn angegeben sind, so können die Elemente dieser Matrix gxx(ν), gxy(ν), gyx(ν) und gyy(ν) gefünden werden. Das Ergebnis ist wie folgt:
Diese Transfermatrixelemente sind zu verwenden bei der Auswertung des vorangegangenen Ausdruckes für ΔφAmplTot, wie er zuvor gefunden wurde.Nimmt man den letzten zuvor hierfür gegebenen Ausdruck, so müssen die Produkte gxx(ν) gxy(ν) und gxx(ν) gxy(ν) bestimmt werden, um diesen Amplitudenfehler auszuwerten. Durch Substituierung der Transfer-Matrixelemente in den vorstehenden Gleichungen wird somit das erste Produkt wie folgt ausgewertet:
wobei
Wenn Verluste in der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser gänzlich unabhängig von der Polarisierung sind, so werden die Transfer-Matrixelemente in irgendeiner Operatormatrix der optischen Faser, die die Fortpflanzungscharakteristik der entsprechenden optischen Faserlänge von den Transmissions- und Blockierachsen des Polarisators 15 zu einem der äußeren Enden der "x"-Achsen des Depolarisators 10' repräsentieren, in der Größe den Transfer-Matrixelementen entsprechen, die die Fortpflanzungscharakteristik dieser optischen Faserlänge von den Transmissions- und Blockierachsen des Polarisators 15 zu der "y"-Achse an dem gleichen äußeren Ende des Depolarisators 10' repräsentieren. Das heißt, daß, wenn die optischen Faserlängen L&sub1; und L&sub2; nur von der Polarisierung unabhängige Verluste aufweisen, die direkt übertragenen Teile jeder Polarisationskomponente, die von den Achsen des Polarisators 15 zu den Haupt-Doppelbrechungsachsen eines äußeren Endes des Depolarisators 10' fortschreiten, den gleichen Verlustfaktor jeweils zugeordnet aufweisen und daß die kreuzgekoppelten Teile dieser Polarisationskomponenten jeweils einen gemeinsamen zugeordneten Verlustfaktor besitzen. Wenn, was oftmals der praktische Fall ist, die Länge der optischen Faser den Verlustfaktor bestimmt, den die Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Welle beim Durchlaufen erfahren, so gibt es einen einzigen Verlustfaktor, der gemeinsam sowohl den direkt gekoppelten als auch den kreuzgekoppelten Teilen der Polarisationskomponenten zugeordnet ist, die das äußere Endpaar von Haupt-Doppelbrechungsachsen eines Depolarisators erreichen.
Diese letzte relativ einfache, Situation kann für die Matrizen [L&sub1;] und [L&sub2;J ausgedrückt werden durch Neuanschreiben in der Form
Daher können diese Matrizen in dem Fall, wo die Verluste unabhängig von der Polarisierung sind und unabhängig von der Zuordnung entweder mit direkt oder mit kreuzgekoppelten Teilen der Polarisationskomponenten sind, angeschrieben werden, wobei die gemeinsamen Verlustfaktoren aus den Matrizen herausgenommen werden und als Konstante mit einem einzigen Verlustparameter für die entsprechende Faserlänge einer jeden Matrix multipliziert werden. Das heißt, daß längenabhängige Verlustparameter ξ1 und ξ2 jeweils in dem entsprechenden Verlustfaktor auftreten, der den Matrizen für die Längen L&sub1; und L&sub2; entsprechend zugeordnet ist. Der weitere Verlustfaktor pl trägt der Aufteilung der elektromagnetischen Wellen zwischen den verschmolzenen Fasern in dem Schleifen-Richtungskoppler 17 und den Verlusten darin Rechnung.
Die sich ergebenden Transfer-Matrixelemente in den Matrizen rechts von den Gleichheitszeichen in dem letzten Paar von Matrixgleichungen sind mit einem Beistrich versehen worden, um anzuzeigen, daß der Verlustfaktor davon entfernt worden ist und diese sich ergebenden Elemente nunmehr verlustfrei sind. Somit wird jede Anwendung dieser Matrixoperatoren mit den mit dem Beistrich versehenen Übertragungselementen auf Vektoren, die durch die entsprechenden Faserlängen fortschreitende elektromagnetische
Wellen repräsentieren, die Größe dieser Vektoren und somit die Wellengrößen unverändert lassen.
Die Matrixoperatoren umformende Vektoren, die die Größe derselben unverandert lassen, führen Tansformationen aus, die als einheitliche Transformationen bekannt sind und als Einheitsoperatoren bezeichnet werden. Wie dies wohlbekannt ist, muß die Umkehrung eines solchen Operators der Hermitian-Konjugierten entsprechen, d.h.
und
Die Bestimmung der Determinante der inversen Matrix zeigt, daß sie eine Größe von 1 besitzt, welche Größe die Determinante der konjugierten Hermitian-Matrix ebenfalls besitzt. Durch Auffindung der Konjugierten der letzteren Determinante wird erkennbar, daß die Größe der Determinante der ursprünglich verlustlosen Matrix ebenfalls 1 beträgt gemäß dem wohlbekannten Resultat, daß der Absolutwert der Determinanten irgendeiner Einheits-Transformationsmatrix 1 beträgt.
Mit diesen Ergebnissen können bei Bewertung der erforderlichen Komponenten der Hermitian-Konjugierten und der inversen Matrizen verschiedene Ausdrücke aufgebaut werden. Diese umfassen
Da das Multiplizieren einer Matrix mit einer Konstanten, wie einem Verlustfaktor, dem Multiplizieren eines jeden Elementes in der Matrix mit dieser Konstanten entspricht, gelten die ersten vier und die letzten zwei Gleichungen ebenfalls für die ursprünglichen Matrizen, die die optischen Fasern repräsentieren, in welchen die Elemente ohne Beistrich auftreten. Andererseits entsprechen die rechten Seiten der fünften und sechsten Gleichungen für Elemente ohne Beistrich dem Quadrat der entsprechenden Verlustfaktoren.
Rückkehrend zu der letzten Gleichung für gxx*(ν)gxy(ν), kann diese Gleichung nach Bewertung des zweiten Ausdruckes wie folgt neu angeschrieben werden
Wie bei der zweiten Gleichung vor dieser letzten Gleichung gezeigt, besitzt jedoch der zweite Faktor in Klammer in dem Ausdruck auf der rechten Seite einen Wert von Null. Somit enthält der Ausdruck für gxx*(ν)gxy(ν) nur Ausdrücke, in denen τd vorliegt wenn Verluste in der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser, unabhängig von der Polarisation sind oder
Die Verlustfaktoren der optischen Faser sind in den Matrizen [L&sub1;] und [L&sub2;] integriert geblieben. so daß die ursprünglichen und ohne Beistrich versehenen Elemente dieser Matrizen in den letzten zwei Gleichungen verwendet werden. In einer ähnlichen Weise kann das Produkt gxx*(ν)gxy(ν) gefünden werden als
wobei
βo=0,
und die anderen βn ebenfalls Funktionen der Transfer-Matrixelemente von den Matrizen [L&sub1;] und [L&sub2;] sind, wie dies bei αn der Fall war, was aber hier nicht explizit ausgeführt wird. da es keine Bedeutung für die spezifischen Werte in dem Folgenden besitzt.
Daher werden beim Vorliegen von von der Polarisation unabhängigen Verlusten in den Längen der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Fasem [L&sub1;] und [L&sub2;J und in dem Schleifen-Richtungskoppler 17 nur Ausdrücke in dem Amplitudenfehlerterm φAmplTot auffreten. in denen der Verzögerungsparameter von dem Depolarisator 10, aufiritt. Dieses Ergebnis stellt sich ein auf Grund der Gleichmachung der Intensitäten der elektromagnetischen Wellen in den Polarisationskomponenten auf Grund der Verwendung des Depolarisators 10'.
Andererseits führt die Bildung des Kopplers 17 nahezu immer einen geringen, von der Polarisierung abhängigen Verlust ein, wodurch einige Amplitudenfehlerterme von Bedeutung zurückbleiben. die nicht von dem Verzögerungsparameter abhängen. der dem Depolatisator 10' zugeordnet ist und der somit berücksichtigt werden muß bei der Verminderung oder Eliminierung des Amplitudenfehlers, wie dies weiter unten beschrieben wird. Das heißt, daß die Aulhebung an der Oberfläche der Diode 13 auf Grund des Depolarisators 10', was durch den mit Null aufgefündenen Ausdruck in jedem der zwei Transferelement-Produkte, die mit gxx*(ν)gxy(ν) und gxx*(ν) ermittelt werden, beinhaltet ist, nicht perfekt ist, wodurch irgendwelche Restfehler auf Grund dieser Ausdrücke verbleiben, die im Moment vernachlässigt werden. Erneut repräsentieren in diesen letzten Ausdrücken die Verzögerungen τp und τd allgemein feste Gruppenverzögerungen, obgleich sie ebenfalls feste Verzögerungen bei Abwesenheit von Dispersion repräsentieren, was unwahrscheinlich ist, wobei erneut in diesen Ausdrücken die Gruppen-Verzögerungsdispersion nicht explizit vorgesehen ist.
Rückkehrend zu der Bewertung des Amplitudenfehlers ΔφAmplTot kann der hierfür zuvor gegebene Ausdruck leichter behandelt werden, wenn er in seine Zählerausdrücke und seine Nennerausdrücke für die Zwecke der Auswertung aufgebrochen wird. Tut man dies, so ergibt sich folgendes Ergebnis
wobei
Der erste Zählerterm ΔφAmplTot-fn kann angeschrieben werden, wobei das Produkt der Transfermatrixelemente eingesetzt wird wobei die Summierung von αn aus dem Integral herausgenommen wurde, da αn nahezu konstant über der optischen Frequenz ν ist. Das heißt, es liegt geringe Polarisationsdispersion in einer gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser vor, die auf eine Spule gewickelt ist., obgleich dies bei kälteren Temperaturen weniger richtig ist. Daher muß einige Berücksichtigung beim Betrieb bei kälteren Temperaturen vorgesehen werden, was weiter unten beschrieben wird.
Substituiert man in diesem letzten Ausdruck die Fourier-Transformierte von Ex(t) für (ν) und von Ey(t) für y(ν), so ergibt sich das Ergebnis
Aus der Theorie der verallgemeinerten Funktionen des Integrales über der optischen Frequenz ν in dem letzten Ausdruck ergibt sich die Dirac-Deltafunktion bzw.
Somit ergibt sich durch Austausch der Reihenfolge der Integration und Ausführung des Integrals über der optischen Frequenz v in dem letzten Ausdrück für ΔφAmplTot-fn der folgende Ausdruck
Erneut ergibt aus der verallgemeinerten Funktionstheorie die Dirac-Deltafunktion einen "Verschiebe"-Effekt für die verbleibenden Integrale, was zu dem Resultat führt
Das Integral in diesem letzten Ausdruck ist direkt auf den zeitlichen Mittelwert des Produktes der zwei Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Welle bezogen, so daß gilt
Es sei vermerkt, daß dieser zeitliche Mittelwert des Produktes der Polarisations komponenten der zwei elektromagnetischen Wellen, die von dem Wellenlinien- Referenzpunkt ausgehen, mit einer dieser Komponenten wesentlich in Bezug auf die andere verzögert ist infolge der Einflüsse der Fortpflanzung über den verfolgten optischen Weg. Der Betrag der Verzögerung der einen Komponente in Bezug auf die andere besitzt verschiedene Werte auf Grund der unterschiedlichen möglichen Wegstrecken durch den Depolarisator 10' und entspricht der Differenz in den Verzögerungen zwischen den zwei Achsen des Polarisators 15 plus einer Reihe von unterschiedlichen Verzögerungen durch den Depolarisator 10', die alternative Wegmöglichkeiten wiedergeben. Somit gibt es eine Reihe von zeitlichen Mittelwerten jeweils basierend auf einer unterschiedlichen Verzögerung der Polarisationskomponente Ey in Bezug auf die Komponente Ex, wobei jeder solcher zeitlicher Mittelwert für eine entsprechende unterschiedliche Verzögerung ebenfalls einen zugehörigen Amplitudenfaktor besitzt.
Der zweite Zählerterm ΔφAmplTot-sn kann in gleicher Weise ausgewertet werden unter Verwendung des hierfür zuvor gegebenen Ausdruckes und des geeigneten Transfer- Matrixelement-Produktes, was ergibt
Da dieser Ausdruck gänzlich analog zu dem vorangegangenen für den ersten Zählerterm ist, der αn beinhaltet, kann das Ergebnis der Auswertung des Integrales analog wie folgt angeschrieben werden
Die obige Prozedur, die verwendet wurde für die Auswertung der Integrale der zwei Zählerterme ΔφAmplTot-fn und ΔφAmplTot-sn kann jedoch nicht benutzt werden beim Vorliegen von beträchtlicher Dispersion zweiter Ordnung oder von Gruppen-Verzögerungsdispersion, d.h. wenn d²n(ν)/dν² von Bedeutung ist. Unter diesen Umständen kann die Beziehung, die die Dirac-Deltafunktion aus der verallgemeinerten Funktionstheorie benutzt, nicht geeignet verwendet werden, wenn die Verzögerungszeiten in dem Exponenten in dem Exponentialterm unter dem Integral eine Funktion der optischen Frequenz v sind. Die Integration über der optischen Frequenz v in dem obigen Dreifachintegral ergibt eine Funktion mit relativ scharfer Spitzenfunktion aber nicht so scharf wie die Dirac- Deltafunktion. Die sich ergebende verbreiterte Spitzenfunktion, d.h. der Einfluß einer solchen Dispersion erhöht effektiv die relativen Verzögerungsdifferenzen τp und τd der Polarisationskomponente.
In einer solchen Situation muß die von der Quelle 11 emittierte Strahlung (ν) und y(ν) die den Wellenlinien-Referenzpunkt verläßt, in optische Frequenzbänder aufgetrennt werden, die hinreichend schmal sind, so daß die Gruppen-Verzögerungsdispersion in jedem solchen Band vernachlässigbar wird, d.h.
Sodann kann der erste Zählerteim für den Gesamt-Amplitudenphasenfehler ΔφAmplTot-fn wie folgt angeschrieben werden wobei τpi die Differenz in den festen Gruppenverzögerungen zwischen der Polarisationskomponente in den optischen Wegstrecken in dem i.ten Frequenzband des Quellenspektrums durch den Polarisator 15 ist und wobei τdi die Differenz in den festen Gruppenverzögerungen zwischen der Polarisationskomponente in den optischen Wegstrecken des i.ten Frequenzbandes des Quellenspektrums in dem Depolarisator 10' ist.
An dieser Stelle verläuft die Prozedur ganz ähnlich wie zuvor. Eine Substitution der Fourier-Transformierten der elektromagnetischen Wellen in jedem Frequenzband ergibt
Sodann kann für jedes optische Frequenzband die Dirac-Deltaffinktion verwendet werden, nachdem die Reihenfolge der Integration vertauscht wird, um zu ergeben
Die Verwendung der Verschiebeeigenschaft ergibt sodann das Resultat
oder unter Verwendung der Definition des zuvor gegebenen zeitlichen Mitteiwertes wird das folgende Resultat erreicht.
Somit unterscheidet sich die Situation, wenn Gruppen-Verzögerungsdispersion beteiligt ist in dem Fall, wo das vorangegangene Ergebnis für ΔφAmplTot-fn von verschiedenen zeitlichen Mittelwerten abhängt, die über dem Parameter n in dem Fall von entweder festen Verzögerungen in der Abwesenheit von Dispersionseffekten summiert werden oder bei festen Gruppenverzögerungen in dem Fall, wo gerade die Dispersion erster Ordnung von Bedeutung ist [dn(ν)/dνvon Bedeutung]. In dem Fall der Gruppenverzögerung, wo die zweite Ordnung der Dispersion von Bedeutung ist, [d²n(ν)/dν²von Bedeutung] hängt das Ergebnis für ΔφAmplTot-fn von der Summe der gewichteten Anordnung von zeitlichen Mittelwerten ab, wobei es 2ni zeitliche Mittelwerte in dieser Anordnung gibt. Die Maßnahme liegt in der Aufnahme der zuvor gefundenen zeitlichen Mittelwerte bei Abwesenheit einer Gruppen-Verzögerungsdispersion und im Aufbrechen desselben in getrennte aber eng benachbarte zeitliche Mittelwerte, um hierdurch die zugeordnete Verzögerung in einen Bereich von Verzögerungen zu verbreitern.
In gleicher Weise kann auf Grund der Ähnlichkeit zwischen den ersten und zweiten Zählerausdrücken für ΔφAmplTot der zweite Zählerausdruck bei Gegenwart von Gruppen- Verzögerungsdispersion wie folgt geschrieben werden
Die zwei für ΔφAmplTot gefundenen Zählerterme können zu einem einzigen Ausdruck kombiniert werden. Bei Abwesenheit von Gruppen-Verzögerungsdispersion ergibt sich das Ergebnis
Kehrt man nun zu dem Nenner des Amp[litudenfehlerterms ΔφAmplTot. so muß das Übertragungselement-Produkt gxx(ν) ² gefunden werden, um diesen Nenner auszuwerten. Durch Substituierung des für gxx zuvor gefunden Wertes erhält man folgendes
wobei
Dieses letzte Transfer-Matrjxelement-Produkt kann neu angeschrieben werden, wobei der Terin auf der rechten Seite wie folgt bewertbar ist
da aus den zuvor gefundenen Gleichungen im Zusammenhang mit den Matrixoperatoren, welche mit Beistrich versehene Elemente besitzen, die den Matrizen [L&sub1;] und [L&sub2;] zugeordnet sind, folgt, daß C&sub1; = B&sub1; aufgrund von C = B .
Im Zusammenhang mit der obigen Beschreibung der Matrizen, die die zwei gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faserlängen L&sub1; und L&sub2; reprasentleren und die sich darstellen als
und
wurde ferner ein anderes Paar von Beziehungen zwischen Matrixelementen in den Matrixoperatoren gefunden, die den Längen L&sub1; und L&sub2; zugeordnet sind, die solche Elemente besitzen und wie folgt ausgedrückt werden können.
Die Umwandlung dieser Beziehungen in Matrixoperatorelemente ohne Beistrich, die diesen Faserlängen zugeordnet sind, erfordert in diesen letzten Beziehungen die Substituierung der Matrixelemente mit Beistrich durch die entsprechenden Transfer- Matrixelemente ohne Beistrich, geteilt durch den Aufteilungsfaktor und den Verlustfaktor. Dies ergibt
Die Verwendung dieser letzten zwei Ausdrücke in dem letzten Ausdruck für gxx(ν) ² ergibt
Dieses Ergebnis kann konsolidiert werden durch Neudefinition von als N, wenn N≠0, d.h.
und
Diese Konsolidierung gestattet sodann, gxx(v) 2 kompakt wie folgt anzuschreiben
Mit diesem Ergebnis kann der Nenner des Amplitudenfehlers ΔφAmplTot ausgewertet werden. Dieser Term wird angeschrieben als
Die zweite Form wird erhalten durch Austauschen der Integration und Summierung und durch Einführung des äquivalenten Ausdruckes für den Absolutwert von x(ν).
Die Verwendung der zuvor gegebenen Fourier-Transformierten, die Ex(t) in x(ν) transformiert, gestattet das Neuanschreiben der vorangegangenen Beziehung wie folgt
Durch Vertauschen der Reihenfolge der Integration und durch Integration über der optischen Frequenz ν unter Verwendung des zuvor gegebenen Ausdruckes für die Dirac- Deltafunktion ergibt
Durch Integration über der Zeit ergibt die "Verschiebe"-Wirkung der Deltafunktion das Ergebnis
Erneut ist dieses Integral bezogen auf den zeitlichen Mittelwert des Produktes der zwei Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Wellen, ausgehend von der Wellen- Referenzlinie und somit kann der letzte Ausdruck neu angeschrieben werden wie folgt
Somit ist der Nennerterm für den Amplitudenfehler ΔφAmplTot eine Reihe von zeitlichen Mittelwerten der Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Welle in der Übertragungsachse des Polarisators 15, die die Wellenlinienreferenz verlassen und entsprechende Amplitudengewichte besitzen und mit sich selbst mit einer Verzögerung autokorreliert sind, die für jeden Mittelwert von einem entsprechenden Mehrfachen der Grund-Zeitverzögerung in dem Depolarisator 10' abhängt.
Erneut kann jedoch die Prozedur für die Gewinnung dieses letzten Ausdruckes nicht verwendet werden bei der Gegenwart einer beträchtlichen Dispersion zweiter Ordnung oder einer Gruppen-Verzögerungsdispersion, d.h. wenn d²n(ν)/dν² von Bedeutung ist. Unter
diesen Umständen wird in Analogie zu dem für den ersten Zählerterm gefunden Ergebnis in solchen Fällen der letzte Ausdruck zu
wobei erneut i die optischen Frequenzbänder über dem Quellenspektrum bezeichnet, welche hinreichend schmal gemacht werden, so daß die Gruppen-Verzögerungsdispersion innerhalb eines jeden solchen Bandes vernachlässigbar wird.
Jeder dieser letzten zwei Ausdrücke für ΔφAmplTotrepräsentiert die Signalinformation, die durch einen Durchlauf der Spule 10 einschließlich des Depolarisators 10' durch die magnetischen Wellen erhalten wird, die die Wellenreferenzlinie verlassen, um durch die Transmissionsachse des Polarisators 15 zu verlaufen. Da sich (τd) oder (τdi) mit der Temperatur verändern oder durch anderweitig eingefiihrie Beanspruchung in der optischen Faser in dem Depolarisator 10', wie dies durch Werte von N geschieht, ist die von dem Signal durchlaufene Spule 10 sehr empfindlich auf unerwünschte Änderungswerte auf Grund von Umgebungseinflüssen, wenn der Fehler durch irgendeinen der letzten zwei Ausdrücke repräsentiert wird. Somit besteht die Möglichkeit bei einigen Umgebungsbedingungen, daß die Signalinformation insgesamt verschwindet. Ein solches Ergebnis ist nicht akzeptierbar.
Die Vermeidung eines solchen unerwünschten Ergebnisses erfordert, daß die zeitlichen Mittelwerte in dem Nenner die von rd abhängen, einen Wert von Null aufweisen müssen.
Das heißt, die zeitlichen Mittelwerte mussen einen Wert von Null für jene Mittelwerte aufweisen, bei denen der Wert von N von Null abweicht, so daß der Parameter rd darin auftritt. Die Art und Weise, in der dieses Erfordernis auferlegt wird, wird weiter unten beschrieben aber die Auferlegung wird nunmehr als wirksam akzeptiert, wobei das Ergebnis wie folgt ausgedrückt wird
Mit dieser Beschränkung wird der Ausdruck für den Nennerterm ΔφAmplTot bei Abwesenheit von Gruppen-Verzögerungsdispersion zu folgendem Ausdruck
Der Ausdruck für den Gesamt-Amplitudenphasenfehler ΔφAmplTot wurde zuvor in folgender Form gegeben
Benutzt man in diesem letzten Ausdruck die Ergebnisse, die vorstehend für die Summe der zwei Zählerterme und für den Nennerterm gefimden wurden unter der Annahme der Abwesenheit von Gruppen-Verzögerungsdispersion, so kann dieser Gesamt- Amplitudenphasenfehler wie folgt angeschrieben werden
Dieser letzte Ausdruck ist der Amplitudenphasenfehler an der Wellenlinienreferenz bei Abwesenheit von Gruppen-Verzögerungsdispersion für elektromagnetische Wellen, die von der Wellenlinienreferenz durch die Spule 10 einschließlich des Depolarisators 10' und zurück fortschreiten.
Der Effekt der Gegenwart von Gruppen-Verzögerungsdispersion führt zu Summierungen der zeitlichen Mittelwerte in dem Zähler und dem Nenner des Ausdruckes für den Gesamt- Amplitudenfehler ΔφAmplTot, der dem letzten Ausdruck vorangeht. Diese Summierungen werden eingefüirt durch die Verwendung der Versionen der zuvor gegebenen Ausdrücke für die Gruppen-Verzögerungsdispersion für die zwei Zählerterme und für den Nennerterm. Solche Summierungen verbreitem den Bereich der Verzögerungen.
Um jedoch das Auffinden des Gesamt-Amplitudenphasenfehlers für das System, wie es sich an der Wellenreferenzlinie darstellt, zu vervollständigen, müssen die elektromagnetischen Wellen, die von der Quelle 11 emittiert werden und durch den Koppler 12 und die θ-Rotations-Fehlausrichtung verlaufen, in diesen letzten Ausdruck eingeführt werden. Dies geschieht durch Verwendung der einzelnen Gleichungen in der Matrixgleichung, wie sie zuvor bei der Beziehung von Ex(t) und Ey(t) auf u(t) und v(t) angegeben wurden. Somit kann die Konjugierte des zeitlichen Mitteiwertes der Polarisationskomponenten in dem letzten Ausdruck unter Verwendung dieser Beziehungen aus der Matrixgleichung wie folgt neu angeschrieben werden
Da die zwei emittierten elektromagnetischen Wellen nicht korreliert sind, ergeben die zeitlichen Mittelwerte in dem letzten Ausdruck bei einem Produkt der Emissionskomponenten v(t) und u(t) mit dem Wert Null das Ergebnis
Die zwei in diesem letzten Ausdruck verbleibenden zeitlichen Mittelwerte repräsentieren jeweils die Selbstkohärenz-Funktion oder die auf der Zeit basierende Autokorrelationsfunktion der entsprechenden Emissionskomponente der von der Quelle 11 emittierten elektromagnetischen Wellen. Wenn diese Selbstkohärenz- oder Autokorrelations- Funktionen normiert werden indem jede durch die entsprechende optische Leistung dividiert wird so ist das Ergebnis das komplexe Kohärenzmaß für jede dieser Emissionskomponenten Yu (τp+NτD) und γv(τp+Nτd) oder
wobei
das heißt Pu und Pv sind die optischen Leistungen der Emissionskomponenten u und v. Somit kann die Konjugierte des zeitlichen Mitteiwertes der Polarisationskomponenten in dem Zähler des Ausdruckes für ΔφAmplTot angeschrieben werden wie folgt
Dieser letzte Ausdruck kann weiter vereinfacht werden,wenn, wie dies für einige Laserdioden gilt, die unterhalb des Schwellwerts betrieben werden, jede Emissionskomponente das gleiche optische Spektrum besitzt, da dann der komplexe Kohärenzgrad jeweils dem anderen entspricht oder folgendes gilt
Dies führt dazu, daß der vorgehende Ausdruck vereinfacht wird zu
Somit wird dieser zeitliche Mittelwert teilweise durch den Wert des komplexen Kohärenzgrades der elektromagnetischen Wellen festgelegt, die durch die Quelle 11 mit den spezifischen Zeitverzögerungen τp+Nτd zwischen den zwei Komponenten emittiert werden.
Der Zähler in dem Ausdruck für das Maximum des Gesamt-Amplitudenphasenfehlers wird gefunden, indem die gleiche Art von Substitution in den in der Matrix beteiligten Gleichungen vorgenommen werden, die sich auf die Polarisationskomponenten zu dem obigen Emissionskomponenten beziehen mit dem Ergebnis
wobei vermerkt sei, daß die zeitlichen Mittelwerte der Produkte von den Emissionskomponenten u(t) und v(t) erneut Null sind, da sie nicht korreliert sind.
Somit kann der Gesamt-Amplitudenphasenfehler ΔφAmplTot nunmehr durch den Ausdruck angeschrieben werden
Da die Rotations-Fehlausrichtung gering sein wird, wenn die Haupt-Doppelbrechungsachsen auf jeder Seite der Spleißung an dem θ-Rotations-Fehlausrichtungspunkt eng in Bezug aufeinander ausgerichtet werden, kann der Winkel θ ebenfalls sehr klein sein mit dem Ergebnis
Das Einsetzen dieser Ergebnisse in den vorangegangenen Ausdruck gibt den endgültigen Ausdruck für den Gesamt-Amplitudenphasenfehler, d.h.
Der letzte Ausdruck repräsentiert den Amplitudenphasenfehier für die alleinige Rotations- Fehlausrichtung links von der Wellenreferenzlinie in dem System von Fig. 2. Wie jedoch zuvor beschrieben, können weitere Spleißstellen links von dem Polarisator 15 in Fig. 2 vorliegen, welche Veranlassung für einen Phasenfehlerausdruck gleich dem letzten geben. Solche Fehler kombinieren sich additiv. Infolgedessen kann der Gesamt-Phasenfehler ΔφAmplTot-as auf Grund aller Spleißungen oder anderer Kopplungsstellen, der kumulativ ist, wie folgt angeschrieben werden
Hierbei bezieht sich der Index i auf den i.ten Kopplungspunkt auf der Quellenseite des Polarisators 15 in Fig. 2. Die Verzögerung τi trägt der Verzögerung irgendeiner hinzugefügten Polarisationskomponente zwischen dem i.ten Kopplungspunkt und dem Punkt Rechnung, wo der Polarisator 15 mit dem optischen Systemteil verbunden ist, der zu der Quelle 11 und der Fotodiode 13 führt.
Somit entsteht dieser Amplitudenphasenfehler aus der elektromagnetischen Wellenkopplung zwischen den orthogonalen Polarisationsachsen vor dem Eintritt in den Polarisator 15 und sodann durch das Auffinden alternativer Wegstrecken durch den Depolarisator 10' (und möglicherweise durch das Auffinden unterschiedlicher Wegstrecken durch das Vorliegen anderer Kopplungspunkte rechts von dem Polarisator 15) bei der Rückkehr der Wellen durch den Wellenlinien-Referenzpunkt. Somit zeigen diese rückkehrenden Wellen beim Durchlaufen unterschiedlicher optischer Wegstrecken nach dem Verlassen des Wellenlinien-Referenzpunktes und bei der Rückkehr zu diesem, um nachfolgend auf der Oberfläche der Diode 13 zu überlagern, Phasendifferenzen, die nicht unterscheidbar sind gegenüber einer durch Rotation induzierten Phasenverschiebung und repräsentieren daher einen Fehler. Ferner repräsentiert dieser letzte Ausdruck ebenfalls die Situation, wo keine Dispersion vorliegt oder wenn Dispersion vorhanden ist, nur eine Dispersion erster Ordnung, wobei τp und τd feste Gruppenverzögerungen sind. Das Vorliegen von Gruppen-Verzögerungsdispersion führt zu einer Summierung über den zuvor definierten optischen Frequenzbändern durch Aufnahme einer solchen Dispersion in den entsprechenden komplexen Kohärenzgrad.
Eine weitere Beziehung muß ebenfalls entwickelt werden betreffend die zeitlichen Mittelwerte der Signalinformation, welche in dem Nenner des Gesamt- Amplitudenphasenfehlers ΔφAmplTot auftreten, bevor die Forderung zur Anwendung gelangt, daß diese zeitlichen Mittelwerte mit τd darin den Wert Null besitzen. Diese Beziehung wird erneut entwickelt durch Verwendung der einzelnen Gleichungen, die in der Matrixgleichung zuvor enthalten sind und die Ex(t) und Ey(t) zu u(t) und v(t) in Beziehung setzen. Somit können diese zeitlichen Mittelwerte des Signales, welche rd beinhalten, wie folgt angeschrieben werden
Da die zwei von der Quelle 11 emittierten elektromagnetischen Wellen nicht korreliert sind und die zeitlichen Mittelwerte in dem letzten Ausdruck betreffend das Produkt der Emissionskomponenten v(t) und u(t) den Wert Null besitzen, gilt erneut
Wie zuvor repräsentieren die zwei zeitlichen Mittelwerte, die in diesem letzten Ausdruck verbleiben, jeweils die Selbstkohärenz-Funktion oder die auf der Zeit basierende Autokorrelations-Funktion der entsprechenden Emissionskomponenten der von der Quelle 11 emittierten elektromagnetischen Wellen. Wenn diese Selbstkohärenz- oder Autokorrelations-Funktionen normiert werden durch Dividieren jeder Funktion durch die entsprechende optische Leistung, so ist das Ergebnis erneut der komplexe Kohärenzgrad für jede dieser Emissionskomponenten γu(Nτd) und γv(Nτd) und es ergibt sich
wobei N erneut die Werte -3, -2, -1, 1, 2 und 3 besitzen kann aber nicht den Wert Null. PU 10 und PV sind die optischen Leistungen der Emissionskomponenten u und v wie zuvor. Unter der Annahme, daß jede Emissionskomponente das gleiche optische Spektrum besitzt, wie dies gewöhnlich der Fall ist, wird erneut jede der vorgehenden komplexen Kohärenzfunktionen der anderen entsprechen, γu(Nτd)=γv(Nτd) γ(Nτd), wobei sich das Ergebnis ergibt
Um den Amplitudenphasenfehler zu eliminieren, muß daher der zuletzt gefundene Ausdruck für ΔφAmplTot-as auf Null gesetzt werden und, um die Signalschwankung zu eliminieren, muß der unmittelbar vorangehende Ausdruck ebenfalls auf Null gesetzt werden. Bevor in Betracht gezogen wird, wie dies zu geschehen hat, muß die allgemeine Natur des komplexen Kohärenzgrades γ(T) oder γk(T) der Quelle 11 für das grundlegende Frequenzband bestimmt werden, wenn eine Gruppen-Verzögerungsdispersion vorliegt. Während dies typischerweise durch Messung der Autokorrelationsfunktion der Quelle geschieht, kann die allgmeine Natur des Meßergebnisses leicht gefunden werden.
In einer Laserdiode, wie sie typischerweise als Quelle 11 in dem System der vorliegenden Erfindung benutzt wird, werden elektromagnetische Wellen oder Licht E(t) spontan im Innern desselben beim Anlegen eines Stromes emittiert. Einige dieser Wellen werden an der Emissionsfläche in die dagegen anstoßende optische Faser emittiert und einige werden von dieser Schnittstelle reflektiert, um durch das Innere der Diode zu der gegenüberliegenden Oberfläche übertragen zu werden, wo diese Wellenteile erneut reflektiert werden, um an die gleiche Schnittstelle τs Sekunden später zurückzukehren wie dies durch die geometrische Struktur für die umlaufende Fortpflanzungszeit festgelegt ist.
Wie dies wohlbekannt ist, ist die Amplitude dieser rückkehrenden Wellen durch einen Betrag r&sub1;r&sub2;g vorgegeben, wobei r&sub1; und r&sub2; die Reflexionskoeffizienten an der Dioden- Emissionsoberfläche und der gegenüberliegenden Diodenoberfläche sind und g die Verstärkung des effektiven Resonanzhohlraumes zwischen diesen Oberflächen ist. Somit kann der Gesamtbetrag der emittierten elektromagnetischen Wellen unter Berücksichtigung mehrfacher Hin- und Herreflexionen wie folgt angeschrieben werden
Das komplexe Maß der Kohärenzfunktion, der von der Quelle 11 emittierten elektromagnetischen Wellen oder ihre normierte Autokorrelationsfiinktion kann gemäß der voranstehenden Ausfülirungen wie folgt angeschrieben werden
wobei T die relative Verzögerungszeit zwischen den zwei Wellendarstellungen in dem Zähler ist. Eine Substitution von ETot(t) in dem obigen Ausdruck ergibt
Da für die spontane Emission < E(t)E*(t-T)> 0 gilt, es sei denn, daß T 0 ist, besitzt dieser letzte Ausdruck die Werte
und besitzt einen Wert von ungefähr Null für andere Werte von T. Eine Dispersion innerhalb der Laserdiode führt jedoch zu einiger Verbreiterung der Spitzenwerte um das Mehrfache der effektiven Zeitintervallverzögerungen τr, die durch die umlaufende Fortpflanzungszeit durch die geometrische Struktur der Laserdiode mit der gleichen Dauer (τs=τr) vorgegeben ist und sich entlang der Verzögerungs-Zeitachse T erstreckt, um sich hierbei über Bruchteile von Verzögerungen rr an den gegenüberliegenden Enden jeweils zu erstrecken und führt zu einiger Herabminderung der Werte jener Spitzenwerte. Solch eine normierte Autokorrelationsfunktion einer Quelle ist in Fig. 3 für eine Laserdiode gezeigt, die unter dem Laserschwellwert von r&sub1;r&sub2;g=1 betrieben wird. Ein Teil einer gemessenen Quellenfunktion ist in Fig. 4 gezeigt. Die Spitzenwerte in jedem Moment sind durch Verzögerungszeit-Intervalle rr in der Größenordnung von 7 x 10&supmin;¹² Sekunden getrennt. Die Halbwertsbreite in der Zeit der Spitzenwerte repräsentiert die Kohärenzzeit der unterhalb des Schweliwertes betriebenen Laserdiode und beträgt typischerweise ungefähr 5 x 1 0&supmin;¹&sup4; Sekunden.
Einige mögliche Quellen für die Quelle 11 besitzen ein beträchtlich komplizierteres komplexes Maß an Kohärenzfünktionen. Einige Breitband-Halbleiterquellen besitzen beispielsweise absorbierendes Material in dem Resonanzhohlraum, welches mehrfache Wege für die elektromagnetische Strahlung darin vorgibt und somit eine Anzahl unterschiedlicher Fortpflanzungszeiten τs-i in der geometrischen Struktur beim Rundlauf. Jede solche Fortpflanzungszeit führt zu einer entsprechenden Gruppe von Spitzenwerten in der komplexen Kohärenzfunktion, welche so dicht überlappen können, daß es schwierig oder unmöglich ist, irgendwelche sich wiederholende Verzögerungsintervalle aufzufinden mit relativ großen Wertebereichen in einer niedrigen Funktion. Das heißt, es können Verzögerungsintervalle mit Werten unterschiedlicher Verzögerungsdauer in der Funktion vorliegen. Solche Quellen besitzen ofimals ziemlich rasch abfallende komplexe Kohärenzfunktionen. Diese Funktionen befinden sich typischerweise auf sehr geringen Werten bei allen Verzögerungszeiten, die das Vierfache der Fortpflanzungsverzögerung in einem einzigen Durchlauf durch die längste lineare Abmessung des komplexen Hohlraumes in solchen Quellen übersteigen, in denen die zu emittierenden elektromagnetischen Wellen erzeugt werden.
Der Gesamt-Phasenfehler ΔφAmplTot-as auf Grund aller Spleißungen der in dem zuvor gegebenen Ausdruck wiedergegeben wird, kann im wesentlichen vermieden werden in dem System von Fig. 2, indem das komplexe Maß der Kohärenzfunktion γ(τP+Nτd) relativ klein gehalten wird. Eine solche Vermeidung des amplitudenbezogenen Phasenfehlers kann erzielt werden durch Wahl der Ergebnisse bei der Kombination der Differenz in den Fortpflanzungszeiten der elektromagnetischen Wellen, die in den Trarismissions- und Blockierachsen des Polarisators 15 wandern. Die Verzögerungszeit τp wird so gewählt, daß bei jedem abwechselnden integralen Mehrfachen (N=0 ausgeschlossen) der Differenz in der Fortpflanzungszeit von solchen Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des Abschnittes 10" des Depolarisators 10' der Wert Nτd einen Wert besitzt, bei dem das entsprechende komplexe Maß der Kohärzenzfunktion γ(τp+Nτd) vernachlässigbar klein ist. Gleichzeitig muß, um Signalschwankungen zu vermeiden, das komplexe Maß der Kohärenzfunktion γ(Nτd), das den zeitlichen Mittelwerten des Signales zugeordnet ist oder die Autokorrelationsfunktion des Signales ebenfalls relativ klein gehalten werden (ausschließend der Fall, wo N=0). Diese Forderung wird erfüllt, indem die Differenz in der Fortpflanzungszeit rd zwischen den elektromagnetischen Wellen in den Achsen "x" und "y" des Abschnittes 10" des Depolarisators 10' und seiner Mehrfachen auf Werten gehalten wird, so daß dieses letztere komplexe Maß der Kohärenzfunktion ebenfalls vernachlässigbar klein in diesen anderen Situationen ist. Das heißt, daß die den Polarisationszustand bewahrenden Elemente auf der Schleifen- oder Spulenseite des Kopplungspunktes links vom Polarisator 15 so gewählt werden, daß sie ausgewählte Fortpflanzungszeitdifferenzen der Polarisationskomponente besitzen, um die amplitudenbezogenen Phasenfehler relativ klein zu halten und Signalschwankungen zu vermeiden.
Somit gestattet die Messung des komplexen Grades der Kohärenzfunktion für die Quelle 11 die Bestimmung des Verzögerungs-Zeitintervalles τr (oder der verschiedenen unterschiedlichen Intervall-Verzögerungsdauern τr-n), die dieser zugeordnet sind. Sodann muß ein Polarisator 15 gewählt werden, der eine bestimmte Zeitdifferenz zwischen den durchlaufenden elektromagnetischen Wellen in der Blockier- und der Transmissionsachse aufweist, wie dies auch für die Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser für den Abschnitt 10" des Depolarisators 10' der Fall ist, um die Gesamt-Verzögerungszeit zwischen den sich fortpflanzenden Wellen in den schnellen und langsamen Achsen annupassen (Abschnitt 10"' des Depolarisators 10' ist zweimal so lang wie der Abschnitt 10" desselben). Die Zeitverzögerungen durch den gewählten Polarisator 15 und die gewählte Länge des optischeh polarisationserhaltenden Faserabschmttes 10" müssen so sein, daß τp+Nτp(N≠0) Werte entlang der Zeit-Verzögerungsachse, über der der komplexe Grad der Kohärenz der Quelle 11 gemessen wird, besitzt, die zwischen die Spitzenwerte dieser Funktion fallen, wo sie relativ niedrige Werte besitzt. Eine ähnliche Forderung muß erftillt werden durch die Länge der optischen polarisationserhaltenden Faser 10", so daß Nτd(N≠0) Werte entlang der Zeit-Verzögerungsachse besitzt, über der der komplexe Grad der Kohärenz der Quelle 11 gemessen wird, die zwischen die Spitzenwerte dieser Funktion fallen, wo diese relativ geringe Werte aufweist.
Natürlich wird, wie aus Figur 3 ersichtlich, der komplexe Grad der Kohärenzfunktion auch bei Spitzenwerten vernachlässigbar, wenn der für die Verwendung gewählte Polarisator einschließlich der sich von diesem erstreckenden polarisationserhaltenden Faser eine ausreichende Verzögerungszeit für die Fortpflanzung der orthogonalen Polarisationskomponenten τp zwischen seiner Transmissions- und Blockierachse aufweist. Derartige Polarisatoren sind jedoch relativ teuer und somit besteht ein Bedürflus zur Verwendung von Polarisatoren, die kürzere Verzögerungen zwischen elektromagnetischen Wellen bieten, die in ihren Blockier- und Transmissionsachsen sich fortpflanzen. Gestattet man daher der verwendeten Länge eine solche Länge, daß die Differenzzeiten in der Polarisations-Fortpflanzungsgeschwindigkeit plus jene für mehrfache Fortpflanzungs- Differenzzeiten im Abschnitt 10" und dem Depolarisator 10' zwischen die Spitzenwerte des komplexen Grades der Kohärenzfünktion der Quelle fallen, aber nicht außerhalb des vierten Spitzenwertes z.B., so können relativ kürzere Längen der Faser verwendet werden und noch ein Phasenfehler vom Amplitudentyp vermieden werden.
Andererseits werden sich die Fortpflanzungs-Zeitdifferenzen der Polarisationskomponente in dem Polarisator 15 gewöhnlicherweise nicht auf dem 0.ten Spitzenwert befinden, da momentane praktische Polarisatoren irgendeine Verzögerungsdifferenz einftihren und sich oftmals nicht in der Nahe des ersten Spitzenwertes befinden können, da dies keine hinreichende Dämpfung des Fehlers sicherstellt. Diese letztere Situation ergibt sich, da das für den Fehler vom Amplitudentyp geflindene Resultat explizit auf einigen speziellen Situationen beruht, wie beispielsweise den Verlusten in der gewöhnlichen Einzelmoden- Faser einschließlich der verschmolzenen Koppler, die von der Polarisation nicht unabhängig sind, und auf den Koeffizienten αN und βN, die auch bei niedrigeren Temperaturen keine bedeutende Polarisationsdispersion zeigen, wobei diese Situationen, wie oben gezeigt, nicht immer vorliegen. In Systemen, in denen diese speziellen Situationen nicht auftreten oder in der weiteren Situation, bei der eine Gruppen- Dispersionsverzögerung auftritt, stellt die Einstellung der Verzögerung für den Polarisator 15 und den Abschnitt 10" des Depolarisators 10' um den zweiten Spitzenwert des komplexen Masses der Kohärenzfiinktion der Quelle eine ausreichende Dämpfting besser sicher, um geeignet die zusätzlichen Fehler zu vermindern, den diese zuletzt beschriebenen Bedingungen entstehen lassen können.
Wenn beispielsweise die Verluste in dem Schleifenkoppler 17 von der Polarisation abhängig sind, was tatsächlich der Fall ist, wenn unterschiedliche Aufteilungsverhältnisse der elektromagnetischen Wellen an den zwei Koppler-Ausgangsanschlüssen aus den an jedem Kopplereingang eingeführten zwei orthogonalen Wellenpolarisationen auftreten, so ergeben sich zusätzliche Amplituden-Phasenfehlerterme, die beträchtlich sind und in der Gleichung für ΔφAmplTot-as auftreten. Solche zus-:tzlichen Terme besitzen allgemein die Form:
und
Pu und Pv sind weiterhin die Leistungen der elektromagnetischen Wellen, die entlang der orthogonalen Achsen der Quelle 11 entsprechend emittiert werden.
Wenn, wie unten vorgeschlagen wird, die Verzögerungszeit τp, die dem Polarisator zugeordnet ist (plus irgendeine Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich davon zu der Spleißung mit der optischen Faser, die sich von dem Koppler 17 ersteckt, erstreckt und plus irgendeine solche Länge der Faser, die sich von der gegenüberliegenden Seite des Polarisators 15 zu dem i.ten Kopplungspunkt zwischen dem Polarisator 15 und der Quelle 11 erstreckt) auf ein Mehrfaches eines Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfunktion der Quelle eingestellt wird, so werden diese zusätzlichen Fehlerterme beträchtlich in den Fällen, wo der komplexe Grad der beteiligten Kohärenzfunktion relativ groß ist. Somit wird die Einstellung von τp auf ein Mehrfaches des Quellen-Verzögerungsintervalles und größer als eins wesentlich diese Fehlerquelle vermindern, aufgrund der beträchtlichen Verminderung der Spitzenwerte bei anwachsenden Mehrfachen des Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfunktion der Quelle. Ferner kann die Verlustdifferenz zwischen den zwei Polarisationsmoden in dem Koppler 17 zwischen einem Eingangsanschluß bzw. einer Faser und einem Ausgangsanschluß bzw. einer Faser mit einem geeigneten Maximum festgelegt werden von beispielsweise weniger als 10%.
Somit liegt eine befriedigende Wahl der relativen Verzögerungszeiten für die Fortpflanzung der Polarisationskomponente für den Polarisator 15 und den Abschnitt 10" des Depol&isators 10' (was natürlich die Länge für den Abschnitt 10"' einstellt) in der Wahl der Verzögerungszeit τp, die dem Polarisator zugeordnet ist (plus irgendeine Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich davon zu der Spleißung mit der optischen Faser erstreckt, die sich von dem Schleifenkoppler 17 erstreckt und plus irgendeiner solchen Länge der Faser, die sich von der gegenüberliegenden Seite des Polarisators 15 zu dem i.ten Kopplungspunkt zwischen dem Polarisator 15 und der Quelle 11 erstreckt) so, daß sie einem Mehrfachen eines Verzögerungsintervalles in dem komplexen Grad der Kohärenzflinktion der Quelle entspricht (unter der Annahme von sich gleichmäßig wiederholenden Intervallen in der Funktion), d.h. τp=mτr, wobei m eine ganze Zahl ist. Zusätzlich muß die relative Fortpflanzungs-Zeitverzögerung der Polarisationskomponente, die dem Abschnitt 10" zugeordnet ist, so eingestellt werden, daß sie einem Bruchteil des Verzögerungs-Zeitintervalles des komplexen Grades der Kohärenzfunktion der Quelle entspricht. Die Wahl (a), den größten Abstand zwischen den sich ergebenden Verzögerungswerten von τp+Nτd für N=-3, -2, -1, 1, 2 und 3 entlang der Verzögerungsachse vorzugeben, über der das komplexe Maß der Koharenzfiinktion für die Quelle 11 gemessen wird, und bei denen sich die Spitzenwerte an Mehrfachen von τr entlang der Verzögerungsachse in der gleichen Funktion befinden und (b) den geringsten Betrag an polarisationserhaltende optische Faser zu verwenden, wird auf τd=τr/4 eingestellt.
Macht man diese Wahl und macht man die Wahl von m=2, so daß τp=2τr ist anstelle von m=1, um die Fehler zu reduzieren, die aufgrund der zuvor beschriebenen Situationen entstehen, so treten die als vertikale Pfeile gezeigten Verzögerungen entlang der Verzögerungsachse auf, über der das komplexe Maß der Kohärenzflinktion für die Quelle 11 von Figur 3 aufgetragen ist, wie dies in Figur 5 gezeigt ist. Natürlich können andere Werte für τd gewählt werden, die ebenfalls die Spitzenwerte in dem komplexen Maß der Kohärenzflinktion für die Quelle 11 löschen unter der Annahme, daß τp als ein Mehrfaches von τr gewählt wird, einschließlich τd=2/5τr 3/5τr oder 3/4τr.
Die Wahl von τp um den weitesten Abstand zwischen den Elementen der Verzögerungen τp+Nτd(N≠0) und den Spitzenwerten des komplexen Masses der Kohärenzflinktion der Quelle 11 vorzugeben, gibt ein Sicherheitsmaß durch die Toleranr: vor, indem die Verzögerungen τp+Nτd(N≠0) soweit wie möglich von den nächsten Spitzenwerten des komplexen Masses der Kohärenzfunktion der Quelle 11 gehalten werden. Eine solche Toleranz kann erforderlich sein, da bei kalten Temperaturen die gewöhnliche optische Einzelmoden-Faser in der Spule 10 eine beträchtliche Doppelbrechung entwickelt, was die Möglichkeit ergibt, daß diese Faser tatsächlich eine Erweiterung der polarisationserhaltenden optischen Faser in dem Depolarisator 10' bildet. In diesem Fall kann τd, welches durch die Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser in den Abschnitten 10" und 10"' des Depolarisators 10' eingestellt ist, sich tatsächlich verändern aufgrund der Tatsache, daß Verzögerungsinkremente aufgrund des Verhaltens der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser in dem Rest der Spule 10 hinzugefügt werden.
Ferner fügt die Gegenwart von Dispersion über der optischen Wegstrecke von dem Wellenlinien-Referenzpunkt durch die Spule 10 und zurück Verzögerungen hinzu. Solche Verzögerungen können feste Verzögerungen oder Gruppenverzögerungen sein oder verschiedene unterschiedliche Gruppenverzögerungen in jeweils einem verschiedenen entsprechenden Frequenzband, und die sich ergebende Verbreiterung der Verzögerungen in Verzögerungsbereiche muß zumindest in einigen Fällen berücksichtigt werden bei der Festlegung der Fortpflanzungs-Zeitdifferenzen zwischen den elektromagnetischen Wellen, die durch den Polarisator 15 oder den Depolarisator 10' wandern oder durch einen optisch integrierten Schaltkreis, der anstelle des optischen Phasenmodulators 19 und des Schleifenkopplers 17 verwendet werden kann. Die Verzögerungsbereiche, die sich aus der Verbreiterung der Fortpflanzungs-Zeitdifferenzen aus Einzelwerten in wirksame Bereichswerte ergeben, erfordert, daß die geeigneten Verzögerungsbereiche sodann zwischen den Spitzenwerten des komplexen Masses der Kohärenzfunktion der Quelle gehalten werden müssen, um den Wert dieser Funktion vernachlässigbar klein zu halten, wie zuvor angegeben.
Wie zuvor gezeigt, umfaßt der Phasenfehler Δφe Arten von Fehlertermen, wie dies durch die Gleichung Δφe=ΔφAmpl+ΔφInten. wiedergegeben wurde. Wie zuvor angegeben, muß das Anschreiben dieser letzten Gleichung verändert werden, wenn das Quellenspektrum berücksichtigt wird, um vollständiger seine Breite ftir Spleißungen anzugeben, d.h. Δφe=ΔφAmplTot+ΔφOmtemTot. Aufgrund der kumulativen Natur der Phasenfehler aufgrund jeder Spleißung, die alleine betrachtet wird, sollte der letzte Ausdruck den vorstehenden Angaben folgend ferner verallgemeinert werden in Δφe=ΔφAmplTot-as+ΔφIntenTot-as. Diese Verallgemeinerung des additiven Ausdrucks für den Phasenfehler Δφe. beinhaltet den amplitudenbezogenen Phasenfehler und den intensitätsbezogenen Phasenfehler und gilt für die Betrachtung des Intensitäts-Phasenfehlers, der mit dem TermΔφInten beginnt, da der usdruck dafür zuvor angegeben wurde.
Beginnend mit dem zuvor aufgeftindenen Ausdruck für ΔφInten erfordert aber erneut das Auffinden des gesamten intensitätsbezogenen Fehlers ΔφIntenTot über der Spektralbreite von wenigstens der Quelle 11 erneut die Berücksichtigung der optischen Leistung, die bei jedem Wert der optischen Frequenz µ in dem interessierenden optischen Frequenzbereich vorgegeben wird bzw. als ein Nominalwert:
um zu ergeben:
Erneut wird die Auswertung dieses Ausdruckes, der auf der Substituierung der entsprechenden Transfermatrixelemente beruht, üblicherweise behandelt durch Aufbrechen dieses letzten Ausdruckes in seinen Zähler und seinen Nenner:
wobei:
und
Erneut wurde von der Tatsache Gebrauch gemacht, daß das Integral des Imaginärteiles einer komplexen Variablen über einer realen Variablen dem Imaginärteil des Integrales dieser komplexen Variablen über der realen Variablen entspricht. Die Werte der Transfermatrixelemente müssen sodann in diesem Ausdruck substituiert werden, welche Elemente zuvor angegeben wurden.
Der Rest der Analyse, basierend auf den letzten Gleichungen mit den geeigneten Transfermatrixelementen, schreitet ganz ährilich zu der Analyse fort, wie sie bei der Bestimmung des amplitudenbezogenen Phasenfehlers vorgenommen wurde. Die Schritte in dieser Analyse werden jedoch hier nicht wiederholt, da sich der intensitätbezogene Phasenfehler als relativ unbedeutend herausstellt. Nur ein einziger Term in der sich ergebenden Gleichung, die für den lntensitätsfehler geflinden wurde, gibt Anlaß für eine Größe, die hinreichend groß sein könnte, um merkbar zu dem Gesamt-Phasenfehler beizutragen. Der Term besitzt folgende Form:
wobei f([L&sub1;],[L&sub2;]) eine Funktion der Matrixelemente in den Matrixoperatoren [L&sub1;] und [L&sub2;] repräsentiert, die die optischen Faserlängen L&sub1; und L&sub2; entsprechend darstellen. Das Symbol Aψ repräsentiert die Fehlausrichtung der 45º-Spleißung in dem Depolarisator 10' oder irgendeine wirksame Fehlausrichtung, die durch von der Polarisation abhängige Verluste innerhalb der Längen L&sub1; und L&sub2; verursacht wird. Daher wird diese Spleißung modelliert als Winkelbeziehung zwischen den Haupt-Doppelbrechungsachsen der polarisationserhaltenden optischen Fasersegmente 10" und 10"' aufjeder Seite der Spleißung, wobei die Winkelbeziehung 45º+Δψ beträgt. Das Leistungsverhältnis besitzt hierbei Variablen PPolTran-in und PPolBlock-in, die die Leistung repräsentieren, welche quellenseitig auf die Transmissions- und Blockierachsen des Polarisators 15 auftrifft.
Da der Wert der Funktion in Abhängigkeit von den optischen Faserparametern und Längen L&sub1; und L&sub2; Werte in der Größenordnung von eins einnehmen kann, wird die Größe des Intensitätsfehlers von der Qualität des Polarisators 15 abhängen, die in der letzten Gleichung durch seinen Auslöschungskoeffizienten &epsi; und den Betrag des Fehlausrichtungsfehlers Δψ, reprasentiert ist. Da das Auslöschungsverhältnis für den Polarisator 15 in der letzten Gleichung für den Intensitätsfehler im Quadrat auftritt, erlaubt ein gut ausgelegter Polarisator mit einem Auslöschungskoeffizienten in der Größenordnung von 60 db einen Fehler Δψ in der Größenordnung von mehreren Graden, was immer noch dazu flihrt, daß der Intensitätsfehler vernachlässigbar ist. Ein Polarisator von geringerer Qualität erfordert eine engere Toleranz der Fehlausrichtung der 45&sup0;-Spleißung an dem Depolarisator 10'. Da aber gegenwärtige Ausrichtungstechniken in der Lage sind, die Winkelbeziehung zwischen den Haupt-Doppelbrechungsachsen in den Längen 10" und 10"' des Depolarisators 10' mit einer Abweichung von 450 zu versehen, die in der Größenordnung eines Zehntelgrades liegt, kann dieser letzte Ausdruck, der den intensitätsbedingten Phasenfehler repräsentiert, vernachlässigbar klein durch die Verwendung von Polarisatoren mit vernünftiger Qualität, wenn nicht sogar mit ausgezeichneter Qualität gehalten werden.
Der Quellenkoppler 12 in Figur 2 besteht, wie zuvor beschrieben, aus einer pol&isationserhaltenden optischen Faser und bildet somit einen relativ teueren Richtungskoppler Diese Art von Richtungskoppler kann vermieden werden durch die Verwendung eines weiteren Depolarisators mit der Quelle 11, d.h. ein Richtungskoppler kann aus einer gewöhnlichen optischen Einmoden-Faser zur Verwendung als Quellenkoppler 12 gebildet werden, wenn ein weiterer Depolarisator in Reihe mit diesem Koppler verwendet wird, um die Einfügung von Wellen sicherzustellen, die den Polarisator 15 in jedem Polarisationsmodus erreichen.
Eine solche Anordnung ist in Figur 6 gezeigt, wo ein weiterer Depolarisator 11' zwischen der Quelle 11 und einem Quellenkoppler 12' gezeigt ist und der aus einer gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser gebildet ist. Eine Länge der gewöhnlichen optischen Einzelmodel-Faser erstreckt sich in geeigneter Weise von der Emissionsfläche der Quelle 11 zu einer Spleißung mit einem ersten polarisationserhaltenden optischen Faserteil 11" in dem Depolarisator 11'. Ein zweiter Teil der polarisationserhaltenden optischen Faser 11"', der im wesentlichen zweimal so lang wie der Teil 11" ist, ist mit dem Teil 11" verspleißt, wobei sich seine Haupt-Doppelbrechungsachsen im gleichen Winkel wie jene des Teiles 11 befinden, d.h. unter einem Winkel von 45º zwischen den Achsen, um eine 45º-Spleißung zu bilden. Somit entspricht der Depolarisator 11' im wesentlichen dem Depolarisator 10', wobei aber die Längen der entsprechenden Teile von jedem sich typischerweise voneinander unterscheiden.
Das verbleibende Ende des Teiles 11"' ist mit der gewöhnlichen optischen Einmoden- Faser verspleißt, die sich von dem Koppelbereich in den Quellenkoppler 12' erstreckt. Ebenfalls erstreckt sich von dieser Seite des Kopplers 12' ein weiterer Teil einer gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser zu dem Photodetektor 13. Auf der gegenüberliegenden Seite erstreckt sich ein Teil einer Faser zu dem Polarisator 15, um gegen die Transmissions- und Blockierachsen desselben verspleißt zu werden (oder mit einer Länge einer polarisationserhaltenden optischen Faser verspleißt zu werden, die sich von dem Polarisator 15 erstreckt, dessen Hauptachsen der Doppelbrechung auf die Transmissions- und Blockierachsen ausgerichtet sind). Schließlich endet ein weiterer solcher Faserteil in einem nicht-reflektierenden Abschluß 16'.
Obgleich das System von Figur 6 unter Verwendung eines ökonomischen Quellenkopplers arbeitet, der aus einer gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser gebildet ist, sind amplitudenbezogene Phasenfehler, welche darin ähnlich wie in dem System von Figur 2 auftreten, etwas schwieriger zu vermindern oder zu eliminieren durch eine geeignete Wahl der relativen Verzögerungen der Polarisationskomponenten in dem Polarisator 15 und den Depolarisatoren 10' und 11'. Die aufgrund des Depolarisators 11' hinzugefügten Verzögerungen zeigen sich in dem komplexen Maß der Kohärenzfunktion der Quelle und in Fehlertermen zusätzlich zu jenen des Polarisators 15 und des Depolarisators 10', und sie machen die geeignete Auswahl der relativen Verzögerungen der Polarisationskomponenten, um solche Funktionen auf ein Minimum zu bringen, schwieriger.
Diese Schwierigkeit kann beträchtlich vermindert werden durch einen einfachen Behelfftir den Depolarisator 11', der die Verwendung von nur einer einzigen weiteren relativen Verzögerungseinrichtung für die Polarisationskomponente beinhaltet. Wie in Figur 7 gezeigt, wird eine einzige Länge einer polarisationserhaltenden optischen Faser 11"" in dem dort gezeigten System anstelle des Depolarisators 11' in dem System von Figur 6 verwendet. Ein Ende der Länge 11"" ist verspleißt mit der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser, die sich von dem Koppelbereich des Quellenkopplers 12' erstreckt. Das gegenüberliegende Ende der Länge 11"" stößt an der Emissionsfläche der Quelle 11 an bzw. ist mit dieser verspleißt, wobei ihre Haupt-Doppelbrechungsachsen unter gleichen Winkeln zu den nicht korrelierten Emissionsachsen der Quelle 11 ausgerichtet sind, d.h. unter 45º zu diesen Quellenachsen. Die anderen Bezifferungen in Figur 7 für die Einrichtungen, Übertragungswege unci Blöcke sind die gleichen wie jene, die für die entsprechenden Gegenstände in Figur 2 verwendet wurden.
Das Depolarisator-Fasersegment 11"", das in dem System von Figur 7 seinen optischen Weg von der Quelle 11 beginnt, ist mit einer solchen Länge ausgewählt, daß es eine Verzögerungsdifferenz zwischen einer elektromagnetischen Welle der Polarisationskomponente, die sich entlang der "y"-Achse fortpflanzt und einer anderen orthogonalen Komponente, die sich entlang der "x"-Achse fortpflanzt, mit einem mit tb 20 bezeichneten Wert besitzt. Hierbei ist τb=lbΔnbconst/c für eine feste Fortpflanzungsverzögerung, wobei lb die Länge des beginnenden Fasersegmentes 11"" ist und Δnbconst=nxb-nyb der Differential-Brechungsindex zwischen den langsamen und schnellen Achsen derselben ist oder:
für eine feste Gruppenverzögerung. Die Verzögerung über dem Polarisator 15 von der Koppelungsstelle desselben mit der gewöhnlichen optischen Einmoden-Faser, die sich von den Koppelbereichen des Quellenkopplers 12 und des Schleifenkopplers 17 erstreckt, einschließlich irgendwelcher polarisationserhaltender optischer Faseransätze von dem Hauptteil des Polarisators 15, um Spleißungen mit diesen Kopplerfasern zu erreichen, wird fortgesetzt mit τp bezeichnet.
Eine Analyse des Systems von Figur 7, die in ähnlicher Weise, wie im Zusammenhang mit Figur 2 fortschreitet, beginnt in gleicher Weise mit einer zusammengesetzten Jones-Matrix als einem Matrixoperator, der auf den Ausdruck der elektromagnetischen Wellen einwirkt, die an der Wellen-Referenzlinie links von dem Polarisator 15 auftreten und die in Ulirzeigerrichtung durch die Spule 10 fortschreiten. Da dieser Teil des Systems in Figur 7 rechts von der Wellenlinie sich nicht von dem Teil rechts von der Wellenlinie in Figur 2 unterscheidet, kann der zusammengesetzte Matrixoperator für das System von Figur 7 mit den gleichen Einschränkungen wie zuvor wiederholt werden als:
15 Die Symbole in diesem letzten Ausdruck behalten hier die gleiche Bedeutung, die sie bei dem System von Figur 2 hatten.
Dieser letzte zusammengesetzte Matrixoperator für das System von Figur 7, der die Einflüsse der elektromagnetischen Wellen repräsentiert, die die Wellen-Referenzlinie verlassen, um durch die Spule 10 fortzuschreiten und erneut zurückzukehren, besitzt erneut einige Ausdrücke in jenen entsprechenden Produkten der Transfermatrixelemente, die benötigt wurden, um ΔφAmplTot zu ermitteln, in denen τd auftritt und einige Ausdrücke in denen dies nicht der Fall ist, wie dies bei dem System von Figur 2 der Fall war. Erneut stellen sich jene Terme in solchen Produkten, in denen τd nicht auftritt, in ihrer Summe mit Null heraus aufgrund der Gegenwart des Depolarisators 10', wenn die Verluste in der optischen Faser nach dem Polarisator 15 unabhängig von der Polarisierung sind.
Wie zuvor, müssen zum vollständigen Auffinden des Gesamt-Amplituden-Phasenfehlers ΔφAmplTot für das System, wie es an der Wellen-Referenzimle auftritt, die elektromagnetischen Wellen, die von der Quelle 11 emittiert werden, durch die 45º-Spleißung an der Emissionsfläche dieser Quelle verlaufen und weiter durch das optische Fasersegment 11"" und den Quellenkoppler 12', in diesen letzten Ausdruck eingeführt werden. Dies wird verwirklicht durch Verwendung der einzelnen Gleichungen in einer Jones-Matrix-Gleichung, die Ext) und Ey(t) auf u(t) und v(t) bezieht, aber unterschiedlich von der Matrix, wie sie für diese Wellen zuvor in der Analyse des Systems von Figur 2 benutzt wurde. Eine neue Matrix muß benutzt werden, um die Übertragung dieses optischen Wegteiles zwischen der Quelle 11 und der Wellen-Referenzlinie zu repräsentieren, welche vorgegeben ist durch:
In diesem letzten Ausdruck besitzt die Matrixkomponente [L3] in sich Elemente, welche das Verhalten der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser über ihre Erstreckung, die nicht bei der Bildung faseroptischer Komponenten beteiligt ist, repräsentieren und ebenfalls das Verhalten jener Teile dieser Faser in dem Quellenkoppler 12'. Diese Elemente verändern sich wesentlich mit der Umgebung, wie beispielsweise Veränderungen der darin vorliegenden Doppelbrechung mit Temperaturänderungen, wie dies für die Matritzen [L&sub1;] und [L&sub2;] der Fall ist, und sie besitzen allgemein die Form derselben, benutzen aber den Aufteilungsfaktor q anstelle von Pl. Die Matrixkomponente, die den Parameter τb enthält, repräsentiert das polarisationserhaltende optische Fasersegment 11"" und die verbleibende Matrixkomponente repräsentiert die 45º-Spleißung an der - Emissionsfläche der Quelle 11.
Die Produkte der Operatorelemente der zusammengesetzten Matrix in dem vorletzten Ausdruck, die benötigt werden, um ΔφAmplTot zu ermitteln, werden hier nicht wiedergegeben, da die Gesamtanalyse sehr ähnlich zu jener ist, wie sie im Zusammenhang mit dem System von Figur 2 benutzt wurde. Das Ergebnis einer solchen Analyse des Systems von Figur 7 zeigt, daß es einen komplexen Grad der Kohärenzfünktion in dem Zähler von ΔφAmplTot gibt, der erneut vernachlässigbar klein gemacht werden muß für den Zweck der Verminderung oder Eliminierung des amplitudenbezogenen Phasenfehlers,
wobei diese Funktion vorgegeben ist durch γ(τp+Mτb+Nτd). wobei M=-1 oder 1 und N=-1, 1, -2, 2, -3 oder 3.
Erneut führt die Auswertung des Nenners ΔφAmplTot-d für ΔφAmplTot zu einem sehr ähnlichen Ergebnis wie bei dem System von Figur 2, in dem ein komplexes Maß der Kohärenzfunktion vorliegt, was nachstehend angegeben wird, so daß erneut die Auferlegung des Kriteriums der Signalschwebung bei diesem System dem System von Figur 7 gestattet, den amplitudenbezogenen Phasenfehler zu vermindern oder zu eliminieren, während ebenfalls eine Signaischwebung verhindert wird. Somit gilt die Forderung, daß γ(Nτd+Qτb)=0 für N=1, -1, 2, -2, 3 und -3 und für Q=-1, 0 und 1 erfüllt ist. Ferner muß γ(τb)=O zu einem beträchtlichen Ausmaß erfüllt sein, um sicherzustellen, daß das Maß der Polarisierung der elektromagnetischen Wellen von der Quelle 11 hinreichend gering ist, um die Möglichkeit zu vermeiden, daß jene Wellen durch den Polarisator 15 zu stark blockiert werden.
Somit muß das komplexe Maß der Kohärenzfünktion der Quelle in dem Ausdruck für den Zähler von ΔφAmplTot bzw. γ*(τp+Mτb+Nτd) auf einem relativ kleinen Wert gehalten werden, indem die Ergebnisse der Kombination folgender Werte auf einem verhältnismäßig kleinen Wert gehalten werden (i) die Differenz in der Fortpflanzungszeit τp für die elektromagnetischen Wellen, die in den Transmissions- und Blockierachsen des Polarisators 15 fortschreiten, und alternativ (ii) mit jedem ganzzahligen Vielfachen M=0 ausgeschlossen) der Differenz in der Fortpflanzungszeit solcher Wellen Mτb in den "x"- und "y"-Achsen der beginnenden optischen Faser 11"", wobei jede solche Mternative ihrerseits hinzugefügt aufweist (iii) Mternativen der ganzzahligen Vielfachen (N=0 ausgeschlossen) der Differenz in der Fortpflanzungszeit Nτd für solche Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des Abschnittes 10" des Depolarisators 10'. Und um gleichzeitig Signalschwebungen zu vermeiden, muß das komplexe Maß der Kohärenzfünktion γ(Nτd+Qτb der Quelle erneut auf einem geringen Wert gehalten werden (mit Ausschluß der Situation N=O), indem die Fortpflanzungs-Zeitdifferenz τd der elektromagnetischen Wellen in den "x"- und den "y"-Achsen des Abschnittes 10" des Depolarisators 10' und bestimmte ganzzahlige Vielfache davon kombiniert alternativ mit jedem der ganzzahligen Vielfachen der Differenz in der Fortpflanzungszeit Qbrb solcher Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des Abschnittes 11"" so gewählt werden, daß sie einen kombinierten Verzögerungswert besitzen, bei dem dieses komplexe Maß der Kohärenzfiinktion vernachlässigbar klein ist. Somit werden die den Polarisationszustand bewahrenden Elemente in dem optischen Subsystem nach der Quelle 11 so gewählt, daß sie ausgewählte Fortpflanzungs-Zeitdifferenzen der Polarisationskomponenten besitzen, um die amplitudenbezogenen Phasenfehler relativ klein zu halten und Signalschwebungen zu vermeiden.
So muß der Polarisator 15 in dem System von Figur 7 erneut so gewählt werden, daß er eine bestimmte Zeitdifferenz zwischen den durchlaufenden elektromagnetischen Wellen in den Blockier- und Transmissionsachsen besitzt, und es muß die Länge der polarisationserhaltenden optjschen Faser für den Abschnitt 10" des Depolarisators 10' und zusätzlich der beginnenden optischen Faser 11"" so gewählt werden, daß sie die Gesamtverzögerungszeit zwischen den sich in den schnellen und langsamen Achsen fortpflanzenden Wellen einstellen. Diese Verzögerungszeit des Polarisators 15 und die Verzögerungen, die sich aus den gewählten Längen für die polarisationserhaltenden optischen Faserabschnitte 10" und 10"' des Depolarisators 10' und der polarisationserhaltenden optischen Faser 11"" am Beginn ergeben, müssen so gewählt sein, daß τp+Mτb+Nτd(M,N≠0) Werte entlang der Zeitverzögerungsachse, über der das komplexe Maß der Kohärenz der Quelle 11 gemessen wird, besitzen, die zwischen die Spitzenwerte dieser Funktion fallen, wo sie relativ niedrige Werte besitzt. In gleicher Weise muß die Verzögerung, die der Wahl der Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser 10" zugeordnet ist und die Verzögerung, die der Wahl der Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser 11"" zugeordnet ist, ebenfalls so gewählt werden, daß τp+Mτb+Nτd(M,N≠0) Werte entlang der Zeitverzögerungsachse besitzt, über der das komplexe Maß der Kohärenzfiinktion von der Quelle 11 gemessen wird, die gleichzeitig zwischen die Spitzenwerte dieser Funktion fallen, wo sie relativ niedrige Werte besitzt und so, daß τb Werte auf dieser Achse besitzt, bei der diese Funktion gleichzeitig ebenfalls gering ist.
Speziell muß eine Wahl der relativen Fortpflanzungs-Zeitverzögerungen der Polarisationskomponente für den Polarisator 15, die Abschnitte 10" und 10"' des Depolarisators 10' und der beginnenden Faser 11"", die in dem System von Figur 6 als befriedigend aufgefunden wurde, so getroffen werden, daß die Verzögerungszeit τp, die dem Polarisator 15 zugeordnet ist (plus irgendeine Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich hiervon zu den Spleißungen mit der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser von den Kopplern 12 und 17 erstreckt) einem Mehrfachen eines Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfünktion der Quelle entspricht, d.h. es muß gelten τp=mlτr, wobei m&sub1; eine ganze Zahl ist. In der gleichen Weise wird die Länge der beginnenden optischen Faser 11"" so eingestellt, daß es eine Verzögerung τb gibt, die dieser zugeordnet ist und die ebenfalls ein Mehrfaches eines Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfiinktion der Quelle entspricht, d.h. es muß gelten τb=m2τr, wobei m&sub2; eine ganze Zahl ist, was zu einiger Signaischwebung ftihrt, da durch das Segment 11"" nur eine teilweise Depolarisierung vorgegeben wird. Nach Erfüllung dieser Forderungen wird die relative Fortpflanzungs Zeitverzögerung der Polarisätionskomponente, die dem Abschnitt 10" des Depolarisators 10' zugeordnet ist, so eingestellt, daß sie einem Bruchteil des Verzögerungs-Zeitintervalles des komplexen Masses der Kohärenzfiinktion der Quelle entspricht, d.h. es muß gelten τd=m&sub3;τr wobei m3 ein Bruchteil ist. Die Vorgabe von m3=1/4 ist erneut eine gute Wahl, ebenso wie die Einstellung von m&sub1;=2 und m&sub2;=4. Die gleichen Betrachtungen gehen bei dem Treffen dieser Auswahl ein, wie bei der Auswahl im Zusammenhang mit dem System von Figur 2 mit der Ausnahme, daß m2 bewußt um eine ganze Zahl größer als eins gewählt wird, um bei der Verminderung der Signalschwebung zu helfen.
Eine dieser Betrachtungen beruht darauf, daß die Verluste in dem Quellenkoppler 12' und dem Schleifenkoppler 17 polarisationsabhängig sein können, was effektiv der Fall ist bei unterschiedlichen Aufteilungsverhältnissen der elektromagnetischen Wellen an den zwei Koppler-Ausgangsanschlüssen bezüglich Wellen, die an dem Eingangsanschluß des Kopplers für jede der zwei orthogonalen Wellenpolarisationen eingeführt werden. In diesem Fall werden zusätzliche Amplituden-Phasenfehlerterme von Bedeutung und treten in der Gleichung für ΔφAmplTot-as auf Solche zusätzlichen Terme hängen allgemein von dem komplexen Maß der Kohärenzflinktion γ(τp+Qτp) ab, wobei Q=0, 1 und -1. Wenn die dem Polarisator zugeordnete Verzögerungszeit τp (plus irgendeine Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich davon zu den Spleißungen mit den gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Fasern von den Kopplern 12' und 17 erstreckt) und die Verzögerungszeit τp jeweils so eingestellt werden, daß sie einem Mehrfachen eines Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzüinktion der Quelle entsprechen, so werden diese zusätzlichen Fehlerterme in den Fällen beträchtlich, wo das komplexe Maß der beteiligten Kohärenzfunktion relativ groß ist. Stellt man somit -:p auf ein Mehrfaches des Quellen-Verzögerungsintervalles und größer als eins ein, so vermindert dies wesentlich diese Fehlerquelle aufgrund der beträchtlichen Verminderung der Spitzenwerte mit anwachsenden Mehrfachen des Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzüinktion der Quelle. Erneut kann ein geeignetes Maximum für Differentialverluste zwischen den Polarisationsmoden zwischen den Ein- und Ausgängen für den Schleifenkoppler 17 eingestellt werden.
Zusätzlich erfordert im Zusammenhang mit dem System von Figur 7 das Auffinden des gesamten intensitätsbezogenen Fehlers ΔφIntenTot über der Spektralbreite von wenigstens der Quelle 11 erneut die Auswertung des allgemeinen Ausdrucks hierftir, der zuvor speziell für dieses System angegeben wurde. Dies geschieht, indem erneut die entsprechenden Transfer-Matrixelemente darin substituiert werden. Da das System rechts von der Wellenreferenzlinie in Figur 7 das gleiche wie der Teil des Systems rechts von der Wellenlinie in Figur 2 ist, gilt das gleiche Ergebnis für das System von Figur 7, wie es für das System von Figur 2 gefünden wurde. Das Leistungsverhältnis wird hier jedoch nahe bei Null liegen anstelle nahe bei eins, wie in dem System von Figur 2, aufgrund der Depolarisierung, die durch das Segment 11"" auftritt.
Das System von Figur 7 kann in einer weiteren Mternative, aber optische äquivalent verwirklicht werden, wie dies in Figur 8 gezeigt ist. Anstelle des Einsatzes des Segmentes 11"" der polarisationserhaltenden optischen Faser an der Emissionsoberfläche der Quelle 11 kann ein nunmehr mit 15' bezeichnetes Segment zwischen dem gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faseransatz von dem Kupplungsbereich des Richtungskopplers 12' und dem Polarisator 15 eingesetzt werden, wobei die Haupt-Doppelbrechungsachsen desselben gleiche Winkel mit den Ubertragungs und Blockierachsen des Pol&isators 15 bilden. Dies kann einfacher und ökonomischer sein als die Verbindung der Faser 11"" mit der Emissionsfläche wie zuvor beschrieben. Es gibt einen geringen Unterschied in dieser Anordnung in Figur 8, bei der ein polarisationserhaltender optischer Faseransatz von dem Polarisator 15 in Figur 8 mit seinen Haupt-Doppelbrechungsachsen auf die Transmissionsund Blockierachsen des Polarisators 15 ausgerichtet ist, aber unter gleichen Winkeln mit den Haupt-Doppelbrechungsachsen des polarisationserhaltenden optischen Faser- Segementes 15' verspleißt ist. Das gegenüberliegende Ende des Segmentes 15' ist mit der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser verspleißt, die sich von dem Koppler 12' erstreckt. Der zusammengesetzte Operator, der für die im Uhrzeigersinn verlaufende Welle in dem System von Figur 7 verwendet wurde, gilt erneut für die gleiche Welle in dem System von Figur 8. Algemein und im wesentlichen gelten die gleichen Analysen und die gleichen Ergebnisse, die in dem System von Figur 7 auftreten, für das System von Figur 8. Die Verzögerung τb gilt nun für die relative Verzögerung in der Polarisationskomponente des Segmentes 15'.
Zusätzlich zu den Fehlern, die bereits beschrieben wurden und denen das System von Figur 1 unterliegt, gibt es eine weitere Fehlerquelle, die in optischen Faserkreiseln oftmals angetroffen wird. Obgleich es, wie zuvor angezeigt, wenig Doppelbrechungs-Dispersion in gewickelten optischen Einzelmoden-Fasern gibt, kann diese Situation doch in einem magnetischen Feld wie beispielsweise dem Erd-Magnetfeld aufgrund des Faraday-Effektes zu einem Phasenfehler führen.
D.h. wenn polarisierte elektromagnetische Wellen mit relativ breiter Spektralverteilung in eine gewohnliche optische Einzelmoden-Faser der Spule 10 eingeführt werden, diese elektromagnetischen Wellen noch wesentlich polarisiert sind, auch dann wenn sie durch mehrere hundert Meter dieser Faser verlaufen sind. Ein solches Ergebnis beinhaltet, daß die elektromagnetischen Wellen bei allen Wellenlängen der gleichen Polarisationsänderung während der Fortpflanzung folgen.
Während der Zeit der Fortpflanzung, in der jene Wellen in der Spule 10 zirktilar polarisiert sind, führt ein gleichförmiges magnetisches Feld eine nicht-reziproke Phasenverschiebung aufgrund des Faraday-Effektes ein, d.h. durch die Änderung der Brechungsindices für rechtsdrehendes polarisiertes Licht und für linksdrehendes polarisiertes Licht aufgrund des Einflusses des magnetischen Feldes auf das Medium, in welchem die Fortpflanzung stattfindet. Die gesamte nicht-reziproke Phasenverschiebung, die sich entlang der Spule 10 ansammelt, mittelt sich zu Null, in dem Ausmaß, wie die Wellen gleiche Zeit benotigen, wenn sie rechts und links zirkular polarisiert mit und gegen das magnetische Feld wandern.
Ein solcher Zustand wird gut erfüllt bei einem interferometrischen optischen Faserkreisel unter Verwendung einer polarisationserhaltenden optischen Faser in seiner Spule mit dem Ergebnis, daß solch ein faseroptischer Kreisel ziemlich unempfindlich für magnetische Felder ist. Auf der anderen Seite führt das System von Figur 1 mit einem einzigen Depolarisator zwischen der Spule 10 und dem Schleifenkoppler 17 nicht zu einer Mittelwertbildung entlang der Spule, die die magnetische Feldempfindlichkeit unterdrückt, obgleich dieser Depolarisator die Polarisationszustände der durchlaufenden Wellen in Abhängigkeit von der optischen Wellenlänge verteilt.
Die elektromagnetischen Wellen, die den Schleifen-Richtungskoppler 17 durchlaufen, werden in Wellen im Uhrzeigersinn und Gegenuhrzeigersinn jeweils mit einem anfänglichen Polarisationszustand aufgespalten, wobei diese Polarisationszustände zu neuen Polarisationszuständen führen, wenn die Wellen in entgegengesetzten Richtungen durch den Depolarisator 10' und die Spule 10 fortschreiten. Bestimmte Teile der gegenläufigen elektromagnetischen Wellen, die die gleiche Polarisationsentwicklung durch die Spule 10 und den Depolarisator 10' erfahren, kehren zu dem Polarisator 15 in einem solchen Polarisationszustand zurück, der durch die Transmissionsachse desselben weitergereicht wird. Die anderen Teile der gegenläufigen elektromagnetischen Wellen, die unterschiedliche Polarisationsentwicklungen genommen haben, werden durch den Polarisator 15 zurückgewiesen.
Der Depolarisator 10' steuert nicht alleine die Polarisationsentwicklung der elektromagnetischen Wellen, um vorzugeben, welche durch den Polarisator 15 entlang seiner Transmissionsachse übertragen werden können, sondern er stellt auch sicher, daß nur die Hälfte jener elektromagnetischen Wellen durch ihn verlaufen. Die speziellen Wellenlängen der elektromagnetischen Wellen, die durch die Transmissionsachse des Pol&isators 15 verlaufen, verändern sich jedoch mit der Zeit, ebenso wie die spezifische Polarisationsgeschichte dieser Wellen, wobei dies auf unvermeidbare Temperaturänderungen des Depolarisators 10' und der Spule 10 zurückzuführen ist. Veränderungen in der Temperatur flihren zu unterschiedlichen Werten für τd in dem Depolarisator 10', und Temperaturänderungen in der Spule 10 führen zu einer sich ändernden Doppelbrechung, d.h. zu sich ändernden Phasenbeziehungen zwischen den Polarisationskomponenten der durchlaufenden elektromagnetischen Wellen.
Beispielsweise werden die im Uhrzeigersinn verlaufenden elektromagnetischen Wellen nach dem Durchlauf des Depolarisators 10' auf dem Weg beim Eintritt am Beginn der Spule 10 gleichmäßig in ein Paar von Polarisationszuständen aufgeteilt, die zueinander orthogonal sind. Bestimmte optische Weglängen werden in einem dieser Zustände gesendet und die verbleibenden optischen Weglängen werden in dem anderen Zustand gesendet. Da es wenig Doppelbrechungs-Dispersion in der gewickelten Einzelmoden-Faser gibt, folgen alle Wellen (d.h. alle Wellenlängen) in dem einen Zustand der gleichen Polarisationsentwicklung durch die Spule 10 und bieten sich der Transmissionsachse des Polarisators 15 an, um nachstehend den Photodetektor 13 zu erreichen. In gleicher Weise folgen alle Wellen in dem anderen Zustand der gleichen Polarisationsentwicklung durch die Spule 10 und stellen sich der Blockierachse des Pol&isators 15 dar. Irgendwo in der Spule sind Wellen in dem ersten Zustand orthogonal zu Wellen in dem anderen Zustand. Aufgrund der sich verändernden Doppelbrechung der Spule 10 über der Temperatur bestimmt die Temperaturänderung, welche von den den Depolarisator 10' verlassenden Wellen die Transmissions- oder Blockierachsen des Polarisators 15 erreichen. Somit bestimmen die durch das magnetische Feld induzierten Phasendifferenzen zwischen den gegenläufigen Wellen, die den Photodetektor 13 nach dem Durchlauf der Transmissionsachse des Polarisators 15 zu irgendeinem bestimmten Zeitpunkt erreichen, jene Wellen, die die gegenwärtig bevorzugte Polarisations-Entwicklungsgeschichte aufweisen
In gleicher Weise sind aufgrund der Reziprozität, die im Gegenuhrzeigersinn umlaufenden elektromagnetischen Wellen, die den Photodetektor 13 erreichen, den gleichen Einflüssen in der Spule 10 wie die Wellen im Uhrzeigersinn unterworfen, jedoch in umgekehrter Richtung. Somit wird die Polarisationsentwicklung der den Photodetektor 13 erreichenden Wellen sowohl für die im Uhrzeigersinn als auch im Gegenuhrzeigersinn umlaufenden Wellen festgestellt.
Infolgedessen besitzen die den Photodetektor 13 erreichenden elektromagnetischen Wellen Phasendifferenzen mit einer zeitveränderlichen Komponente. Jene elektromagnetischen Wellen, die in entgegengesetzten Richtungen durch die Spule 10 wandern, werden abwechselnd beschleunigt oder verlangsamt in bezug auf die Wellen in der entgegengesetzten Richtung mit dem gleichen Polarisationszustand bei der gleichen Wellenlänge aufgrund der Fortpflanzung mit und gegen die Richtung des magnetischen Feldes, wobei ungleiche Zeiten bei rechts und links zirkular polarisierten Zuständen benötigt werden. Die sich verändernde Wellenlänge der den Photodetektor 13 erreichenden Wellen aufgrund von sich ändernden Temperaturen bedeutet, daß Wellen, die einer Fortpflanzungsrichtung zugeordnet sind, veränderliche Phasen-Entwicklungsgeschichten beim Erreichen des Photodetektors 13 aufweisen, so daß die magnetische Feldempfindlichkeit zu einer Grunddrift in dem Ausgangssignal des Kreisels bei Umgebungsänderungen in dem Vorliegen eines magnetischen Feldes führt.
Wenn zusätzlich die Temperaturänderungen in der Spule 10 relativ rasch erfolgen, so entsteht eine weitere Quelle von nicht-reziproken Phasenverschiebungen, d.h. eine weitere Quelle ffir einen Phasenfehler, der von dem Sagnac-Effekt nicht unterscheidbar ist.
Während Zeiten solcher Temperaturänderungen verändern sich die bevorzugten Polarisationsstrecken einer jeden gegenläufigen elektromagnetischen Welle in der Spule 10. Da entsprechende Teile dieser gegenläufigen Wellen durch jeden wesentlichen Teil der Spule 10 (mit Ausnahme des Spulen-Mittelpunktes) zu unterschiedlichen Zeiten fortschreiten, wandern sie entlang unterschiedlicher bevorzugter Wegstrecken in dieser Spule auf dem Weg zu dem Polarisator 15 fort, wodurch sie eine nicht-reziproke Phasenverschiebung zwischen sich aufweisen. Dieser Phasenfehler entsteht unabhängig von den wohlbekannten Fehlern aufgrund der zeitveränderlichen Temperaturgradienten, die aufgrund der ungleichen Erwärmung und Abkühlung innerhalb des Großteils der Spule 10 auftreten.
Die Hinzufügung eines zweiten Depolarisators zwischen dem Polarisator 15 und dem Schleifenkoppler 17 stellt sicher, daß es keine bevorzugte Polarisations- Entwicklungsgeschichte in den den Photodetektor 13 erreichenden Wellen gibt, sondern daß statt dessen Beiträge aller solcher den Photodetektor 13 erreichenden Wellen die Phasendifferenz des magnetischen Feldes und die Phasendifferenz, die durch schnelle Temperaturänderungen eingeführt wird, auf Null mitteln und somit eine Drift in der Ausgangs-Grundspannung eliminieren. Die Verwendung eines Teil-Depolarisators anstelle eines vollständigen zweiten Depolarisators führt zu einer Teil-Mittelwertbildung und eliminiert somit teilweise die Drift in der Ausgangs-Grundspannung.
Ein solches System ist in Figur 9 gezeigt, wo ein weiterer Teil einer polarisationserhaltenden optischen Faser 15" als eine Einfügung zwischen dem Polarisator 15 und dem Schleifenkoppler 17 im Vergleich zu dem System von Figur 2 hinzugefügt worden ist. Der Polarisator 15 ist mit einem Teil einer polarisationserhaltenden optischen Faser dargestellt, die sich nach rechts von diesem erstreckt mit ihrer "x"-Achse auf die Transmissionsachse des Polarisators 15 ausgerichtet und mit ihrer "y"-Achse auf die Blockierachse des Polarisators 15 ausgerichtet. Der hinzugefügte polarisationserhaltende optische Fasereinsatz 15" ist mit dem Stück der sich von dem Polarisator 15 in einer 45º-Spleißung erstreckenden Faser verspleißt, so daß sich die "x"- und "y"-Haupt- Doppelbrechungsachsen des Einsatzes 15" unter gleichen Winkeln zwischen den Haupt- Doppeibrechungsachsen der sich von dem Polarisator 15 erstreckenden polarisationserhaltenden optischen Faser befinden, d.h. unter 450 Eine weitere Spleißung erfolgt zwischen dem hinzugefügten polarisationserhaltenden optischen Fasereinsatz 15" und der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser, die sich von dem Schleifenkoppler 17 erstreckt. Die anderen Bezifferungen in Figur 9 für die Einrichtungen, Ubertragungswege und Blöcke sind die gleichen wie jene, die für die entsprechenden Gegenstände in Figur 2 benutzt wurden.
Somit bildet der hinzugefügte Einsatz 15" zusammen mit der sich von dem Polarisator 15 erstreckenden polarisationserhaltenden optischen Faser in einer 45º-Spleißung einen potentiellen vollständigen zweiten Depolarisator, wobei aber dieser Einsatz alternativ konfiguriert sein kann, um tatsächlich einen Teil-Depolarisator zu bilden, wie unten gezeigt wird. Ein solcher weiterer vollständiger oder teilweiser Depolarisator wurde jedoch ebenfalls gebildet, wenn der hinzugefügte Einsatz 15" selbst mit dem Polarisator 15 verspleißt ist, so daß seine "x"- und "y"-Achsen gleiche Winkel mit der Übertragungs und Blockierachse des Polarisators 15 bilden, d.h. sich erneut unter einem Winkel von 45º voneinander befinden. Somit ist ein polarisationserhaltender optischer Faseransatz von dem Polarisator 15 vor der Spleißung mit einem hinzugefügten Einsatz 15" ein nichterforderlicher Ansatz, da in den Fällen, in denen der Ansatz nicht vorhanden ist, ein Depolarisator gebildet werden kann, indem der Polarisator 15 und der hinzugefügte Einsatz 15" in geeigneter Weise miteinander verspleißt werden. Natürlich kann ein vollständiger Depolarisator mit zwei Segmenten ähnlich dem Depolarisator 10' zwischen dem Schleifenkoppler 17 und dem Polarisator 15 eingesetzt werden, wenn ein Ansatz von dem Polarisator 15 aus einer gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser besteht.
Der hinzugefügte Einsatz 15" in dem System von Figur 9 wird mit einer solchen Länge gewählt, daß er eine Verzögerungsdifferenz τa zwischen der Polarisationskomponente einer elektromagnetischen Welle, die sich entlang der "y"-Achse fortpflanzt und einer anderen orthogonalen Komponente besitzt, die sich entlang der "x"-Achse fortpflanzt. Hier gilt τa=laΔnaconst/c für eine feste Fortpflanzungsverzögerung, wobei la die Länge des hinzugeftigten Fasereinsatzes 15" ist und Δnaconstnxa-nya der Differential-Brechungsindex zwischen den langsamen und schnellen Achsen desselben ist bzw.:
für eine feste Gruppenverzögerung. Die Verzögerung über den Polarisator 15 von dem i.ten Kopplungspunkt unmittelbar links von der Wellen-Referenzlinie und die irgendeinen polarisationserhaltenden optischen Faseransatz von dem Hauptteil des Polarisators 15 bis zum Erreichen der Spleißung mit dem hinzugefügten Einsatz 15" einschließt, wird weiterhin als τp bezeichnet.
Das Vorliegen einer weiteren Depolarisationsvorrichtung in dem System von Figur 9 aufgrund des Einschlusses des hinzugefügten Einsatzes 15" und der zugeordneten 45º-Spleißung führt zur Einführung von teilweise polarisierten elektromagnetischen Wellen in der Spule 10 bei ausgewählten Zuständen. Wenn die Länge des Einsatzes 15" so gewählt ist, daß die relative Verzögerung der Polarisationskomponente der durchlaufenden Welle einem Mehrfachen des Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfunktion von Quelle 11 entspricht, so tritt nur eine teilweise Depolarisierung auf
Dies ist erkennbar, wenn die orthogonalen Komponenten jener Wellen mit Ex und Ey angeschrieben werden und daraus die entsprechende wohlbekannte Kohärenzmatrix gebildet wird, d.h.:
Das Verhältnis der Intensität des polarisierten Teiles der Wellen zu der Intensität der Wellen insgesamt ist das Maß der Polarisierung P und kann, wie bekannt, wie folgt angeschrieben werden:
wobei det[J] die Determinante der Kohärenzmatrix ist und tr[J] das Bindeglied dieser Matrix ist. Für das System von Figur 9 kann gezeigt werden, daß das Maß der Polarisierung der elektromagnetischen Wellen, die in die Spule 10 eintreten, durch P=γ(τa) vorgegeben ist und reziprok zu dem Faktor ist, durch welche die magnetische Empfindlichkeit dieses Systems vermindert wird, wie gezeigt werden kann. Wenn somit τa mit einem Wert entsprechend dem Verzögerungsintervall des komplexen Masses der Kohärenzüinktion der Quelle gewählt wird, so daß die Funktion typischerweise einen nachfolgenden Wert von 0,01 bis 0,1 oder mehr besitzt, so wird die magnetische Empfindlichkeit entsprechend vermindert. Das System von Figur 2, bei dem die sich fortpflanzenden Wellen, die den Polarisator 15 verlassen, direkt in die Spule 10 durch den Schleifenkoppler 17 eintreten, ohne daß sich weitere optische Depolarisationskomponenten in der Wegstrecke befinden, besitzt natürlich ein Maß der Polarisation tür jene Wellen, die in die Spule 10 eintreten, der sich im wesentlichen zwischen eins und innerhalb &epsi;² bewegt.
Eine Analyse des Systems von Figur 9, die in ähnlicher Weise wie im Zusammenhang mit Figur 2 verläuft, beginnt erneut mit einer zusammengesetzten Jones-Matrix als ein Matrixoperator, der auf den Ausdruck der elektromagnetischen Wellen angewendet wird, die an der Wellen-Referenzlinie links vom Polarisator 15 auftreten und die sich in Uhrzeigerrichtung durch die Spule 10 fortpflanzen. Akzeptiert man die gleichen Beschränkungen wie zuvor, so kann der zusammengesetzte Matrixoperator für das System von Figur 9 wie folgt angeschrieben werden:
wobei erneut die mittleren drei Komponentenmatritzen in diesem letzten Ausdruck für die zusammengesetzte Übertragungsmatrix Gcw im Uhrzeigersinn zusammen den Depolarisator 10' repräsentieren.
Die zusätzlichen Matritzen, die den Verzögerungsparameter ta enthalten und die benachbarten Matritzen, die Elemente basierend auf dem Wert 1/42 enthalten, repräsentieren den Depolarisator, der gebildet wird durch die 45º-Spleißung des hinzugefügten optischen Fasereinsatzes 15" und den Polarisator 15 (oder die polarisationserhaltende optische Faser, die sich davon zu der Spleißung mit dem Einsatz 15" erstreckt). Die Komponentenmatritzen [L&sub1;] und [L&sub2;], die die Längen der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser L&sub1; und L&sub2; repräsentieren, können in der gleichen Form wie zuvor dargestellt werden. Hier erstrecken sich die Längen L&sub1; und L&sub2; wie zuvor zu jeder Seite des Depolarisators 10', wobei aber jede an der Spleißung des hinzugefügten polarisationserhaltenden Fasereinsatzes 15" beginnt und sich die gewöhnliche optische Einzelmoden-Faser von dem Schleifenkoppler 17 erstreckt.
Dieser letzte zusammengesetzte Matrixoperator für das System von Figur 9, der die Einflüsse der elektromagnetischen Wellen repräsentiert, die die Wellen-Referenzlinie verlassen, um durch die Spule 10 und erneut zurück fortzuschreiten, besitzt erneut einige Terme entsprechend jenen Produkten der Transfer-Matrixelemente, die benötigt werden, um ΔφAmplTot zu ermitteln, wobei τd darin auftritt und in einigen Termen nicht. Erneut summieren sich jene Terme in solchen Produkten zu Null, in denen td nicht auftritt, aufgrund der Gegenwart des Depolarisators 10', wenn Verluste in der optischen Faser nach dem Polarisator 15 unabhängig von der Polarisierung sind. Dieser Fall kann gezeigt werden durch Substitution in diesem letzten zusammengesetzten Matrixoperator durch eine allgemeinere Matrix [L&sub3;] anstelle der darin vorhandenen Matritzen, die die Einflüsse des hinzugefügten optischen Fasereinsatzes 15" und der 45º-Spleißung zwischen diesem Einsatz und dem Polarisator 15 (oder der sich davon zu der Spleißung erstreckenden polarisationserhaltenden optischen Faser, falls verwendet) repräsentiert. Eine solche - Substitution gilt für irgendeine Art von optischem Fasereinsatz zwischen dem Polarisator 15 und dem Schleifenkoppler 17 und gibt hierdurch ein Ergebnis von größerer Allgemeinheit vor. Eine solche Substitution führt zu einer entsprechenden verallgemeinerten zusammengesetzten Übertragungsmatrix Gcw-g, die auf die elektromagnetischen Wellen einwirkt, die die Wellen-Referenzlinie verlassen, um durch die Spule 10 und den Depolarisator 10' und zurück fortzuschreiten, d.h.:

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wobei [L&sub3;] die gleiche allgemeine Form besitzt, wie [L&sub1;] und [L&sub2;] und p&sub1; bei Abwesenheit irgendeiner Aufspaltung der durchlaufenden Wellen unterdrückt wird. Somit wird [L&sub3;] wie folgt angeschrieben.
Eine Erweiterung dieses Matrixoperators Gcw-g gestattet die Bestimmung der Elemente der zusammengesetzten Transfermatrix. Die ersten zwei werden wie folgt geftinden:
Zum Auffinden des Amplituden-Phasenfehlers ΔφIntenTot muß in dem ersten Zählerterm ΔφIntenTot-fn das Produkt gxx-g gxy-g, wie zuvor angezeigt, aufgefünden werden. Aus den vorstehenden Transferelementen der zusammengesetzten Transfermatrix Icann man erkennen, daß dieses Produkt 256 Tenne aulweist, von denen 64 den Verzögerungsparameter τd nicht enthalten.
Aufgrund der sich ergebenden Verluste, die unabhängig von der Polarisation sind (obgleich dies nicht immer in jedem Fall gilt, wie unten gezeigt), sind die Matrix [L&sub3;] und erneut die Matritzen [L&sub1;] und [L&sub2;] normiert, so daß gilt:
B&sub1;*A&sub1; + D&sub1;*C&sub1; = 0,
5A&sub2;*C&sub2; +B&sub2;*D&sub2; =0, und
A&sub3;*B&sub3; + C&sub3;*D&sub3; =0.
Unter Verwendung dieser Gleichungen besitzt das Ergebnis für das Produkt gxx-g gxy-g 64 Terme ohne τd, die sich zu Null summieren, so daß nur Terme verbleiben, in denen der Parameter τd auftritt. Ein ähnliches Ergebnis kann gezeigt werden für das Produkt gxx-g(ν) gyx-g(ν), so daß die Auswertung von ΔφIntenTot für das System von Figur 9 im wesentlichen wie bei dem System von Figur 2 fortschreiten kann. In dieser Analyse ist erneut die Beziehung zwischen den elektrischen Feldern an der Wellen-Referenzlinie und den an der Quelle 11 emittierten elektrischen Feldern diejenige, wie sie bei der Analyse des Systems in Figur 2 benutzt wurde, anstelle der Beziehung, wie sie für die Analyse des Systems von Figur 7 angegeben wurde. Im Ergebnis wird der Zähler von ΔφIntenTot für das System von Figur 9 wie folgt gefunden:
20 wobei η-1,0=η11,0=0 und die anderen Werte für ηM,N, die aus der Analyse erhalten werden, nicht wiedergegeben werden, da nur das komplexe Maß der Kohärenz der Quelle 11 in dem Zähler von ΔφIntenTot für den Zweck des Entwurfs des Systems von Figur 9 benötigt wird, der die dem System auferlegten relativen Verzögerungen der Polarisationskomponenten in seinem Argument gemäß der letzten Gleichung aulweist; um den amplitudenbezogenen Phasenfehler zu vermindern oder zu eliminieren.
Die Auswertung des Nenners ΔφIntenTot-d für ΔφIntenTot gibt ein Ergebnis für das System von Figur 9 sehr ähnlich jenem für das System von Figur 2, insofern als ein komplexes Maß der Kohärenzflinktion vorliegt, das unten angegeben wird. Erneut gestattet die Auferlegung des Signal-Schwebungskriteriums bei diesem System somit mit dem System von Figur 9 die Verminderung oder Eliminierung des amplitudenbezogenen Phasenfehlers, während eine Signaischwebung ebenfalls verhindert wird.
Das komplexe Maß der Kohärenzfunktion der Quelle in dem letzten Ausdruck γ*(τp+Mτa+Nτd) muß daher auf einem relativ kleinen Wert gehalten werden durch Wahl eines jeden Ergebnisses mit einem Wert, für den das komplexe Maß der Kohärenzfunktionfunktion vernachlässigbar klein ist, wobei kombiniert wird (i) die Differenz in der Fortpflanzungszeit τp die elektromagnetischen Wellen, die in der Transmissions- und Blockierachse des Polarisators 15 fortschreiten, alternativ mit (ii) jedem der ganzzahligen Vielfachen der Differenz in der Fortpflanzungszeit Mτa solcher Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des hinzugeftigten Einsatzes 15", wobei jede solche Mternative seinerseits hinzuftigt (iii) Mternativen der ganzzahligen Vielfachen (N=0 ausgeschlossen) der Differenz in der Fortpflanzungszeit Nτd solcher Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des Abschnittes 10" des Depolarisators 10'. Um erneut gleichzeitig eine Signalschwebτα) mit Q=-1,0,1 auf einem kleinen Wert gehalten werden (ausschließend den Fall, wo N=0), in dem die Fortpflanzungs-Zeitdifferenz τd die elektromagnetischen Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des Abschnittes 10" des Depolarisators 10' und bestimmte ganzzahlige Vielfache davon kombiniert alternativ mit jedem der ganzzahligen Vielfachen der doppelten Differenz in der Fortpflanzungszeit Q2τa solcher Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des Abschnittes 15" auf Werten gehalten wird, bei denen dieses komplexe Maß der Kohärenzfunktionfunktion in diesen anderen Fällen vernachlässigbar klein ist. Somit werden erneut die den Polarisationszustand bewahrenden Elemente auf der Schleifen- oder Spulenseite des Kopplungspunktes links von dem Polarisator 15 so gewählt, daß sie ausgewählte Fortpflanzungs-Zeitdifferenzen der Polarisationskomponente besitzen, um die amplitudenbezogenen Phasenfehler relativ klein zu halten und Signalschwebungen zu vermeiden.
Somit muß der Polarisator 15 in dem System von Figur 9 erneut so gewählt werden, daß er eine bestimmte Zeitdifferenz zwischen den sich in der Blockier- und Transmissionsachse desselben fortpflanzenden elektromagnetischen Wellen aufweist, wie dies auch für die Längen der polarisationserhaltenden optischen Faser für den Abschnitt 10" des Depolarisators 10' und nunmehr ebenfalls für den hinzugefügten Einsatz 15" der Fall sein muß, um die gesamte Verzögerungszeit zwischen den sich in den schnellen und langsamen Achsen fortpflanzenden Wellen einzustellen. Diese Zeitverzögerung des Polarisators 15 und die Verzögerungen, die sich aus den Längen ergeben, die für die polarisationserhaltenden optischen Faserabschnitte 10" und 10"' des Depolarisators 10' und den hinzugefügten polarisationserhaltenden optischen Fasereinsatz 15" ausgewählt sind, müssen dergestalt sein, daß τ+Mτa+Nτd(N≠0) Werte entland der Zeitverzögerungsachse besitzt, über der das komplexe Maß der Kohärenz der Quelle 11 gemessen wird, die zwischen die Spitzenwerte dieser Funktion fallen, wo sie relativ geringe Werte aufweist. In gleicher Weise muß die Verzögerung, die der Wahl der Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser 10" zugeordnet ist und die Verzögerung, die der Wahl der Länge des polarisationserhaltenden optischen Fasereinsatzes 15" zugeordnet ist, dergestalt sein, daß Nτd+2Qτa(N≠0) Werte entlang der Zeitverzögerungsachse besitzt, über der das komplexe Maß der Kohärenzfünktion der Quelle 11 gemessen wird, und die gleichzeitig zwischen die Spitzenwerte dieser Funktion fallen, wo sie relativ niedrige Werte besitzt.
Eine Auswahl der relativen Fortpflanzungs-Verzögerungszeiten der Polarisationskomponenten für den Polarisator 15, die Abschnitte 10" und 10"' des Depolarisators 10' und des hinzugefügten Einsatzes 15", die sich in dem System von Figur 9 als befriedigend herausstellt, liegt darin, die dem Polarisator 15 (plus irgendeine Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich davon zu einer Spleißung mit dem hinzugefügten Einsatz 15" erstreckt und plus irgendeine Länge von der gegenüberliegenden Seite des Polarisators 15 zu dem i.ten Kopplungspunkt zwischen dem Polarisator 15 und der Quelle 11) zugeordnete Verzögerungszeit τp gleich einem Mehrfachen des Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfünktion der Quelle zu machen, d.h. so einzustellen, daß τp=m&sub1;τr wobei m&sub1; ein ganzzahliges Vielfaches ist. In gleicher Weise wird die Länge des hinzugefügten optischen Fasereinsatzes 15" so eingestellt, daß eine zugeordnete Verzögerung τa ebenfalls einem Mehrfachen eines Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzffinktion der Quelle entspricht, d.h. daß gilt τa=m&sub2;τr, wobei m&sub2; eine ganze Zahl ist. Sodann wird erneut die relative Fortpflanzungs-Zeitverzögerung der Polarisationskomponente, die dem Abschnitt 10" des Polarisators 10' zugeordnet ist, so eingestellt, daß sie einem Bruchteil des Verzögerungs-Zeitintervalles des komplexen Masses der Kohärenzftjnktion der Quelle entspricht, d.h. daß gilt τd=m&sub3;τr, wobei m&sub3; ein Bruchteil ist. Erneut ist die Einstellung von m&sub3;=1/4 eine gute Wahl, ebenso wie die Einstellung von m&sub1;=2 und m&sub3;=4.
Wenn der Auslöschungskoeffizient des Polarisators 15 klein genug ist und die polarisationsabhängigen Verluste über den Längen L&sub1; und L&sub2; klein genug sind, so kann die Wahl von mi=1 und m2=2 getroffen werden (ohne ungebührliche Erhöhung des Intensitätsfehlers oder Amplitudenfehlers). Es sei vermerkt, daß mit irgendeiner dieser Auswahigruppen das Maß der Polarisierung P der elektromagnetischen Wellen, die in die Spule 10 eintreten, γ(τa=4τr oder 2τr) beträgt, so daß diese Funktion an einem Spitzenwert in der Kohärenzfünktion der Quelle ausgewertet wird und einen relativ großen Wert besitzt, typischerweise im Bereich von einigen Hunderstel bis zu einem Zehntel oder mehr für eine typische Quelle.
Wie zuvor gehen in diese Wahl die gleichen Betrachtungen ein, wie sie ähnlich im Zusammenhang mit dem System von Figur 2 gemacht wurden. Wenn somit unterschiedliche Aufteilungsverhältnisse der elektromagnetischen Wellen, die an einem Eingangskoppler oder einem Anschluß des Schleifenkopplers 17 eingeführt werden, an zwei seiner Koppler-Ausgangsanschlüsse für jede der zwei orthogonalen Wellenpolarisationen auftreten, so daß die Verluste in dem Schleifenkoppler 17 polarisationsabhängig sind, so werden zusätzliche Amplitudenphasenterme von Bedeutung und treten in der Gleichung für ΔφAmplTot-as auf, die für das System von Figur 9 erhalten werden können, aber hier nicht wiedergegeben werden. Solche zusätzlichen Terme besitzen allgemein die Form:
wobei M=1 und -1, und
Pu und Pv bleiben die Leistungen der elektromagnetischen Wellen, die entlang der orthogonalen Achsen der Quelle 11 ausgegeben werden. Die ersten zwei dieser letzten drei Gleichungen zeigen, daß die Wahl von m&sub1; =m&sub2; bei der Einstellung der Werte für τp und τa nicht getroffen werden sollte, da das Argument des zweiten komplexen Grades der Kohärenzfunktion dann einen Wert von Null für M=-1 einnehmen wurde, eine Situation, die zu Fehlern aufgrund von polarisationsabhängigen Verlusten führt, die unannehmbar groß sind.
Wenn, wie zuvor vorgeschlagen, die dem Polarisator (plus irgendeine Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich davon zu der Spleißung mit dem zugefügten optischen Fasereinsatz 15" erstreckt und plus irgendeine solche Länge einer Faser, die sich von der gegenüberliegenden Seite des Polarisators 15 zu dem i.ten Kopplungspunkt zwischen dem Polarisator 15 und der Quelle 11 erstreckt) zugeordnete Zeitverzögerung τp auf ein Mehrfaches eines Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfiinktion der Quelle eingestellt wird, dann werden diese zusätzlichen Fehlerterme beträchtlich in den Fällen, wo das komplexe Maß der Kohärenzfünktion relativ groß ist (speziell, wenn τa ebenfalls auf ein Mehrfaches eines Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfünktion der Quelle eingestellt ist). Eine Einstellung von τp auf ein Mehrfaches des Quellen- Verzögerungsintervalles und größer als eins wird somit, wie zuvor vorgeschlagen, wesentlich diese Fehlerquelle reduzieren aufgrund der beträchtlichen Verminderung in den Spitzenwerten mit anwachsenden Mehrfachen des Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfiinktion der Quelle. Ferner muß die Verlustdifferenz zwischen den zwei Polarisationsmoden in dem Koppler 17 zwischen einem Eingangsanschluß oder einer Faser und einem Ausgangsanschluß oder einer Faser in diesem Fall ebenfalls als ein geeignetes Maximum festgelegt werden.
Eine alternative Lösung bei Gegenwart von Fehlertermen aufgrund von polarisationsabhängigen Verlusten in dem optischen Subsystem von Figur 9 und einem System, welches weniger von der teueren polarisationserhaltenden optischen Faser benutzt, liegt darin, τp nicht auf ein Mehrfaches des Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfünktion der Quelle einzustellen. Setzt man statt dessen m&sub1; in rp=mirr auf eine gemischte ganze Zahl mit einem Bruchteil größer als eins wie beispielsweise auf 11/2 oder 21/2 usw. und beläßt man m&sub2; in ta=m&sub2;τr als ganze Zahl, wie beispielsweise eins, und verbleibt m&sub3; in τd=m&sub3;τr auf einem Bruchteil jedoch so gewählt, daß sich die größte Ausbeute zwischen ergebenden Verzögerungswerten und benachbarten Spitzenwerten in dem komplexen Maß der Kohärenzfünktion der Quelle ergibt, dann ist m&sub3;=7/8. Mit dieser Wahl verbleiben die Fehlerterme, die aufgrund der polarisationsabhängigen optischen Verluste entstehen, klein aufgrund der sich ergebenden Verzögerungswerte in dem entsprechenden komplexen Maß der Kohärenzfünktionen der Quelle, welche so sind, daß diese Funktionen relativ kleine Werte besitzen.
Ferner erfordert das Auffinden des gesamten intensitätsbezogenen Fehlers ΔφIntenTot für das System von Figur 9 über wenigstens der Spektralbreite der Quelle 11 erneut die Auswertung des allgemeinen Ausdruckes hierfür, der zuvor speziell angepaßt für dieses System gegeben wurde. Dies wird erreicht durch erneutes Substituieren der entsprechenden Transfer-Matrixelemente.
Erneut schreitet eine solche Analyse basierend auf Substitutionen der geeigneten Transfer- Matrixelemente sehr ähnlich zu der Analyse fort, wie sie bei der Festlegung des amplitudenbezogenen Phasenfehlers für das System von Figur 2 erfolgte. Erneut werden die Schritte dieser Analyse hier nicht wiederholt, da der auf die Intensität bezogene Phasenfehler sich als relativ unbedeutend herausstellt. Wie zuvor besitzt gerade ein einziger Term in der sich ergebenden Gleichung, die für den Intensitätsfehler gefünden wird, die Möglichkeit der Vorgabe einer Größe, die hinreichend groß sein könnte, um merkbar zu dem Gesamt-Phasenfehler beizutragen. Dieser Term besitzt folgende Form:
wobei erneut f([L&sub1;],[L&sub2;]) eine Funktion der Matrixelemente in den Matrixoperatoren [L&sub1;) und [L&sub2;] repräsentiert, die die optischen Faserlängen L&sub1; und L&sub2; entsprechend darstellen. Das Symbol Δφ repräsentiert erneut die Fehlausrichtung der 45º-Spleißung in dem Depolarisator 10' und die wirksame Fehlausrichtung, die durch die polarisationsabhängigen Verluste innerhalb der Längen L&sub1; und L&sub2; verursacht werden. Diese Spleißung in dem Depolarisator 10' besitzt erneut die Winkelbeziehung von 45º+ΔΨ
Da der Wert der Funktion, die von den optischen Faserparametern und den Längen L&sub1; und L&sub2; abhängt, erneut in der Größenordnung von eins liegt, hängt die Größe des Intensitätsfehlers von der Qualität des Polarisators 15 ab, die in der letzten Gleichung durch den Auslöschungskoeffizienten &epsi;, den Betrag des Fehlausrichtungsfehlers Δφ und die Quellen-Kohärenzfünktion γ(τa) repräsentiert wird, wobei die Polarisationskomponenten, die hierdurch repräsentiert werden, in bezug aufeinander durch die Verzögerung des hinzugefügten Fasereinsatzes 15" verzögert werden. Im Hinblick darauf, daß das Auslöschungsverhältnis für den Polarisator 15, das in der letzten Gleichung für den Intensitätsfehler auftritt, im Quadrat erscheint und ein gut ausgelegter Polarisator einen Auslöschungskoeffizienten in der Größenordnung von 60db besitzt, kann Aψ in der Größenordnung von einigen Graden liegen und trotzdem dazu führen, daß der Intensitätsfehler vernachlässigbar ist. Die Gegenwart der Quellen-Kohärenzftiriktion verstärkt diese Toleranz, da ihr typischer Wert, der zuvor mit einem Hunderstel bis zu einem Zehntel oder mehr angegeben wurde, weiter diesen Phasenfehier vom Intensitätstyp unterdrückt. Diese hinzugefügte Quelle der Fehlerunterdrückung hilft ebenfalls die Verwendung eines Polarisators mit geringerer Qualität zu ermöglichen.
In diesem letzten Ausdruck besitzen die verschiedenen Matritzen und die Symbole darin die gleiche Bedeutung, wie sie sie im Zusammenhang mit der Gleichung hatten, die auf die elektrischen Felder an der Wellen-Referenzlinie zu den elektrischen Feldern an der Quellenemission bei der Analyse des Systems von Figur 7 bezogen ist, mit der Ausnahme, daß τb die relative Verzögerung der Polarisationskomponente in der Länge 15' ist.
Folgt man den Schritten der Analyse, die zuvor allgemein für die vorangegangenen Systeme gegeben wurde, so ergibt sich der Zähler des Gesamt-Polarisations-Phasenfehlers ΔφIntenTot für das System von Figur 10B wie folgt:
wobei ξMa,Mb,0. =0 und die anderen aus der Analyse erhaltenen Werte für ξMa,Mb,N hier nicht wiedergegeben werden, da nur das komplexe Maß der Kohärenz der Quelle 11 in dem Zähler von ΔφAmplTot für den Zweck des Entwurfs des Systems von Figur 10B benötigt wird, wenn das System relativen Verzögerungen der Polarisationskomponente in ihren durch die letzte Gleichung gegebenen Argumente unterliegt, um den amplitudenbezogenen Phasenfehler zu vermindern oder zu eliminieren. In der letzten Gleichung gilt Ma= -1,0,1 und Mb = -1,0,1 und schließlich N = ±1,±2,±3.
Eine Auswertung des Zählers ΔφIntenTot-d für ΔφAmplTot ergibt erneut ein Ergebnis für das System von Figur LOB, welches demjenigen für das System von Figur 2 insofern sehr ahnlich ist als ein komplexes Maß der Kohärenzfünktion erneut in diesem vorliegt, wie dies unten wiedergegeben wird. Hier wird erneut ebenfalls das Signalschwebungskriterium an dieses System angelegt, was dem System von Figur 10B gestattet, den amplitudenbezogenen Phasenfehler zu reduzieren oder zu eliminieren, während ebenfalls eine Signalschwebung verhindert wird.
Wie das Ergebnis zuvor für das System von Figur 10B zeigt, muß das komplexe Maß der Kohärenzfünktion für die Quelle in diesem letzten Ausdruck γ*(τp+Maτa+Mbτb+Nτd) erneut effektiv auf einem relativ kleinen Wert gehalten werden, indem jedes der Ergebnisse der Kombination auf einem Wert gehalten wird, für welchen dieses komplexe Maß der Kohärenzfünktion vernachlässigbar klein ist, wobei kombiniert wird (i) die Differenz in der Fortpflanzungszeit τp für die elektromagnetischen Wellen, die in den Transmissions- und Blockierachsen des Polarisators 15 fortschreiten, alternativ (ii) mit jedem ganzzahligen Vielfachen der Differenz in der Fortpflanzungszeit Maτa solcher Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des hinzugefügten Einsatzes 15", wobei jede solche Alternative ihrerseits hinzugefügt besitzt (iii) Alternativen der ganzzahligen Vielfachen der Differenz in der Fortpflanzungszeit Mbτb solcher Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des hinzugefügten Einsatzes 15', wobei zu jeder sich ergebenden vorstehenden Alternative ihrerseits hinzugefügt werden (iv) Alternativen der ganzzahligen Vielfachen (N=0 ausgeschlossen) der Differenz in der Fortpflanzungszeit Nτd solcher Wellen in den "x"und den "y"-Achsen des Abschnitts 10" des Depolarisators 10'. Zur Vermeidung von Signalschwebung muß hier ebenfalls das komplexe Maß der Kohärenzfünktion der Quelle γ(Nτd+Qa2τa+Qb2τb), wobei Qa,Qb = -1,0,1 gleichzeitig auf einem geringen Wert gehalten werden, in dem die Ergebnisse der Kombination so ausgewahlt werden, daß ein Wert für dieses komplexe Maß der Kohärenzfünktion annehmbar klein ist, wobei die Kombination umfaßt (i) ganzzahlige Vielfache der Differenz in der Fortpflanzungszeit Nτd der Wellen in den "x"- und den "y"-Achsen des Abschnittes 10" des Depolarisators 10', alternativ (ii) jedes ganzzahlige Vielfache der Differenz in der Fortpflanzungszeit Qaτa solcher Wellen in den "x"- und den "y"-Achsen des hinzugefügten Einsatzes 15", wobei jede solche Alternative ihrerseits hinzugefügt besitzt (iii) ganzzahlige Vielfache der Differenz in der Fortpflanzungszeit Qbτb solcher Wellen in den "x"- und den "y"-Achsen des hinzugefügten Einsatzes 15'. Mit anderen Worten müssen die den Polarisationszustand bewahrenden Elemente nach der Quelle 11 zusammen so gewählt werden, daß sie ausgewählte Fortpflanzungs-Zeitdifferenzen der Polarisationskomponenten aulweisen, um die amplitudenbezogenen Phasenfehler relativ klein zu halten und eine beträchtliche Signalschwebung zu vermeiden.
Somit muß der Polarisator 15 erneut in dem System von Figur LOB (oder Figur 10A) so gewählt werden, daß er eine bestimmte Zeitdifferenz zwischen hindurchschreitenden elektromagnetischen Wellen in den Blockier- und Transmissionsachsen aufweisen muß, sowie in den Längen der polarisationserhaltenden optischen Faser für den Abschnitt 10" des Depolarisators 10', des hinzugefügten Einsatzes 15" und des hinzugefügten Einsatzes 15', um die gesamte Zeitverzögerung zwischen den durchlaufenden Wellen in den schnellen und langsamen Achsen einzustellen. Diese Zeitverzögerung des Polarisators 15 zwischen den durchlaufenden Polarisationskomponenten der Welle und den Verzögerungen, die sich in diesen Komponenten aus den Längen ergeben, wie sie für die polarisationserhaltenden optischen Faserabschnitte 10" und 10"' des Depolarisators 10' und die polarisationserhaltenden optischen hinzugefügten Fasereinsätze 15" und 15' gewählt sind, müssen so sein, daß τp+Maτa+MbτbNτd(N≠0) Werte entlang der Zeitverzögerungsachse besitzt, über der das komplexe Maß der Kohärenz der Quelle 11 gemessen wird, die zwischen die Spitzenwerte dieser Funktion fallen, wo sie relativ niedrige Werte besitzt. In gleicher Weise und gleichzeitig muß die der Auswahl der Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser 10" zugeordnete Verzögerung und die der Auswahl der Länge der polarisationserhaltenden optischen Fasereinsätze 15" und 15' zugeordnete Verzögerung so sein, daß Nτd+Qaτa+Qbτb(N≠0) Werte entlang der Zeitverzögerungsachse besitzt, über der das komplexe Maß der Kohärenzfünktion der Quelle 11 gemessen wird, die zwischen die Spitzenwerte dieser Funktion fallen, wo sie relativ niedrige Werte besitzt und so, daß τb Werte auf dieser Achse besitzt, bei welchen diese Funktion ebenfalls gleichzeitig klein ist.
Die Wahl der relativen Fortpflanzungs-Verzögerungszeiten der Polarisationskomponenten für den Polarisator 15, die Abschnitte 10" und 10"' des Depolarisators 10' und der hinzugefügten Einsätze 15" 15'),die für das System von figur 10B (und so auch für das System von figur 10A) sich als befriedigend herausgestellt hat, ist eine dem Polarisator 15 (plus irgendeine Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich von diesem zu einer Spleißung mit den hinzugefügten Einsätzen 15" oder 15' oder beiden erstreckt) zugeordnete Verzögerungszeit τp, die einem Mehrfachen des Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfunktionfunktion der Quelle entspricht, d.h. es wird eingestellt τ=m&sub1;tr, wobei m&sub1; eine ganze Zahl ist. In gleicher Weise wird die Länge des hinzugefügten optischen Fasereinsatzes 15" so eingestellt, daß eine zugeordnete Verzögerung τa vorliegt, welche ein Mehrfaches eines Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfünktion der Quelle ist, ebenso wie die Länge des hinzugeftigten optischen Fasereinsatzes 15', d.h. es wird eingestellt τa=m&sub2;τr und τb= m&sub3;τr, wobei m2 und m&sub3; ganze Zahlen sind. Mit dieser Auswahl ist die relative Fortpflanzungs-Zeitverzögerung der Polarisationskomponenten, die dem Abschnitt 10" des Polarisators 10' zugeordnet ist, erneut auf einen Bruchteil eines Verzögerungs-Zeitintervalles des komplexen Masses der Kohärenzfiinktion der Quelle eingestellt, d.h. rd τd=m&sub4;tr, wobei m&sub4; ein Bruchteil ist.
Eine gute Wahl für m&sub1; ist mit m&sub1; = 1 vorgegeben, wenn der Polarisator 15 ein Polarisator mit guter Qualität und mit einem geeignet kleinen Auslöschungskoeffizienten ist, andernfalls wird m&sub1; =2 gewählt, um diesen Verzögerungswert auf einen kleineren Spitzenwert des komplexen Masses der Kohärenzfünktion für die Quelle 11 einzustellen. Sodann wird m&sub2; =2 gewählt, wenn m&sub1; = list, aber andererseits wird m2 = 1 gewählt, wenn m&sub1; = 2 ist, so daß sich keine statthafte Summe der Verzögerungen zu Null addiert bei der Wahl von m3 =4, was erforderlich ist, um die Möglichkeit einer zu starken Blockierung der von der Quelle 11 emittierten elektromagnetischen Wellen durch den Polarisator 15 zu vermeiden, da sich τb sodann auf einem relativ geringen Spitzenwert der Quellen- Kohärenzflinktion befindet. Der Bruchteilswert von n14 wird sodann wie zuvor mit m&sub4; = 1/4 gewählt.
Mit dieser Wahl wird der Grad der Polarisierung P der in die Spule 10 eintretenden elektromagnetischen Wellen durch γ(τa = 2τr oder τr) vorgegeben, so daß diese Funktion bei einem Spitzenwert in der Quellen-Kohärenzflinktion ausgewertet wird. Somit ist dies ein relativ großer Wert, der eine wesentliche Teilpolarisierung in diesen Wellen, möglicherweise von bis zu 10% beibehält.
Erneut erhöht natürlich irgendwelche Dispersion, die über der optischen Wegstrecke von dem Quellenkoppler 12 durch die Spule 10 und zurück vorliegt, die Verzögerungen. Solche Verzögerungen können feste Verzögerungen oder Gruppenverzögerungen oder verschiedene unterschiedliche Gruppenverzögerungen mit jeweils einer in den verschiedenen entsprechenden Frequenzbändern sein und die sich ergebende Verbreiterung der Verzögerung in Verzögerungsbereiche muß zumindest bei der Feststellung der Fortpflanzungs-Zeitdifferenzen zwischen den elektromagnetischen Wellen in Rechnung gestellt werden, die durch den Polarisator 15, die Koppler 12 und 17, den polarisationserhaltenden optischen Fasereinsatz 15" oder 15' oder den Depolarisator 10' oder durch einen optisch integrierten Schaltkreis wandern, der beispielsweise τr den optischen Phasenmodulator 19 und den Schleifenkoppler 17 verwendet werden kann. Die Verzögerungsbereiche, die sich aus der Verbreiterung der Fortpflanzungs-Zeitdifferenzen aus Einzelwerten in wirksame Bereichswerte ergeben, erfordert, daß die geeigneten Verzögerungsbereiche dann auf den Spitzenwerten oder geeignetenfalls zwischen den Spitzenwerten des komplexen Masses der Kohärenzfunktionfunktion der Quelle gehalten werden müssen, um auf dem beabsichtigten Wert oder in dessen Nähe für diese Funktion gehalten zu werden. Daher gehen viele gleiche oder eng verwandte Betrachtungen in die Auswahl flir die Verzögerungswerte ein, wie sie ähnlich im Zusammenhang mit dem System von Figur 2 gemacht wurden.
Die letzte Feststellung gilt ebenfalls für die Situation, die sich ergibt, wenn polarisationsabhängige Verluste, beispielsweise wie zuvor beschrieben, in dem Schleifenkoppler 17 auftreten, so daß zusätzliche Amplitudenphasen-Fehlerterme bedeutend werden und somit in der Gleichung für ΔφAmplTot-as auftreten und die für das System von Figur 10B (und somit für Figur 10A) erhalten werden können, obgleich sie nicht explizit in dieser Analyse wiedergegeben werden. Solche zusätzlichen Terme besitzen allgemein die Form:
wobei Qa, Qb = 1, 0, 1, und
Die Symbole PU und PV repräsentieren erneut die Leistung der elektromagnetischen Welle flir die entlang der orthogonalen Achsen der Quelle 11 emittierten Wellen. Die ersten zwei dieser letzten drei Gleichungen geben vor, daß m&sub1;, m&sub2; und m&sub3; nicht bei der Vorgabe der Werte für τp, τa und τb mit gleicher Größe gewählt werden sollten, da sodann das Argument des komplexen Masses der Kohärenzfünktion in der zweiten Gleichung einen Wert von Null einnehmen könnte, welches Ergebnis zu Fehlern aufgrund der polarisationsabhängigen Verluste flihren könnte, die unakzeptierbar groß sind.
Sollten die polarisationsabhängigen Verluste zu groß sein, so gibt das komplexe Maß der Kohärenzfunktion in der Gleichung vor, daß die Verzögerung τp des Depolarisators auf einem Spitzenwert des komplexen Masses der Kohärenzfiinktion der Quelle anzuordnen ist oder auf der Verzögerungsachse weiter draußen als der Spitzenwert, um Fehler aufgrund dieser Verluste hinreichend klein zu halten. Somit müssen viele der gleichen Betrachtungen im Hinblick auf die polarisationsabhängigen Verluste in dem System von Figur 10B (und ebenso in Figur 10A) in der gleichen Weise in Rechnung gestellt werden, wie dies im Zusammenhang mit dem System von Figur 9 geschah.
Die andere Art von Phasenfehler, die dem System von Figur 10B (und somit in Figur 10A) zugeordnet ist, ist, wie in den zuvorbeschriebenen Systemen, der intensitätsbezogene Gesamtfehler ΔφIntTot über wenigstens der Spektralbreite der Quelle 11. Dies erfordert erneut die Auswertung des hierfür zuvor gegebenen allgemeinen Ausdrucks in spezifischen Termen ftir dieses System. Eine Substitution der entsprechenden Transfer-Matrixelemente in diesem Ausdruck bildet die Grundlage, um diesen Fehler aulzufinden.
Die Analyse schreitet ähnlich der Analyse fort, wie sie ftir die Feststellung des amplitudenbezogenen Phasenfehlers für das System von Figur 2 gegeben wurde, indem in dem allgemeinen Ausdruck für den Intensitätsfehler die geeigneten Transfer- Matrixelemente substituiert werden. Die Schritte dieser Analyse werden hier ebenfalls nicht wiederholt aufgrund der Ähnlichkeit mit der früheren Analyse. Wie zuvor stellt sich der auf die Intensität bezogene Phasenfehler als relativ bedeutend heraus, wobei gerade ein einziger Term in der sich ergebenden Gleichung aufgeftinden wird, für den der Fehler die Möglichkeit der Vorgabe einer Größe besitzt, die hinreichend groß ist, um beträchtlich zu dem Gesamt-Phasenfehler beizutragen. Dieser Term besitzt folgende Form;
wobei ([L&sub1;],[L&sub2;]) eine Funktion der Matrixelemente in den Matrixoperatoren [L&sub1;] und [L&sub2;] darstellt, die die optischen Faserlängen L&sub1; und L&sub2; entsprechend repräsentieren. Das Symbol Δψ repräsentiert erneut die Fehlausrichtung der 45&sup0;-Spleißung in dem Depolarisator 10' und irgendeine wirksame Fehlausrichtung, die durch die polarisationsabhängigen Verluste innerhalb der Längen L&sub1; und L&sub2; hervorgerufen werden. Hier besitzt erneut diese Spleißung im Depolarisator 10' die Winkelbeziehung von 45º-Δψ.
Erneut wird der Wert der Funktion ([L&sub1;],[L&sub2;]) in der Größenordnung von eins liegen. Infolge dessen hängt die Größe der Intensitätsfehler, wie in der letzten Gleichung gezeigt, pnmar von der Qualität des Polarisators 15 ab, wie sie in der letzten Gleichung durch den Auslöschungskoeffizienten &epsi; repräsentiert wird und dem Betrag des Fehlausrichtungsfehlers Δψ zusammen mit dem Wert der Quellen-Kohärenzfunktion γ(τa±τb), deren Polarisationskomponenten in bezug aufeinander durch die Kombinationen der Verzögerungen durch die hinzugefügten optischen Fasereinsätze 15" und 15' verzögert sind. Ein gut ausgelegter Polarisator, dessen Auslöschungskoeffizient in der Größenordnung von 60db liegt, bedeutet, daß die Abhängigkeit des Intensitätsfehlers des Polarisators klein sein wird aufgrund der Tatsache, daß der Auslöschungskoeffizient im Quadrat in der letzten Gleichung auftritt. Wenn ein solcher Polarisator verwendet wird, so kann Δψ einige Grade aufweisen, wobei der Intensitätsfehler noch vernachlässigbar bleibt. Das Vorliegen der Quellen-Kohärenzfünktion in der Intensitäts-Fehlergleichung sollte diese Toleranz verstärken, da ihr typischer Wert relativ klein sein wird in Anbetracht dessen, daß der gewählte Wert von τb auf dem vierten Spitzenwert dieser Funktion liegt und τa auf dem zweiten Spitzenwert bei der zuvor getroffenen Auswahl. Die Kohärenzfünktion als eine zusätzliche Quelle der Fehlerunterdrückung gestattet, wenn sie hinreichend klein ist, entweder die Verwendung eines Polarisators mit geringerer Qualität oder einige zusätzliche Grade der Fehlausrichtung Δψ.
Ms eine Mternative zu den Systemen von Figur 2, 6, 7, 8, 9, 10A und 10B, bei denen der Phasenmodulator 19 als ein Typ von Phasenmodulator, der die optische Faser beansprucht oder als ein Phasenmodulator in einem integrierten optischen Chip beschrieben wurde, zeigt Figur 11 einen integrierten optischen Chip 30, der benutzt wird, um nicht nur den gewünschten Phasenmodulator, sondern ebenfalls den Polarisator und den Schleifenkoppler vorzugeben, wie sie in den Systemen der Figuren 2, 6, 7, 8, 9, 10A und 10B verwendet werden und der hier ebenfalls eingesetzt werden kann. Eine solche Anordnung ist speziell nützlich in einem faseroptischen Kreisel mit geschlossener Schleife im Gegensatz zu einem faseroptischen Kreisel mit offener Schleife, wobei das letztere System lediglich das Ausgangssignal des Phasendetektors 23 verwendet, um einen direkten Hinweis auf die Drehgeschwindigkeit zu geben, die um die Sensorachse senkrecht zu der Ebene erfaßt wird, in der die Spule im wesentlichen gewickelt ist.
In dem geschlossenen Schleifensystem wird das Ausgangssignal von dem Phasendetektor 23 nach einiger Manipulation verwendet, um die Phasenänderung auf Null zu bringen, die zwischen den Wellen im Uhrzeigersinn und Gegenuhrzeigersinn, welche sich durch die Spule 10 fortpflanzen, infolge der Drehung der Spule 10 um ihre Sensorachse verursacht wird. Typischerweise wird das Rückftihrungssignal von dem Phasendetektor 23 nach verschiedenen möglichen Manipulationen in die elektromagnetischen Wellen eingeftihrt, die sich hinter dem Schleifenkoppler 17 in der Spule 10 fortpflanzen, in dem es entweder zu dem durch den Grundmodulationsgenerator 20 vorgegebenen Signal hinzuaddiert wird oder durch die getrennte Verwendung eines weiteren Phasenmodulators, der für die Einführung dieses Rückführungssignales vorgesehen ist. Im ersten Fall würde das Rückführungssignal von dem Phasendetektor 23 nach der Manipulation in das in Figur 11 gezeigte optische Subsystem an einer gestrichelten Linie 31 eingeführt und im zweiten Fall würde das Rückführungssignal an einer alternativen gestrichelten Linie 32 eingeführt.
Wenn das Rückführungssignal, das im ersten Fall an der Linie 31 vorgegeben wird, mit dem Signal von dem Grundmodulationsgenerator 20 zu kombinieren ist, so wird eine Signal-Kombinationseinrichtung 33 verwendet, der diese Signale als Eingangssignale zugeführt werden. Wenn alternativ im zweiten Fall ein getrennter Phasenmodulator gewählt wird zur Einführung des Rückführungssignales, so wird das Rückführungssignal auf der gestrichelten Linie 32 zu einem solchen zusätzlichen Phasenmodulator 34 verzweigt, der um einen Wellenleiter in dem integrierten Optikchip 30 gezeigt ist, um hierdurch die elektromagnetischen Wellen, die sich durch diesen Wellenleiter fortpflanzen, zu beeinflussen aufgrund des elektrooptischen Effektes.
Die anderen Teile des integrierten Optikchips 30 repräsentieren Gegenstücke zu den optischen Komponenten in den Systemen von den Figuren 2, 6, 7, 8, 9, 10A und 10B, wobei diese Komponenten umfassen einen Polarisator 35, eine "Y"-Verzweigung der Wellenleiter 37, um einen Schleifenkoppler zu bilden und einen Phasenmodulator 39, der ebenfalls wie der Phasenmodulator 34 auf den gleichen Wellenleiter einwirkt, wenn er benutzt wird und in gleicher Weise den elektrooptischen Effekt verwendet. Einige Arten von integrierten Optikchips erfordern keine spezielle hinzugefli gte Struktur ftir einen Polarisator, da die Wellenleiter in diesem im wesentlichen eine der orthogonalen Polarisationskomponenten dämpfen, die sich darin fortpflanzen wollen. In diesem Fall kann der Polarisator 35 in dem integrierten Optikchip 30 als nicht vorhanden angesehen werden und wird daher nur als ein Block in gestrichelten Linien in Figur 11 gezeigt.
Der Ausgang der Signalkombinationseinrichtung 33 wird, falls verwendet, zum Eingang ftir den Phasenmodulator 39. Andernfalls wird der Phasenmodulator 39 direkt von dem Grundmodulationsgenerator 20 angesteuert, wie dies durch die ausgezogene Linie gezeigt ist, die sich von dem Grundmodulationsgenerator 20 unmittelbar durch die Signalkombinationseinrichtung 33 zu dem Phasenmodulator 39 erstreckt. Wenn die Signalkombinationseinrichtung 33 verwendet wird, so muß die ausgezogene Linie, die sich durch sie erstreckt, in Figur 11 als entfernt angesehen werden.
Das in einem geschlossenen Schleifensystem zurückgeführte Signal ist üblicherweise ein Serrodyn- oder Sägezaim-Signal, da dieses Signalform das Entfernen einer konstanten Phasendifferenz aufgrund einer konstanten Eingangs-Drehrate gestattet. Eine solche Signalform besitzt einen wesentlichen Gehalt mit hoher Frequenz, und ein integrierter Optikchip wird in diesem Fall benötigt, da ein in einem solchen Chip gebildeter Phasenmodulator eine breite Bandbreite im Vergleich zu der Bandbreite eines Phasenmodulators bietet, bei dem eine Länge der optischen Faser beansprucht und entspannt wird, um die gewunschte Phasenmodulation darin vorzugeben.
Eine polarisationserhaltende optische Faser, die sich von dem Richtungskoppler 12 erstreckt, ist in Figur 11 gezeigt und gelangt zu einer Spleißung mit einer polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich von dem Wellenleiter des Chips 30 erstreckt und zu dem Polarisator 35 darin führt. An dieser Spleißung ist die "x"-Achse jeder Faser ebenso wie die "y"-Achsen jeweils aufeinander ausgerichtet. Mternativ kann die polarisationserhaltende optische Faser, die sich von dem Quellenkoppler 12 erstreckt, direkt mit dem Wellenleiter in dem Optikchip 30 verbunden sein, der zu dem Polarisator 35 darin ftihrt. in diesem Fall ist die "x"-Achse dieser Faser auf den Wellenleiter so ausgerichtet, daß die elektromagnetischen Wellen, die von dem Quellenkoppler 12 durch sie verlaufen, die Transmissionsachse des Polarisators 35 mit relativ geringem Verlust erreichen (oder auf die Transmissionsachse dieses Wellenleiters ausgerichtet ist, wenn sie einen Polarisationsmodus in dieser Achse durchreicht und den anderen orthogonalen Modus von sich aus blockiert, ohne daß ein Bedürfhis ftir den Polarisator 35 besteht).
Auf der gegenüberliegenden Seite des integrierten Optikchips 30 in Figur 11 erstreckt sich ein Paar von polarisationserhaltenden optischen Faseransätzen zu Spleißungen mit zwei weiteren polarisationserhaltenden optischen Fasersegmenten 10"" und 10v Jeder dieser Ansätze ist mit seiner "x"-Achse auf die Transmissionsachse des Polarisators 35 oder bei Abwesenheit des Polarisators auf die Wellenleiter des Chips 30 ausgerichtet. Der obere polarisationserhaltende optische Faseransatz in Figur 11 ist in einer Spleißung mit dem polarisationserhaltenden optischen Fasersegment 10"" so verbunden, daß die Haupt- Doppeibrechungsachsen des Segmentes 10"" sich unter gleichen Winkeln 450 mit den Haupt-Doppelbrechungsachsen dieses Faseransatzes befinden, der sich von dem integrierten Optikchip 30 erstreckt. Das andere Ende des optischen Fasersegmentes 10"" ist mit der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser verspleißt, die den Großteil der Spule 10 ausmacht. Die Länge des optischen Fasersegmentes 10"" führt zu einer relativen Verzögerung der Polarisationskomponente in ihr, die mit td bezeichnet ist.
In gleicher Weise ist das polarisationserhaltende optische Fasersegment 10v mit dem polarisationserhaltenden optischen Faseransatz verspleißt, der sich von dem unteren Wellenleiter des integrierten Optikchips 30 in Figur 11 erstreckt, so daß die Haupt- Doppelbrechungsachsen auf beiden Seiten der Spleißung gleiche Winkel zueinander bilden, d.h. Winkel unter 450 Das andere Ende des optischen Fasersegmentes 10v ist in einer Spleißung mit der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser verbunden, die den größten Teil der Spule 10 bildet. Die Länge des optischen Fasersegmentes 10v wird gewählt, um eine relative Verzögerung der Polarisationskomponente der durchlaufenden elektromagnetischen Wellen vozugeben, die im wesentlichen das zweifache von dem Segment 10"" beträgt und mit 2τd bezeichnet wird.
Alternativ kann das optische Fasersegment 10"" direkt mit der Kante des integrierten Optikchips 30 an dem Wellenleiter verbunden werden, der die obere Verzweigung des "Y"-Kopplers 37 in Figur 11 bildet, wobei die Haupt-Doppelbrechungsachsen des Segmentes 10"" sich jeweils unter einem gleichen Winkel in bezug auf die Polarisationsrichtung der elektromagnetischen Wellen befinden, die von diesem oberen Zweig des Wellenleiters entlang der Transmissionsachse des Polarisators 35 oder von den Wellenleitern des Chips ausgehen, wenn der Polarisator 35 nicht benötigt wird. In gleicher Weise kann das optische Fasersegment 10v ebenfalls direkt mit dem integrierten Optikchip 30 an dem unteren Wellenleiterzweig, der von dem "Y"-Koppler 37 in Figur 11 kommt, verbunden werden, wobei erneut die Doppeibrechungsachsen unter gleichen Winkeln zu der Polarisationsrichtung der elektromagnetischen Wellen ausgerichtet sind, die von dem Chip 30 entlang der Transmissionsachse dieses Wellenleiters oder von dem Polarisator 35 ausgehen. Die anderen Bezifferungen, die in Figur 11 für die verschiedenen Einrichtungen, Übertragungswege und Blöcke verwendet werden, sind die gleichen wie jene, die für die entsprechenden Gegenstände in Figur 2 verwendet wurden.
In jeder Anordnung bildet die 45º-Spleißung am linken Ende des optischen Fasereinsatzes 10"" in Wirklichkeit einen Depolarisator in Reihe mit dem oberen Zweig des "Y"-Kopplers 37. In gleicher Weise bildet das optische Fasersegment 10v einen Depolarisator in Reihe mit dem unteren Zweig des "Y"-Kopplers 37 in jeder alternativen Verbindung des optischen Fasersegmentes 10v. Die Gegenwart dieser zwei Depolarisatoren in der Spule 10 gibt eine Mittelwertbildung der Polarisationskomponenten vor, die erwünscht ist, um die Empfindlichkeit auf das äußere magnetische Feld in dem System von Figur 11 zu vermindern.
Wie zuvor vermerkt, ist ein getrennter Polarisator 35 in dem integrierten Optikchip 30 dargestellt, obgleich in einigen Aufbauten solcher Chips die Wellenleiter selbst im wesentlichen Polarisatoren sind, so daß sie im wesentlichen nur eine Polarisationskomponente durchreichen und die andere Polarisationskomponente aufgrund der Natur des Wellenleiters selbst im wesentlichen gedämpft wird. In anderen Aufbauten des integrierten Optikchips können die Wellenleiter beide orthogonalen Polarisationskomponenten unterstützen, und es wird ein Metallstreifen quer zu dem Wellenleiter als ein spezifischer Polarisator verwendet, um im wesentlichen eine der Polarisationskomponeten zu dämpfen. In jedem Fall ist jedoch, wie auch für den Polarisator 15 in den Systemen der Figuren 2, 6, 7, 8, 9, 10A und 10B, die Polarisationswirkung in dem integrierten Optikchip 30 nicht perfekt, und es wird daher eine starke Polariationskomponente entlang den Wellenleitern durchgereicht und erreicht die Spule 10, wobei es ebenfalls eine gedämpfte orthogonale Polarisationskomponente gibt, die entlang der Wellenleiter durchläuft und ebenfalls die Spule 10 erreicht. Die relative Verzögerung zwischen diesen zwei Komponenten, die von einem Kopplungspunkt zwischen dem Quellenkoppler 12 und dem integrierten Optikchip 30 zu dem "Y"-Koppler 37 fortschreiten (wobei hier der Kopplungspunkt beliebig mit einem "x" an der Spleißung unmittelbar links von der Wellen-Referenzlinie bezeichnet ist und die Verwendung eines polarisationserhaltenden optischen Faseransatzes von dem Chip 30 zu der Spleißung angenommen wird) und durch seine obere Verzweigung zu der Spleißung mit dem optischen Fasersegment 10"" wird mit τIOC-u bezeichnet. In gieicher Weise wird die relative Verzögerung der Polarisationskomponente von dem gleichen Kopplungspunkt links von dem integrierten Optikchip 30 zu dem "Y"-Koppler 37 und durch die untere Verzweigung zu der Spleißung mit dem optischen Fasersegment 10v mit τIOC-l bezeichnet.
Erneut startet eine Analyse des Systems von Figur 11, die in gleicher Weise, wie für das System von Figur 2 fortschreitet, mit einer zusammengesetzten Jones-Matrix als ein Operator für den Ausdruck der elektromagnetischen Wellen, die an der Wellen- Referenzlinie links von dem integrierten Optikchip 30 auftreten und in einer von zwei entgegengesetzten Richtungen durch die Spule 10, hier in Uhrzeigerrichtung, fortschreiten. Akzeptiert man die gleichen Beschränkungen wie zuvor, so kann erneut der zusammengesetzte Matrixoperator für das System von Figur 11 wie folgt angeschrieben werden:
wobei die Matrix [Lc] die Länge der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser in der Spule 10 von den Spleißungen mit dieser Faser und den Fasersegmenten 10"" und 10v reprasentiert. Wie zuvor besitzt diese Matrix die allgemeine Form:
Da sich der Phasenmodulator bzw. die Modulatoren nunmehr in dem integrierten Optikchip 30 befinden, repräsentiert die Matrix [Lc] nur diese Länge der Faser.
Vier der anderen Matritzen in der zusammengesetzten Matrix für Gcw besitzen einen entsprechenden Verzögerungsparameter, durch den vorgegeben wird, welche Komponente oder welcher Teil des Systems von Figur 11 durch ihn repräsentiert wird. Die verbleibenden zwei Matritzen, die jeweils 1 2 mit dem einen oder anderen algebraischen Vorzeichen als ihre Elemente aulweisen, repräsentieren die 45&sup0;-Spleißungen bezüglich der optischen Fasersegmente 10"" und 10v. Der Parameter Pl repräsentiert erneut die Aufteilung der elektromagnetischen Wellen zwischen den Wellenleitern in dem Schleifen- Richtungskoppler 37 und die Verluste darin.
Wie zuvor besitzt diese letzte zusammengesetzte Matrixoperator für das System von Figur 11 einige Terme in jenen Produkten der entsprechenden Transfer-Matrixelemente, die benötigt werden, um ΔφAmplTot zu bestimmen und in denen τd auftritt und einige Terme, in denen dieser Parameter nicht erscheint. Jene Terme in solchen Produkte, in denen τd nicht auftritt, summieren sich erneut zu Null aufgrund des Vorliegens der Depolarisatoren, die den optischen Fasersegmenten 10"" und 10v zugeordnet sind, wenn die Verluste in der Spule 10 und den optischen Fasersegmenten 10"" und 10v unabhängig von der Polarisation sind. Diese Schlußfolgerungen ergeben sich in der gleichen Weise, wie die ähnlichen Schlußfolgerungen für die Systeme von Figur 2 und 9 und werden daher hier nicht aufgeflihrt. Die Verluste durch den optischen integrierten Schaltkreischip 30 sollen natürlich polarisationsabhängig sein und den "Y"-Koppler 37 umfassen, da der Chip als der Polarisator des Systems wirkt.
Die Produkte der zusammengesetzten Matrix-Operatorelemente, die benotigt werden, um zu bestimmen, werden hier nicht wiedergegeben, da die Analyse ganz hnlich zu jener ist, wie sie im Zusammenhang mit dem System von Figur 2 verwendet wurde. Das Ergebnis einer solchen Analyse des Systems von Figur 11 zeigt, daß es eine Summe gibt, die das komplexe Maß der zwei Kohärenzfunktionen in dem Zähler von ΔφAmplTot beinhaltet, die jeweils vernachlässigbar klein gemacht werden müssen, um den amplitudenbezogenen Phasenfehler zu vermindern oder zu eliminieren, wobei diese Funktionen vorgegeben sind durch γ(τIOC-u-Nτd) und γ(τIOC-l-Mτd) mit N=-3, -2, -1, 1, 2 oder 3 und M=-3, - 1, 1 oder 3. Erneut ergibt die Auswertung des Nenners ΔφAmplTot für ΔφAmplTot ein Ergebnis, das sehr ähnlich zu dem für das System von Figur 2 ist, wobei erneut die Auferlegung des Kriteriums der Signaischwebung bei diesem System es dem System von Figur 11 gestattet, den amplitudenbezogenen Phasenfehler zu vermindern oder zu eliminieren, während ebenfalls eine Signalschwebung verhindert wird.
Somit muß das komplexe Maß der gerade gegebenen Kohärenzüinktionen jeweils relativ kleingehalten werden durch Auswahl der Summen auf Werten, ftir die diese Funktionen vernachlässigbar klein sind, wobei die Summen umfassen (i) die Differenz in den Fortpflanzungszeiten τIOC-u oder τIOC-l für die elektromagnetischen Wellen, die in den Transmissions- und Blockierachsen des integrierten Optikchips 30 in den oberen und unteren Wellenleiterzweigen fortschreiten (ob durch den Polarisator 35 oder die Wellenleiter festgelegt) plus alternativ (ii) die entsprechenden ganzzahligen Vielfachen (N=0 und M=0 ausgeschlossen) der Differenz in der Fortpflanzungszeit solcher Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des Segmentes 10"". Um gleichzeitig ebenfalls eine Signalschwebung zu vermeiden, muß das komplexe Maß der Kohärenzfiinktion der Quelle γ(Nτd) auf einem kleinen Wert gehalten werden (ausgeschlossen der Fall mit N=0), indem die Fortpflanzungs-Zeitdifferenz τd der elektromagnetischen Wellen in den "x"- und den "y"-Achsen des Segmentes 10"" mit solchen Werten gewählt wird, daß diese Funktion vernachlässigbar klein ist.
Somit muß der integrierte Optikchip 30 in dem System von Figur 11 durch seine Größe und den Wellenleiteraufbau so gewählt werden, daß er eine bestimmte Zeitdifferenz zwischen den sich hindurchpflanzenden elektromagnetischen Wellen in den Blockier- und Transmissionsachsen ebenso wie die Länge des polarisationserhaltenden optischen Fasersegmentes 10"" aulweist, um die Gesamt-Verzögerungszeit zwischen den sich in der schnellen und langsamen Achse fortpflanzenden Wellen einzustellen. Diese Verzögerungszeit des Chips 30 und die Verzögerungen, die sich aus den gewählten Längen für die polarisationserhaltenden optischen Faserabschnitte 10"" und 10v ergeben, müssen dergestalt sein, daß τIOC-u + Nτd und τIOC-1 + Nτd (N≠0) Werte entlang der Zeitverzögerungsachse besitzen, über der das komplexe Maß der Kohärenz der Quelle 11 gemessen wird, die zwischen die Spitzenwerte dieser Funktion fallen, wo sie relativ niedrige Werte besitzt. In gleicher Weise muß die Verzögerung, die der Auswahl der Länge der polarisationserhaltenden optischen Faser 10" zugeordnet ist, dergestalt sein, daß Nτd(N≠0) Werte besitzt entlang der Zeitverzögerungsachse, über welcher das komplexe Maß der Kohärenzfunktion der Quelle 11 gemessen wird, die gleichzeitig zwischen die Spitzenwerte dieser Funktion fallen, wo sie relativ niedrige Werte besitzt.
In dieser Hinsicht wird die Größe des integrierten Optikchips 30 (oder des Chips 30 plus geeignete polarisationserhaltende optische Faseransätze von den Wellenleitern darin), soweit die relativen Verzögerungen der Polarisationskomponenten den Wellenleiteraufbau darin vorgeben, für das System von Figur 11 so gewählt, daß τIOC-u und τIOC-1 jeweils ein Mehrfaches eines Verzögerungsintervalles betragen, d.h. es gilt τIOC-u =m1τr und τIOC-1 =m&sub2;τr. Erneut wird sodann τd als ein Bruchteil eines Verzögerungsintervalles gewählt, d.h. es gilt τd=m&sub3;τr, wobei m3 einen Bruchteil darstellt mit m3=¹4 als einem geeigneten Wert.
Typischerweise können m&sub1; und m&sub2; jeweils auf den Wert 2 eingestellt werden, um sicherzustellen, daß der amplitudenbezogene Phasenfehler hinreichend vermindert wird, obgleich Schwierigkeiten, die bei der obigen Analyse nicht abgedeckt werden, auftreten, wenn einige optische Verluste gänzlich unabhängig von der Polarisierung sind. Wenn Verluste in dem System von Figur 11 von der Polarisierung abhängig sind, so werden zusätzliche Amplituden-Phasenfehlerterme bedeutend und treten in der Gleichung für ΔφAmplTot-as auf, die für das System von Figur 11 erhalten werden können, aber hier nicht wiedergegeben werden. Solche zusätzlichen Terme besitzen allgemein die Form:
und
Wenn die Verzögerungszeiten τIOC-u und τIOC-1, die den oberen und unteren Wellenleiterzweigen des Chips 30 zugeordnet sind, auf ein Mehrfaches eines Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfunktion der Quelle eingestellt werden, wie dies zuvor vorgeschlagen wurde, so sind diese zusätzlichen Fehlerterme von Bedeutung in den Fällen, wo das komplexe Maß der beteiligten Kohärenzfunktion relativ groß ist. Die Einstellung der Verzögerungszeiten τ Ψ-θ und τIOC-1 auf ein Mehrfaches des Wellen-Verzögerungsintervalles und größer als eins wird somit wesentlich diese Fehlerquelle vermindern aufgrund der beträchtlichen Abschwächung der Spitzenwerte mit anwachsenden Mehrfachen des Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfunktion der Quelle.
Das System von Figur 11 kann ebenfalls den Phasenfehler vom Intensitätstyp zeigen, wie er zuvor allgemein aufgefunden wurde, und das Auffinden des intensitätsbezogenen Gesamtfehlers ΔφIntenTot über wenigstens der Spektralbreite der Quelle 11 erfordert erneut die Auswertung des hierfür angegebenen Ausdruckes, jedoch speziell für dieses System. Dies wird erreicht indem erneut die entsprechenden Transfer-Matrixelemente in diesem substituiert werden.
Wie zuvor schreitet eine solche Analyse basierend auf Substitutionen der geeigneten Transfer-Matrixelemente sehr ähnlich entsprechend der Analyse fort, wie sie bei der Bestimmung des amplitudenbezogenen Phasenfehlers für das System von Figur 2 erfolgte. Erneut werden hier die Schritte in dieser Analyse nicht wiederholt, da sich der auf die Intensität bezogene Phasenfehler als relativ unbedeutend herausstellt. Erneut besitzt nur ein einziger Term in der sich ergebenden Gleichung für den Intensitätsfehler das Potential für eine Größe, die hinreichend groß sein könnte, um merkbar zu dem Gesamt-Phasenfehler beizutragen. Dieser Term besitzt die Form:
wobei &epsi; das Auslöschungsverhältnis für den Polarisationseffekt in dem Chip 30 ist, unabhängig davon, ob dieser auf einer spezifischen Polarisatorstruktur 35 oder den anhaftenden Polarisationseigenschaften der Wellenleiter in dem Chip 30 beruht.
Somit wird die Größe des Intensitätsfehlers von der Qualität des Polarisators 35 abhängen (oder von der anhaftenden Polarisierung der Wellenleiter in dem Chip 30), die in der letzten Gleichung durch den Auslöschungskoeffizienten &epsi; reprasentiert wird und von der Quellen-Kohärenzfunktion γ(τIOC-u-τIOC-1), wobei die hierdurch repräsentierten Polarisationskomponenten eine Differenz in den relativen Verzögerungen der Polarisationskomponente durch die oberen und unteren Zweige der Wellenleiter in dem Chip 30 besitzen. Da das Auslöschungsverhältnis für den Polarisator 35 (oder die Wellenleiter des Chips 30) in der letzten Gleichung für den Intensitätsfehler im Quadrat auftritt, weist ein gut ausgelegter Polarisator mit einem Auslöschungskoeffizienten in der Größenordnung von 60db einen vernachlässigbaren Intensitätsfehler auf Das Vorliegen der Quellen-Kohärenzfunktion kann diese Toleranz verstärken, wenn die relativen Verzögerungen der Polarisationskomponenten in dem oberen und unteren Zweig sich beträchtlich voneinander unterscheiden, da diese Funktion in einem Wertebereich zwischen Hunderstel und einem Zehntel liegen kann und bei der Unterdrückung dieses Phasen-Intensitätsfehlers weiter mitwirkt. Diese hinzugefügte Fehler- Unterdrückungsquelle gestattet ebenfalls die Verwendung eines Polarisators mit geringerer Qualität.
Als eine Alternative zu dem System von Figur 11, die für einen geschlossenen Schleifenbetrieb von dem integrierten Optikchip 30 Gebrauch macht, kann das polarisationserhaltende optische Fasersegment 10v zu der gegenüberliegenden Seite der Spule 10 verschoben werden, um in einer 45ºSpleißung mit dem polarisationserhaltenden optischen Fasersegment 10"" verspleißt zu werden. Dies führt effektiv zu einem einzigen Depolarisator auf der Spulenseite des Schleifenkopplers 17 anstelle von zwei wirksamen Depolarisatoren, wie bei dem System von Figur 11. Ein solches System ist in Figur 12 gezeigt, wo dieses verschobene polarisationserhaltende Fasersegment, das mit dem Segment 10"" verspleißt ist, nunmehr mit 10v, bezeichnet ist. Die anderen Bezifferungen, die für die Einrichtungen, Übertragungsstrecken und Blöcke in dem System von Figur 12 verwendet werden, sind die gleichen, wie sie für die entsprechenden Gegenstände in dem System von Figur 11 verwendet wurden. Das verbleibende Ende der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser in der Spule 10, die früher mit dem Fasersegment 10v verspleißt war, wird sodann direkt an die Kante des integrierten Optikchips 30 angestoßen oder mit diesem verspleißt, wobei dies an dem Wellenleiter erfolgt, der den unteren Zweig von dem "Y"-Koppler 37 in Figur 12 bildet oder alternativ mit einer Ansatzlänge der polarisationserhaltenden optischen Faser, die sich von dem unteren Wellenleiter des integrierten Optikchips 30 erstreckt.
Das polarisationserhaltende optische Fasersegment 10v, ist somit mit dem polarisationserhaltenden optischen Fasersegment 10"" so verspleißt, daß die Haupt- Doppelbrechungsachsen jeweils auf gegenüberliegenden Seiten der Spleißung gleiche Winkel von 45º miteinander bilden. Erneut ist das Segment 10"" mit seinem gegenüberliegenden Ende mit der gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser verspleißt, die den größten Teil der Spule 10 bildet. Das Segment 10"" besitzt eine Länge, die zu einer relativen Verzögerung τd der sich in dem System von Figur 11 durchpflanzenden orthogonalen Polarisationskomponenten führt.
Das entgegengesetzte Ende des optischen Fasersegmentes 10v, kann erneut mit einem polarisationserhaltenden optischen Faseransatz verspleißt sein, der sich von dem oberen Wellenleiter des integrierten Optikchips 30 in Figur 12 erstreckt, und eine solche Spleißung kann mit irgendeinem Winkel θ zwischen den Haupt-Doppelbrechungsachsen in den zwei polarisationserhaltenden optischen Faserteilen aufjeder Seite dieser Spleißung erfolgen. Alternativ kann das gleiche Ende des optischen Fasersegmentes 10v, direkt an die Kante des integrierten Optikchips 30 angestoßen oder mit diesem verspleißt werden, wobei dies an dem Wellenleiter erfolgt, der den oberen Zweig des "Y"-Kopplers 37 in Figur 12 bildet. Diese Verbindung kann unter irgendeinem Winkel θ in bezug auf die Polarisationsrichtung der elektromagnetischen Wellen erfolgen, die von diesem oberen Zweig des Wellenleiters austreten, d.h. unter irgendeinem Winkel in bezug auf die Übertragungsachse des Polarisators 35 oder des polarisierenden Wellenleiters ohne Gegenwart des Polarisators 35. Als eine weitere Alternative kann der Ansatz von dem integrierten Optikchip 30 zu dem optischen Fasersegment 10v, vorgegeben werden unter Verwendung einer gewöhnlichen optischen Einzelmoden-Faser anstatt der polarisationserhaltenden optischen Faser in diesem Ansatz.
Die Verzögerung τIOC-u zwischen den orthogonalen Polarisationskomponenten der in dem oberen Wellenleiterzweig in dem Chip 30 fortschreitenden elektromagnetischen Wellen wird gemessen von dem Kopplungspunkt links von dem Chip 30 bis zu der Kante des Chips 30, an welcher das optische Fasersegment 10v, Licht von diesem Chip empfängt. Wenn alternativ ein polarisationserhaltender optischer Faseransatz in dem System von Figur 12 im Zusammenhang mit dem oberen Zweig des Kopplers 37 verwendet wird, wie dies bei dem System von Figur 11 geschah, so wird sodann die Verzögerung über einer Wegstrecke gemessen, die sich zu der Spleißung dieses Ansatzes mit dem Segment 10v, erstreckt. Das Segment 10v, ist zweimal so lang wie das Segment 10"" und besitzt eine relative Verzögerung der Polarisationskomponente von 2τd.
In jedem Fall wird ein einziger Depolarisator in Nachbarschaft des oberen Zweiges des Kopplers 37 mit den optischen Fasersegmenten 10"" und 10v, gebildet. Die Verwendung eines solchen einzigen Depolarisators in der Spule 10, die mit dem Chip 30 verwendet wird, führt dazu, daß depolarisierte elektromagnetische Wellen in diese Spule eingeführt werden. Die Empfindlichkeit des Systems von Figur 12 auf externe magnetische Felder wird jedoch nicht länger unterdrückt, wie dies für das System von Figur 11 der Fall war.
Wie zuvor startet eine Analyse des Systems von Figur 12, die in der gleichen Weise wie ftir das System von Figur 2 fortschreitet, mit einer zusammengesetzten Jones-Matrix als einem Operator, der auf den Ausdruck für die elektromagnetischen Wellen einwirkt, die an der Wellen-Referenzlinie links von dem integrierten Optikchip 30 auftreten. Akzeptiert man erneut die gleichen Einschränkungen wie zuvor, so kann der zusammengesetzte Matrixoperator für das System von Figur 12 wie folgt angeschrieben werden: wobei die mittlere Reihe der multiplizierten Matritzen den Depolarisator darstellt.
Die anderen Matritzen in diesem zusammengesetzten Matrixoperator sind Komponenten in dem System von Figur 12 durch die entsprechenden Verzögerungsparameter oder Längen, die darin auftreten, zugeordnet mit der Ausnahme der den Winkel θ betreffenden Matrix. Dieser Winkel ist der zuvor angegebene Winkel zwischen den Doppelbrechungsachsen des optischen Fasersegmentes 10v, und jenen eines polarisationserhaltenden optischen Faseransatzes, der sich von dem oberen Wellenleiter des Kopplers 37 in dem integrierten Optikchip 30 wie in Figur 11 erstreckt, oder mit der Polarisationsrichtung der Wellen, die von diesem Wellenleiter ausgehen, bei Abwesenheit eines solchen Ansatzes, wenn das Segment 10v, direkt mit dem Chip 30 verspleißt ist. Erneut wird diese Polarisationsrichtung entweder durch den Polarisator 35 oder die anhaftende Polarisationsrichtung der Wellenleiter in dem Chip 30 bei Abwesenheit des Polarisators 35 aufgrund der polarisierenden Wirkung dieser Wellenleiter eingestellt. Die gewöhnliche optische Einzelmoden-Faser der Spule 10 von der Spleißung mit dem Segment 10"" zu der Spleißung mit dem unteren Wellenleiterzweig des Chips 30 oder mit irgendeinem polarisationserhaltenden Ansatz hiervon, wird erneut durch die Matrix [Lc] repräsentiert, ohne daß irgendwelche anderen optischen Komponenten hierdurch dargestellt werden.
Erneut besitzt dieser letzte zusammengesetzte Matrixoperator für das System von Figur 12 einige Tenne in jenen Produkten der entsprechenden Transfer-Matrixelemente, die für die Bestimmung von ΔφAmplTot benötigt werden und in denen τd auftritt und einige Tenne, in denen diese Werte nicht auftreten. Wie zuvor summieren sich jene Terme in solchen Produkten, in denen τd nicht auftritt, erneut zu Null aufgrund des Vorliegens des Depolarisators in der Spule 10, wenn die Verluste in dem integrierten Optikchip 30, der Spule 10 und den optischen Fasersegmenten 10"" und 10v, unabhängig von der Polarisation sind. Die Situation bezuglich der von der Polarisation unabhängigen Verluste in der Spule 10 und dem Chip 30 ist im wesentlichen die gleiche in dem System von Figur 12, wie in dem System von Figur 11.
Aufgrund der Ahnlichkeit mit der Analyse, wie sie für das System von Figur 2 benutzt wurde, werden die Produkte der zusammengesetzten Matrix-Operatorelemente, die für die Auswertung von ΔφAmplTot für das System von Figur 12 benötigt werden, hier nicht wiedergegeben. Das Ergebnis einer solchen Analyse des Systems von Figur 12 zeigt, daß es erneut eine Summe gibt, die das komplexe Maß von zwei Kohärenzfunktionen in dem Zähler von ΔφAmplTot beinhaltet, von denen jede vernachlässigbar klein gemacht werden muß, um den amplitudenbezogenen Phasenfehler zu vermindern oder zu eliminieren. Diese Funktionen sind für den größten Teil ebenso wie für das System von Figur 11 durch γ(τIOC-u+Mτd) und γ(τIOC-1+Mτd) vorgegeben, wobei N und M -3, -2, -1, 1, 2, oder 3 entsprechen. Die Einstellung von θ=0º macht jedoch das Segment 10v, (und irgendeinen polarisationserhaltenden optischen Faseransatz zwischen dem Chip 30 und diesem Segment) tatsächlich zu einem Ansatz des oberen Wellenleiters in dem Chip 30 mit dem Ergebnis, das dieses komplexe Maß der Kohärenzfunktionen sich darstellt als γ(τIOC-u+Nτd), wobei N=- 1, 0 oder 1 und als γ(τIOC-1+(Mτd), wobei M=- 1, oder 1.
Bei dieser Situation für den Winkel θ=0 verändert sich in gleicher Weise ebenfalls die Bestimmung des Nennerterms ΔφAmplTot-d, welcher Wert andernfalls allgemein zu einem Ergebnis führen würde, ähnlich jenem für die Systeme von Figur 2 und 11. D.h. die "x"-Achse des optischen Fasersegmentes 10v, ist auf die Polarisation der elektromagnetischen Wellen ausgerichtet, die von dem Chip 30 ausgehen oder mit irgendeiner der Haupt-Doppelbrechungsachsen irgendeines polarisationserhaltenden optischen Faseransatzes zwischen dem Chip 30 und dem Segment 10v,. Bei dieser Ausrichtung besitzt der Nennerterm das komplexe Maß der Kohärenzfunktion von 7(td) anstelle einer Funktion, die relative Verzögerungen der Polarisationskomponente in Abhängigkeit von Mehrfachen von τd aufweist.
Wie zuvor für das System von Figur 11 muß das komplexe Maß der Kohärenzfunktionen ftir den Zähler, wie er gerade zuvor für das System von Figur 12 angegeben wurde, jeweils relativ kleingehalten werden; indem die Summe der Kombination auf Werten gehalten wird, für welche dieses komplexe Maß der Kohärenzfunktionen vernachlässigbar klein ist, wobei die Kombination umfaßt (i) die Differenz der Fortpflanzungszeiten τIOC-u oder τIOC-1 für die in der Transmissions- und Blockierachse des integrierten Optikchips 30 fortschreitenden elektromagnetischen Wellen kombiniert mit (ii) der Differenz in der Fortpflanzungszeit solcher Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des Segmentes 10"" (außer in dem Fall von N=0, wo gerade τIOC-u dieses Kriterium erfüllen muß). Um ebenfalls Signalschwebungen gleichzeitig zu vermeiden, muß das komplexe Maß der Kohärenzfunktion γ(τd) auf einem kleinen Wert gehalten werden, indem die Fortpflazungs- Zeitdifferenz τd der elektromagnetischen Wellen in den "x"- und "y"-Achsen des Segmentes 10"" mit solchen Werten gewählt wird, daß dieses komplexe Maß der Kohärenzflinktion vernachlässigbar klein ist.
Diese Anforderungen geben einen Vorteil für das System von Figur 12 in dem Fall vor, wo θ-0º ist, da weniger relative Verzögerungswerte der Polarisationskomponenten zwischen benachbarten Spitzenwerten in dem komplexen Maß der Kohärenzfunktion der Quelle angeordnet werden müssen. Ein solches Ergebnis steht im Gegensatz zu den relativ vielen Verzögerungswerten, die zwischen solchen Spitzenwerten in den Systemen der Figuren 2, 6, 7, 8, 9, 10A, 10B und 11 angeordnet werden müssen. Diese Anordnung von weniger Verzögerungen zwischen benachbarten Spitzenwerten dieser Funktion kann leichter verwirklicht werden, da weniger Bedingungen durch ein solches System erfüllt werden müssen, um die Fehler befriedigend zu vermindern.
Somit muß wie zuvor der integrierte Optikchip 30 in dem System von Figur 12 durch seine Größe und Wellenleiterkonstruktion ausgewählt werden, um eine bestimmte Zeitdifferenz zwischen den in der Blockier- und Transmissionsachse durchlaufenden elektromagnetischen Wellen vorzugeben, was ebenfalls für die Länge der polarisationserhaltenden optischen Fasersegmente 10"" und 10v, gilt, um die Gesamt- Verzögerungszeit der sich in den schnellen und langsamen Achsen fortpflanzenden Wellen einzustellen. Diese Zeitverzögerung des Chips 30 und die sich aus den Längen ergebenden Verzögerungen, die für die polarisationserhaltenden optischen Faserabschnitte 10"" und 10v, gewählt sind, müssen dergestalt sein, daß τIOC-uNτd und τIOC-1Mτd Werte entlang der Zeitverzögerungsachse besitzen, über der das komplexe Maß der Kohärenz der Quelle 11 gemessen wird, die zwischen die Spitzenwerte dieser Funktion fallen, wo sie relativ niedrige Werte besitzt.
Hiernach wird die Größe des integrierten Optikchips 30 (oder des Chips 30 plus geeignete polarisationserhaltende optische Faseransätze von den Wellenleitern) insoweit die relativen Verzögerungen der Polarisationskomponenten im Aufbau des Wellenleiters vorgeben und für das System von Figur 12 mit θ≠0º gewählt, sodaß τIOC-u und τIOC-1 jeweils einem Mehrfachen eines Verzögerungsintervalles entsprechen (unter der Annahme, daß die Intervalle gleiche Dauer aufweisen) bzw. daß gilt τIOC-u=m&sub1;τr und τIOC-1=m&sub2;τr. Wie zuvor wird sodann τd als ein Bruchteil eines Verzögerungsintervalles ausgewählt bzw. τd=m&sub3;τr, wobei m&sub3; ein Bruchteil ist und m3=¼ ein gute Wahl in dem Fall von θ≠0º darstellt. Erneut werden m&sub1; und m&sub2; jeweils auf zwei eingestellt, um sicherzustellen, daß der amplitudenbezogene Phasenfehler hinreichend vermindert wird, obgleich unberücksichtigte Schwierigkeiten bei der obigen Analyse auftreten.
In dem Fall von θ-0, wächst τIOC-2 effektiv an, um die relative Verzögerung der Polarisationskomponente des Segmentes 10v, zu umfassen. Unter diesen Umständen ist eine gute Wahl für τIOC-u ein ganzzahliges Vielfaches eines Verzögerungsintervalles plus oder minus einem Viertel eines solchen Intervalles, wobei τIOC-1 ein ganzzahliges Vielfaches eines solchen Verzögerungsintervalles beträgt. Erneut wird τd als ein Bruchteil eines Verzögerungsintervalles und hier mit der Hälfte eines solchen Intervalles gewählt. Das ganzzahlige Vielfache, das der Auswahl von τIOC-u und τIOC-1 zugeordnet ist, kann erneut größer als eins gewählt werden, um sicherzustellen, daß der amplitudenbezogene Fehler hinreichend klein ist.
Wie in dem System von Figur 11 können einige der optischen Verluste in dem System von Figur 12 polarisationsabhängig sein, so daß erneut zusätzliche amplitudenbezogene Phasenfehlerterme Bedeutung erhalten und in der Gleichung für ΔφAmplTot-as auftreten, die für das System von Figur 12 erhalten werden können, obgleich sie hier nicht wiedergegeben werden. Der dominierende zusätzliche Term besitzt die Form:
für jeden Wert von θ.
Wenn, wie zuvor angezeigt, die Verzögerungszeit τIOC-1, die dem unteren Wellenleiterzweig des Chips 30 zugeordnet ist, auf ein Mehrfaches eines Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfunktion der Quelle eingestellt wird, wie zuvor vorgeschlagen, so wird der zusätzliche Fehlerterm in den Fällen beträchtlich, wo das komplexe Maß der beteiligten Kohärenzfunktion relativ groß ist. Die Einstellung der Verzögerungszeit τIOC-1 auf ein Mehrfaches des Quellen- Verzögerungsintervalles und größer als eins wird somit diese Fehlerquelle beträchtlich reduzieren aufgrund der beträchtlichen Verminderung der Spitzenwerte mit anwachsenden Mehrfachen des Verzögerungsintervalles in dem komplexen Maß der Kohärenzfunktion der Quelle.
Das System von Figur 12 kann hier ebenfalls den Phasenfehler vom Intensitätstyp zeigen und das Auffinden des intensitätsbezogenen Gesamt-Fehlers ΔφIntenTot über wenigstens der Spektralbreite der Quelle 11 erfordert erneut die Auswertung des allgemeinen Ausdruckes, der zuvor für die Darstellung dieses Systems gegeben wurde. Dies gelingt erneut durch Substituieren der entsprechenden Transfer-Matrixelemente.
Eine solche Analyse, basierend auf Substitutionen der geeigneten Transfer- Matrixelemente, schreitet erneut sehr ähnlich zu der Analyse fort, wie sie für die Feststellung des amplitudenbezogenen Phasenfehlers für das System von Figur 2 vorgenommen wurde. Hier werden ebenfalls die Schritte dieser Analyse nicht wiederholt, da der auf die Intensität bezogene Phasenfehler sich als relativ unbedeutend herausstellt. Unter der Annahme, daß die relativen Verzögerungen der Polarisationskomponenten, wie zuvor vorgeschlagen, ausgewählt werden, besitzt gerade ein einziger Term in der sich ergebenden Gleichung, die für den Intensitätsfehler geftinden wird, erneut das Potential für eine Größe, die hinreichend groß sein kann, um merkbar zu dem Gesamt-Phasenfehler beizutragen. Der Term unterscheidet sich jedoch in Abhängigkeit davon, ob θ=0 oder θ≠0 ist. In dem Fall von θ≠0, besitzt dieser Term die Form:
wobei erneut &epsi; das Auslöschungsverhältnis für den Polarisationseffekt in dem Chip 30 ist, unabhängig, ob auf einer spezifischen Polarisatorstruktur 35 oder den anhaftenden Polarisationseigenschaften der Wellenleiter in dem Chip 30 beruhend. Das Symbol Δλψ repräsentiert hier erneut die Fehlausrichtung der 45º-Spleißung in dem Depolarisator 10', wobei diese Spleißung die Winkelbeziehung zwischen den Haupt-Doppelbrechungsachsen der polarisationserhaltenden Faserlängen aufjeder Seite mit 45º+Δλψ besitzt. Wenn alternativ θ=0 ist, so besitzt der Term die Form:
Wie erkennbar, hängt die Größe des Intensitätsfehlers θ≠0 von der Qualität des Polarisators 35 (oder der anhaftenden Polarisierung der Wellenleiter in dem Chip 30) ab, die in der letzten Gleichung durch ihren Auslöschungskoeffizienten &epsi;, den Betrag des Fehlausrichtungsfehlers Δψ und die Quellen-Kohärenzfunktion γ(τIOC-u-τIOC-1) repräsentiert wird, wobei die hierdurch repräsentierten Polaisationskomponenten eine Differenz in den relativen Verzögerungen der Polarisationskomponente in den oberen und unteren Zweigen der Wellenleiter im Chip 30 aufweisen. Da das Auslöschungsverhältnis für den Polarisator 35 (oder die Wellenleiter des Chips 30) in der letzten Gleichung für den Intensitätsfehler im Quadrat auftreten, kann bei einem gut entworfenen Polarisator mit einem Auslöschungskoeffizienten in der Größenordnung von 60db Δψ in der Größenordnung von mehreren Graden liegen und noch zu einem vernachlässigbaren Intensitätsfehler flihren. Das Vorliegen der Quellen-Kohärenzfunktion verstärkt diese Toleranz nicht ftir die vorgeschlagenen Werte von τIOC-u und τIOC-1, die zuvor als gleich angegeben wurden.
Im Fall von θ=0, verstärkt die Quellen-Kohärenzfunktion für die zuvor für τIOC-u und τIOC-1 vorgeschlagenen Werte die Fehlerunterdrückung durch den Polarisator 15, da sein typischer Wert recht gering ist. Diese zusätzliche Fehlerunterdrückung hilft somit, einen Polarisator von geringerer Qualität verwenden zu können.

Claims

1.Drehsensor, der in der Lage ist, eine Drehung um eine Achse einer gewickelten optischen Faser (10) zu sensieren, wobei die Sensierung auf elektromagnetischen Wellen basiert, die in entgegengesetzten Richtungen in der gewickelten optischen Faser (10) umlaufen, um auf einen Photodetektor (13) mit einer Phasenbeziehung aufzutreffen, wobei der Drehsensor umfaßt:

eine Quelle (11), die in der Lage ist, eine emittierte elektromagnetische Welle zu liefern, die durch eine Autokorrelationsbeziehung über eine relative Verzögerungszeit charakterisiert ist und eine Folge von Spitzenwerten besitzt, von denen jeder von einem anderen benachbarten Spitzenwert in der Folge durch ein entsprechendes Verzögerungsintervall getrennt ist, wobei die Autokorrelationsbeziehung ffir wenigstens mehrere anfängliche Verzögerungsintervalle während eines Bruchteiles eines jeden Intervalles Werte besitzt, die relativ kleiner als jene Spitzenwerte derselben sind, die entsprechend benachbart zu solchen Verzögerungsintervall-Bruchteilen sind;

einen Schleifenkoppler (17, 37) mit einem Paar von Anschlüssen auf einer Schleifenseite und wenigstens einem Anschluß auf einer Quellenseite, so daß elektromagnetische Wellen, die an dem quellseitigen Anschluß auftreten, im wesentlichen durch einen Koppelbereich in dem Schleifenkoppler (17, 37) übertragen werden, um danach wenigstens teilweise an beiden schleifenseitigen Anschlüssen aufzutreten, so daß elektromagnetische Wellen, die an dem schleifenseitigen Anschluß auftreten, im wesentlichen durch den Koppelbereich übertragen werden, um danach wenigstens teilweise an dem quellenseitigen Anschluß aufzutreten;

eine erste Koppeleinrichtung, um das Paar der schleifenseitigen Anschlüsse des Schleifenkopplers (17, 37) mit entsprechenden Enden der gewickelten optischen Faser (10) zu verbinden, so daß elektromagnetische Wellen, die an dem schleifenseitigen Anschluß auftreten, im wesentlichen zu der gewickelten optischen Faser (10) übertragen werden, um zu elektromagnetischen Wellen zu fhhren, die sich in entgegengesetzten Richtungen durch die gewickelte optische Faser (10) fortpflanzen, wobei eine ausgewählte Koppeleinrichtung der ersten Koppeleinrichtung und die gewickelte optische Faser (10) ferner einen ersten

Depolarisator (10', 10"", 10v') umfassen, der so darin posiüoniert ist, daß die in der gewickelten optischen Faser (10) in entgegengesetzten Richtungen fortschreitenden elektromagnetischen Wellen so dadurch fortschreiten, daß eine elektromagnetische Wellen-Polarisationskomponente, die in den ersten Depolarisator (10', 10"", 10"v') eintritt, wenigstens aus dem ersten Depolarisator (10', 10"", 10v') zu Zeiten austretende Teile besitzt, die sich um wenigstens eine Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators unterscheiden;

einen Polarisator (15, 35) mit ersten und zweiten Anschlüssen, von denen jeder ein entsprechendes Paar von Haupt-Polarisationsachsen besitzt, sodaß polarisierte elektromagnetische Wellen, die entlang einer Übertragungsachse des Paares von Haupt-Polarisationsachsen von einem der ersten und zweiten Anschlüsse auftreten, im wesentlichen übertragen werden, um polarisierte elektromagnetische Wellen zu ergeben, die entlang der Übertragungsachse des verbleibenden Anschlusses auftreten und daß polarisierte elektromagnetische Wellen, die entlang einer Blockierachse des Paares von Haupt-Polarisationsachsen eines der ersten und zweiten Anschlüsse auftreten, im wesentlichen an der Übertragung zu der Blockierachse des verbleibenden Anschlusses gehindert werden, aber in dem Ausmaß, in dem solche polarisierten elektromagnetischen Wellen zu der Blockierachse des verbleibenden Anschlusses übertragen werden, eine Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des Polarisators besteht, die sie und entsprechend polarisierte elektromagnetische Wellen trennt, die entlang der Übertragungsachse des Anschlusses auftreten, wobei die Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des Polarisators und die Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators für sich so ausgewählte Werte besitzen, daß ausgewählte Summen der Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung der

Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Wellen durch die doppelbrechenden optischen Wegkomponenten in jenen optischen Wegstrecken, die die elektromagnetischen Wellen bei der Fortpflanzung durch die gewickelte optische Faser (10) nach der Emission von der Quelle (11) durchlaufen und die den Polarisator (15, 35) und den ersten Depolarisator (10', 10"", 10v') umfassen im wesentlichen sich von Verzögerungswerten unterscheiden, die an den Enden irgendeines von anfanglich fünf der Verzögerungsintervalle beginnend mit dem Verzögerungswert Null auftreten;

eine zweite Koppeleinrichtung, die den ersten Anschluß des Polarisators (15, 35) mit der Quelle (11) verbindet, so daß durch die Quelle (11) emittierte elektromagnetische Wellen wenigstens entlang der Übertragungs-Haupt- Polarisationsachse des ersten Anschlusses auftreten; und

eine dritte Koppeleinrichtung, die mit einem Ende an den zweiten Anschluß des Polarisators (15, 35) und mit einem entgegengesetzten Ende mit dem quellenseitigen Anschluß des Schleifenkopplers (17, 37) verbunden ist und die den elektromagnetischen Wellen gestattet, sich zwischen den Enden fortzupflanzen.

2. Vorrichtung nach Anspruch 1, wobei die zweite Koppeleinrichtung wenigstens einen Teil eines zweiten Depolarisators (11', 11"", 15') umfaßt, der zwischen dem ersten Anschluß des Polarisators und der Quelle (11) angeordnet ist, um elektromagnetischen Wellen die Fortpflanzung zu gestatten und der eine der doppelbrechenden optischen Wegkomponenten ist.

3. Vorrichtung nach Anspruch 1, wobei die dritte Koppeleinrichtung wenigstens einen Teil eines zweiten Depolarisators (15") umfaßt, der zwischen den Enden angeordnet ist und elektromagnetischen Wellen die Fortpflanzung gestattet und der eine der doppelbrechenden optischen Wegkomponenten ist.

4. Vorrichtung nach Anspruch 1, wobei die Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators einen Wert besitzt, der so ausgewählt ist, daß die Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators und Mehrfache derselben, die weniger als vier sind, sich im wesentlichen von den Verzögerungswerten unterscheiden, die an den Enden der anfänglichen fünf Verzögerungsintervalle auftreten.

5. Vorrichtung nach Anspruch 1, wobei die ausgewählten Summen der Differential- Fortpflanzungszeitverzögerungen der Polarusationskomponenten der elektromagnetischen Wellen durch die doppelbrechen optischen Wegkomponenten Summen umfassen von (i) der Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des Polarisators und (ii) des N-Fachen der Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerungen des ersten Depolarisators, wobei N eine ganze Zahl ist, die einen Absolutwert von drei oder weniger, aber größer als Null aufweist.

6. Vorrichtung nach Anspruch 1, wobei der Polarisator (15) polarisationserhaltende optische Faseransätze aufiveist,- die die ersten und zweiten Anschlüsse desselben mit verbleibenden Teilen derselben verbinden.

7. Vorrichtung nach Anspruch 1, wobei der erste Depolarisator (10", 10"", 10v') aus einem Paar von polarisationserhaltenden optischen Fasersegmenten (10" und 10"', 10"" und 10v') gebildet ist, von denen jedes ein Paar von Haupt-Doppelbrechungsachsen besitzt, wobei die Segmente in einer Spleißung so zusammengespleißt sind, daß das Paar von Haupt-Doppelbrechungsachsen eines jeden Segmentes im wesentlichen mit gleichen Winkeln zu jenen des Segmentes auf einer gegenüberliegenden Seite der Spleißung ausgerichtet ist, wobei ein Segment (10", 10"") des Paares (10" und 10"", 10"" und 10v') von Segmenten hinreichend lang ist, um die Basis-Differential-Fortpflanzungszeit des Depolarisators zwischen entsprechenden Polarisationskomponenten der durchlaufenden elektromagnetischen Wellen vorzugeben und wobei das verbleibende Segment (10"', 10v') in dem Paar im wesentlichen zweimal so lang ist.

8. Vorrichtung nach Anspruch 1, wobei der Schleifenkoppler (37), die dritte Kopplungseinrichtung und der Polarisator (35) in einem integrierten Optikchip (30) gebildet sind und wobei die erste Kopplungseinrichtung ebenfalls wenigstens einen Phasenmodulator (39) umfaßt, der ebenfalls in dem integrierten Optikchip (30) gebildet ist.

9. Vorrichtung nach Anspruch 1, wobei der Schleifenkoppler (37) in einem integrierten Optikchip (30) gebildet ist, wobei der Polarisator (35) durch Wellenleiter in dem Chip gebildet wird, welche von sich aus elektromagnetische Wellen polarisieren, die sich durch sie fortpflanzen und wobei die dritte Kopplungseinrichtung ein Teil eines solchen Wellenleiters ist und wobei die erste Kopplungseinrichtung ebenfalls wenigstens einen Phasenmodulator (39) umfaßt, der ebenfalls in dem integrierten Optikchip (30) gebildet ist.

10. Vorrichtung nach Anspruch 2, wobei wenigstens Teile der Komponenten der entsprechend polarisierten elektromagnetischen Wellen, die aus dem zweiten Depolarisator (11', 11"", 15') austreten, nach ihrem Durchlauf wenigstens eine, sie trennende zweite Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des Depolarisators aufweisen.

11. Vorrichtung nach Anspruch 2, wobei die dritte Kopplungseinrichtung wenigstens einen Teil eines dritten Depolarisators (15") umfaßt, der zwischen den Enden angeordnet ist, um elektromagnetischen Wellen die Fortpflanzung zu gestatten und der eine der doppelbrechenden optischen Wegkomponenten ist.

12. Vorrichtung nach Anspruch 3, wobei wenigstens Teile der Komponenten der entsprechend polarisierten elektromagnetischen Wellen, die aus dem dritten Depolarisator (15") nach dem Durchlauf austreten, wenigstens eine, sie trennende zweite Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung aufweisen.

13. Vorrichtung nach Anspruch 5, wobei die Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des Polarisators im wesentlichen dem m-fachen eines Verzögerungsintervalles entspricht, wobei m eine ganze Zahl kleiner als fünf ist, die Null umfaßt.

14. Vorrichtung nach Anspruch 5, wobei die Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des Polarisators im wesentlichen einem Verzögerungswert entspricht, der innerhalb irgendeines der anfanglichen fünf Verzögerungsintervalle auftritt, im Unterschied zu Verzögerungswerten, die im wesentlichen an irgendwelchen Enden auftreten.

15. Vorrichtung nach Anspruch 5, wobei die Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators im wesentlichen dem m-fachen des Verzögerungsintervalles entspricht, wobei m ein Bruchteil kleiner als eins ist.

16. Vorrichtung nach Anspruch 10, wobei die zweite Kopplungseinrichtung ferner einen Quellenkoppler (12) umfaßt, der ein Paar von quellenseitigen Anschlüssen und wenigstens einen schleifenseitigen Anschluß aufiveist, so daß elektromagnetische Wellen, die an dem schleifenseitigen Anschluß auftreten, im wesentlichen durch einen Kopplungsbereich in dem Quellenkoppler (12) übertragen werden, um danach wenigstens teilweise an beiden quellenseitigen Anschlüssen aufzutreten und so daß elektromagnetische Wellen, die an den quellenseitigen Anschlüssen auftreten, im wesentlichen durch den Kopplungsbereich übertragen werden, um danach an wenigstens einem schleifenseitigen Anschluß aufrutreten, wobei der Quellenkoppler (12) durch eine gewöhnliche optische Einfachmoden-Faser gebildet ist.

17. Vorrichtung nach Anspruch 11, wobei wenigstens Teile der Komponenten der entsprechend polarisierten elektromagnetischen Wellen, die aus dem zweiten Depolarisator (11', 11"", 15') nach dem Durchlauf austreten, wenigstens eine zweite, sie trennende Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung besitzen und wobei wenigstens Teile der Komponenten der entsprechend polarisierten elektromagnetischen Wellen, die aus dem dritten Depolarisator (15") nach dem Durchlauf austreten, wenigstens eine, sie trennende dritte Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung aufweisen.

18. Vorrichtung nach Anspruch 12, wobei der zweite Depolarisator (15") ein Länge aus einer polarisationserhaltenden optischen Faser umfaßt, die an dem zweiten Anschluß des Polarisators (15) anliegt, wobei die Hauptachsen der Doppelbrechung im wesentlichen unter gleichen Winkeln zu der Übertragungsachse des Polarisators an dem zweiten Anschluß ausgerichtet sind.

19. Vorrichtung nach Anspruch 10 oder 12, wobei die ausgewählten Summen der Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung der Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Wellen durch die doppelbrechenden optischen Wegkomponenten Summen umfassen von (i) der Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des Polarisators, und (ü) des M-fachen der Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des zweiten Depolarisators, wobei M eine ganze Zahl ist mit einem Absolutwert von eins und (iii) des N-fachen der Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators, wobei N eine ganze Zahl mit einem Absolutwert von drei oder weniger, aber größer als Null ist.

20. Vorrichtung nach Anspruch 14, wobei die Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des Polarisators im wesentlichen einem Verzögerungswert entspricht, der in der Mitte zwischen dem Paar von Enden eines ausgewahlten Verzögerungsintervalles von einem der fünf anfänglichen Verzögerungsintervallen auftritt.

21. Vorrichtung nach Anspruch 16, wobei der zweite Depolarisator (11', 11"", 15') eine Länge einer polarisationserhaltenden optischen Faser (11"") umfaßt, die an der Quelle (11) anliegt, wobei ihre Hauptachsen der Doppelbrechung im wesentlichen unter gleichen Winkeln zu den nicht-korrelierten Emissionsachsen der Quelle ausgerichtet sind.

22. Vorrichtung nach Anspruch 16, wobei der zweite Depolarisator (15') eine Länge einer polarisationserhaltenden optischen Faser umfaßt, die an dem ersten Anschluß des Polarisators (15) anliegt, wobei ihre Hauptachsen der Doppelbrechung im wesentlichen unter gleichen Winkeln zu der Übertragungsachse des Polarisators an dem ersten Anschluß ausgerichtet sind und ebenfalls mit dem schleifenseitigen Anschluß des Quellenkopplers verspleißt sind.

23. Vorrichtung nach Anspruch 17, wobei die zweite Koppeleinrichtung ferner einen Quellenkoppler (12) umfaßt, der ein Paar von Anschlüssen auf einer Quellenseite und wenigstens einen Anschluß auf einer Schleifenseite aufweist, so daß elektromagnetische Wellen, die an dem schleifenseitigen Anschluß auftreten, im wesentlichen über einen Kopplungsbereich in dem Quellenkoppier übertragen werden, um danach wenigstens teilweise an beiden quellenseitigen Anschlüssen aufrutreten und so daß elektromagnetische Wellen, die an den quellenseitigen Anschlüssen auftreten, im wesentlichen durch den Kopplungsbereich übertragen werden, um danach wenigstens teilweise an dem schleifenseitigen Anschluß aufzutreten, wobei der Quellenkoppler (12) aus einer gewöhnlichen optischen Einfachmoden-Faser gebildet ist.

24. Vorrichtung nach Anspruch 17, wobei der dritte Depolarisator (15") eine Länge aus einer polarisationserhaltenden optischen Faser aulweist, die an dem zweiten Anschluß des Polarisators (15) anliegt, wobei ihre Hauptachsen der Doppelbrechung im wesentlichen unter gleichen Winkeln zu der Übertragungsachse an dem zweiten Anschluß des Polarisators ausgerichtet sind.

25. Vorrichtung nach Anspruch 17, wobei die ausgewählten Summen der Differential Fortpflanzungszeitverzögerungen der Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Wellen durch die doppelbrechenden optischen Wegkomponenten Summen umfassen von (i) der Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des Polarisators, und (ii) des M&sub1;-fachen der Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des zweiten Depolarisators, wobei M&sub1; eine ganze Zahl ist, die einen Absolutwert von eins oder Null aulweist, und (lii) des M&sub2;-fachen der Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des dritten Depolarisators, wobei M&sub2; eine ganze Zahl mit einem Absolutwert von ems oder Null ist, und (iii) des N-fachen der Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators, wobei N eine ganze Zahl mit einem Absolutwert von drei oder weniger, aber größer als Null ist.

26. Vorrichtung nach Anspruch 23, wobei der zweite Depolarisator (11"") eine Länge einer polarisationserhaltenden, optischen Faser umfaßt, die an der Quelle (11) anliegt, wobei ihre Hauptachsen der Doppelbrechung im wesentlichen unter gleichen Winkeln zu den nicht-korrelierten Emissionsachsen der Quelle ausgerichtet sind und die mit dem quellenseitigen Koppleranschluß des Quellenkopplers (12) verspleißt ist.

27. Vorrichtung nach Anspruch 23, wobei der zweite Depolarisator (15') eine Lange einer polarisationserhaltenden optischen Faser aufweist, die an dem ersten Anschluß des Polarisators anliegt, wobei ihre Hauptachsen der Doppelbrechung im wesentlichen unter gleichen Winkeln zu der Übertragungsachse des Polarisators an dem ersten Anschluß ausgerichtet sind und die mit dem schleifenseitigen Anschluß des Quellenkopplers (12) verspleißt ist.

28. Vorrichtung nach Anspruch 19 oder 25, wobei die Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des Polarisators im wesentlichen dem m-fachen des Verzögerungsintervalles entspricht, wobei m eine ganze Zahl kleiner als fünf ist.

29. Vorrichtung nach Anspruch 19 oder 25, wobei die Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des zweiten Depolarisators im wesentlichen dem m-fachen des Verzögerungsintervalles entspricht, wobei m eine ganze Zahl kleiner als fünf ist.

30. Vorrichtung nach Anspruch 19 oder 25, wobei die Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des dritten Depolarisators im wesentlichen gleich dem m-fachen des Verzögerungsintervalles ist, wobei m eine ganze Zahl kleiner als fünf ist.

31. Vorrichtung nach Anspruch 19 oder 25, wobei die Basis-Differential- Fortpflazuungszeitverzögerung des ersten Depolarisators im wesentlichen dem m-fachen des Verzögerungsintervalles entspricht, wobei m ein Bruchteil kleiner als eins ist.

32. Drehsensor, der in der Lage ist, eine Drehung um eine Achse einer gewickelten optischen Faser (10) zu sensieren, wobei die Sensierung auf elektromagnetischen Wellen basiert, die in entgegengesetzten Richtungen in der gewickelten optischen Faser (10) umlaufen, um auf einen Photodetektor (13) mit einer Phasenbeziehung aufzutreffen, wobei der Drehsensor umfaßt:

eine Quelle (11), die in der Lage ist, eine emittierte elektromagnetische Welle zu liefern, die durch eine Autokorrelationsbeziehung über eine relative Verzögerungszeit charakterisiert ist und eine Folge von Spitzenwerten besitzt, von denen jeder von einem anderen benachbarten Spitzenwert in der Folge durch ein entsprechendes Verzögerungsintervall getrennt ist, wobei die Autokorrelationsbeziehung für wenigstens mehrere anfängliche Verzögerungsintervalle während eines Bruchteiles eines jeden Intervalles Werte besitzt, die relativ kleiner als jene Spitzenwerte derselben sind, die entsprechend benachbart zu solchen Verzögerungsintervall-Bruchteilen sind;

einen integrierten Optikchip (30) mit ersten, zweiten und dritten Anschlüssen jeweils mit einem entsprechenden Paar von Haupt-Polarisationsachsen, so daß polarisierte elektromagnetische Wellen, die entlang einer Übertragungsachse des Paares von Haupt-Polarisationsachsen des ersten Anschlusses auftreten, im wesentlichen übertragen werden, um zu polarisierten elektromagnetischen Wellen zu führen, die entlang der Übertragungsachse jedes der zweiten und dritten Anschlüsse auftreten, und so daß polarisierte elektromagnetische Wellen, die entlang einer Blockierachse des Paares von Haupt- Polarisationsachsen des ersten Anschlusses auftreten, im wesentlichen an der Übertragung zu der entsprechenden Blockierachse eines jeden zweiten und dritten Anschlusses gehindert werden, aber in dem Ausmaß, in dem solche polarisierten elektromagnetischen Wellen zu diesen Blockierachsen übertragen werden, es eine anfangliche Verzweigungs-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung an dem zweiten Anschluß und eine entgegengesetzte Verzweigungs-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung an dem dritten Anschluß gibt, die entsprechende polarisierte elektromagnetische Wellen trennt, die entlang der Blockier- und der Übertragungsachse auftreten, wobei der integrierte Optikchip (30) umfaßt:

einen Schleifenkoppler mit einem Paar von Verzweigungs-Wellenleitern in dem Chip (30) und einem Basis-Wellenleiter in dem Chip, die durch einen Koppelbereich in dem Chip (30) verbunden sind, so daß elektromagnetische Wellen, die an dem ersten Anschluß des Chips auftreten, im wesentlichen über den Basis-Wellenleiter durch den Koppelbereich übertragen werden und danach über das Paar von Verzweigungs-Wellenleitern, um wenigstens teilweise sowohl an den zweiten und dritten Anschlüssen des Chips aufzutreten, und so daß elektromagnetische Wellen, die an den zweiten und dritten Anschlüssen des Chips auftreten, im wesentlichen über das Paar von Verzweigungs-Wellenleitern durch den Koppelbereich und danach über den Basis-Wellenleiter übertragen werden, um wenigstens teilweise an dem ersten Anschluß des Chips aufzutreten;

eine erste Koppeleinrichtung, um die zweiten und dritten Anschlüsse des Chips mit entsprechenden Enden der gewickelten optischen Faser (10) zu verbinden, so daß elektromagnetische Wellen, die an den zweiten und dritten Anschlüssen des Chips auftreten, im wesentlichen zu der gewickelten optischen Faser (10) übertragen werden, um zu elektromagnetischen Wellen zu füllren, die sich durch die gewickelte optische Faser (10) in entgegengesetzten Richtungen fortpflanzen, wobei ein ausgewählter Teil der ersten Koppeleinrichtung und der gewickelten optischen Faser wenigstens einen Teil eines ersten Depolarisators (10"", 10v') umfaßt, der so darin angeordnet ist, daß elektromagnetische Wellen, die in entgegengesetzten Richtungen in der gewickelten optischen Faser (10) fortschreiten, darin so fortschreiten, daß eine Polarisationskomponente der elektromagnetischen Welle, die in den ersten Depolarisator (10"", 10v') eintritt, wenigstens Teile besitzt, die aus dem ersten Depolarisator (10"", 10v') zu Zeitpunkten austreten, die sich wenigstens durch eine Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators, die anfängliche Verzweigungs-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung und die entgegengesetzte Verzweigungs Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung unterscheiden, wobei die Basis--

Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators ausgewählte Werte besitzt, so daß ausgewählte Summen der Differential- Fortpflanzungszeitverzögerungen der Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Welle durch die doppelbrechenden optischen Wegkomponenten in jenen optischen Wegstrecken, die die elektromagnetischen Wellen bei der Fortpflanzung durch die gewickelte optische Faser (10) nach der Emission durch die Quelle (11) durchlaufen und die den integrierten Optikchip (30) und den ersten Depolarisator (10"", 10V') umfassen, sich wesentlich von Verzögerungswerten unterscheiden, die an den Enden irgendeines von anfänglich ftinf der Verzögerungsintervalle beginnend mit dem Verzö;gerungswert Null auftreten; und

eine zweite Kopplungseinrichtung, die den ersten Anschluß des integrierten Optikchips (30) mit der Quelle (11) so verbindet, daß elektromagnetische Wellen, die durch die Quelle (11) emittiert werden, wenigstens entlang der Haupt-Polarisationsachse der Übertragung an dem ersten Anschluß auftreten.

33. Vorrichtung nach Anspruch 32, wobei die erste Koppeleinrichtung wenigstens einen Teil des ersten Depolarisators (10"", 10V') umfaßt, der zwischen den zweiten und dritten Anschlüssen des Chips und einem entsprechenden Ende der gewickelten optischen Faser (10) angeordnet ist und ferner wenigstens einen Teil eines zweiten Depolarisators (10V') umfaßt, der zwischen einem der verbleibenden zweiten und dritten Anschlüsse des integrierten Optikchips und dem verbleibenden Ende der gewickelten optischen Faser angeordnet ist, um elektromagnetischen Wellen die Fortpflanzung zu gestatten und der eine der doppelbrechenden optischen Wegkomponenten bildet.

34. Vorrichtung nach Anspruch 32, wobei die Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators einen Wert besitzt, der so ausgewählt ist, daß die Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators und Mehrfache davon, die kleiner als vier sind, sich im wesentlichen von Verzögerungswerten unterscheiden, die an den Enden der anfänglichen ftinf Verzögerungsintervalle auftreten.

35. Vorrichtung nach Anspruch 32, wobei der erste Depolarisator (10"", 10V') aus einem Paar polarisationserhaltender optischer Fasersegmente (10"" und 10V') gebildet ist, die jeweils ein Paar von Haupt-Doppelbrechungsachsen besitzen, wobei die Segmente miteinander in einer Verspleißung so verspleißt sind, daß das Paar von Haupt- Doppeibrechungsachsen eines jeden Segmentes im wesentlichen unter gleichen Winkeln zu jenen des Segmentes auf einer gegenüberliegenden Seite der Verspleißung ausgerichtet sind, wobei ein Segment (10"") aus dem Paar von Segmenten (10"", 10V') hinreichend lang ist, um die Basis-Differential-Fortpflanzungszeit des ersten Depolarisators zwischen den entsprechenden Polarisationskomponenten der sich fortpflanzenden elektromagnetischen Wellen vorzugeben und wobei das verbleibende Segment (10V') in dem Paar im wesentlichen zweimal so lang ist.

36. Vorrichtung nach Ansprüch 32, wobei die ausgewählten Summen der Differential- Fortpflanzungszeitverzögerungen der Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Welle durch die doppelbrechenden optischen Wegkomponenten Summen umfassen von (i) wenigstens einer anfänglichen Verzweigungs-Differential Fortpflanzungszeitverzögerung und der entgegengesetzten Verzweigungs-Differential Fortpflanzungszeitverzögerung und (ü) des N-fachen der Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators, wobei N eine ganze Zahl mit einem Absolutwert von drei oder weniger, aber größer als Null ist.

37. Vorrichtung nach Anspruch 32, wobei der integrierte Optikchip (30) polarisationserhaltende optische Faseransätze aufweist, die die ersten, zweiten und dritten Anschlüsse desselben mit verbleibenden Teilen verbinden.

38. Vorrichtung nach Anspruch 33, wobei der erste Depolarisator (10"", 10V') eine Länge einer polarisationserhaltenden optischen Faser auweist, die an einem der zweiten und dritten Anschlüsse des integrierten Optikchips anliegt, wobei ihre Hauptachsen der Doppelbrechung so ausgerichtet sind, daß sie im wesentlichen den Winkeln der Übertragungsachse dieses Anschlusses entsprechen und wobei der zweite Depolarisator (10V') eine andere Länge einer polarisationserhaltenden optischen Faser aufweist, die an den zweiten und dritten Anschlüssen des integrierten Optikchips anliegt, wobei ihre Hauptachsen der Doppelbrechung im wesentlichen unter gleichen Winkeln wie die Übertragungsachse dieses Anschlusses ausgerichtet ist.

39. Vorrichtung nach Anspruch 35, wobei die Haupt-Doppelbrechungsachse des Segrnentes des Paares von polarisationserhaltenden optischen Fasersegrnenten, das am nächsten zu dem integrierten Optikchip (30) liegt, so ausgerichtet ist, daß sie im wesentlichen mit der Übertragungsachse der zweiten und dritten Anschlüsse des Chips, die am nächsten zu dem ersten Depolarisator (10"", 10V') liegen, ausgerichtet ist.

40. Vorrichtung nach Anspruch 35, wobei es eine Länge einer gewöhnlichen optischen Einfachmoden-Faser zwischen dem ersten Depolarisator (10"", 10V') und den zweiten und dritten Anschlüssen des Chips gibt, die am dichtesten zu dem ersten Depolarisator (10"", 10V') benachbart sind.

41. Vorrichtung nach Anspruch 35, wobei die ausgewählten Summen der Differential- Fortpflanzungszeitverzögerungen der Polarisationskomponenten der elektrischen Wellen durch die doppeibrechenden optischen Wegkomponenten (a) Summen umfassen von (i) der anfänglichen Verzweigungs-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung, und (ii) des N-fachen der Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators, wobei N eine ganze Zahl mit einem Absolutwert von drei oder weniger, aber größer als Null ist und (b) Summen von (i) der entgegengesetzten Verzweigungs- Differential-Fortpflanzungsverzögerungszeit und (ii) des M-fachen der Basis- Differential-Fortpflanzungsverzögerungszeit des zweiten Depolarisators, wobei M eine ganze Zahl mit einem Absolutwert von drei oder weniger, aber größer als Null ist.

42. Vorrichtung nach Anspruch 39, wobei die ausgewählten Summen der Differential- Fortpflanzungszeitverzögerungen der Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Wellen durch die doppeibrechenden optischen Wegkomponenten (a) eine Summe umfassen von (i) der anfänglichen Verzweigungs-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung und (ii) der Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators und (b) eine Summe von (i) der entgegengesetzten Verzweigungs-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung und (ii) der Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators.

43. Vorrichtung nach Anspruch 39 oder 42, wobei die Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators einen Wert besitzt, der so ausgewählt ist, daß sich die Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators wesentlich von einem anfänglichen Verzögerungsintervall unterscheiciet.

44. Drehsensor, der in der Lage ist, eine Drehung um eine Achse einer gewickelten optischen Faser (10) zu sensieren, wobei die Sensierung auf elektromagnetischen Wellen basiert, die in entgegengesetzten Richtungen in der gewickelten optischen Faser (10) umlaufen, um auf einen Photodetektor (13) mit einer Phasenbeziehung aufrutreffen, wobei der Drehsensor umfaßt:

einen Schleifenkoppler (17, 37) mit einem Paar von Anschlüssen auf einer Schleifenseite und wenigstens einem Anschluß auf einer Quellenseite, so daß elektromagnetische Wellen, die an dem quellenseitigen Anschluß auftreten, im wesentlichen durch einen Koppelbereich in dem Schleifenkoppler (17, 37) übertragen werden, um danach wenigstens teilweise an beiden schleifenseitigen Anschlüssen aufutreten, so daß elektromagnetische Wellen, die an den schleifenseitigen Anschlüssen auftreten, im wesentlichen durch den Koppelbereich übertragen werden, um danach wenigstens teilweise an dem quellenseitigen Anschluß aufzutreten;

eine erste Koppeleinrichtung, um das Paar der schleifenseitigen Anschlüsse des Schleifenkopplers (17, 37) mit entsprechenden Enden der gewickelten optischen Faser (10) zu verbinden, so daß elektromagnetische Wellen, die an den schleifenseitigen Anschlüssen auftreten, im wesentlichen zu der gewickelten optischen Faser (10) übertragen werden, um zu elektromagnetischen Wellen zu flihren, die sich in entgegengesetzten Richtungen durch die gewickelte optische Faser (10) fortpflanzen, wobei eine ausgewählte Koppeleinrichtung der ersten Koppeleinrichtung und die gewickelte optische Faser (10) ferner einen ersten Depolarisator (10', 10"", 10V') umfassen, der so darin positioniert ist, daß die in der gewickelten optischen Faser (10) in entgegengesetzten Richtungen fortschreitenden elektromagnetischen Wellen so dadurch fortschreiten, daß eine elektromagnetische Wellen-Polarisationskomponente, die in den ersten Depolarisator (10', 10"", 10"V') eintritt, wenigstens aus dem ersten Depolarisator (10', 10"", 10V') zu Zeiten austretenden Teile besitzt, die sich um wenigstens eine Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators unterscheiden, wobei die Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators einen ausgewählten Wert besitzt, so daß Differential- Fortpflanzungszeitverzögerungen der Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Welle durch die doppeibrechenden optischen Wegkomponenten in jenen optischen Wegstrecken, die die elektromagnetischen Wellen bei der Fortpflanzung durch die gewickelte optische Faser (10) nach der Emission von der Quelle (11) einschließlich dem ersten Depolarisator (10', 10"", 10"") durchlaufen, im wesentlichen von Verzögerungswerten unterscheiden, die an den Enden irgendeines von anfanglich fünf der Verzögerungsintervalle beginnend mit dem Verzögerungswert Null auftreten;

einen Polarisator (15, 35) mit ersten und zweiten Anschlüssen, von denen jeder ein entsprechendes Paar von Haupt-Polarisationsachsen besitzt, so daß polarisierte elektromagnetische Wellen, die entlang einer Übertragungsachse des Paares von Haupt-Polarisationsachsen von einem der ersten und zweiten Anschlüsse auftreten, im wesentlichen übertragen werden, um polarisierte elektromagnetische Wellen zu ergeben, die entlang der Übertragungsachse des verbleibenden Anschlusses auftreten und daß polarisierte elektromagnetische Wellen, die entlang einer Blockierachse des Paares von Haupt-Polarisationsachsen eines der ersten und zweiten Anschlüsse auftreten, im wesentlichen an der Übertragung zu der Blockierachse des verbleibenden Anschlusses gehindert werden;

eine dritte Koppeleinrichtung, die mit einem Ende an den zweiten Anschluß des Polarisators (15, 35) und mit einem entgegengesetzten Ende mit dem quellenseitigen Anschluß des Schleifenkopplers (17, 37) verbunden ist und den elektr6magnetischen Wellen gestattet sich zwischen den Enden fortzupflanzen.

45. Vorrichtung nach Anspruch 44, wobei die Basis-Differential Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators einen ausgewählten Wert besitzt, der im wesentlichen einem Bruchteil des anfänglichen Verzögerungsintervalles beginnend mit dem Verzögerungswert Null entspricht.

46. Vorrichtung nach Anspruch 44, wobei ausgewählte Summen der Differential Fortpflanzungszeitverzögerungen der Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Wellen durch die doppeibrechenden optischen Wegkomponenten in jenen optischen Wegstrecken, die die elektromagnetischen Wellen bei der Fortpflanzung durch die gewickelte optische Faser (10) nach der Emission von der Quelle (11) einschließlich dem ersten Depolarisator (10', 10"", 10V') durchlaufen, sich im wesentlichen von Verzögerungswerten unterscheiden, die an den Enden irgendeines der anfänglichen filnfverzögerungsintervalle auftreten und wobei die zweite Koppeleinrichtung wenigstens einen Teil eines zweiten Depolarisators (11', 11"", 15') umfaßt, der zwischen dem ersten Anschluß des Polarisators und der Quelle (11) angeordnet ist, um elektromagnetischen Wellen eine Fortpflanzung zu gestatten und der eine der doppeibrechenden optischen Wegkomponenten ist.

47. Vorrichtung nach Anspruch 44, wobei ausgewählte Summen der Differential- Fortpflanzungszeitverzögerungen der Polarisationskomponenten der elektromagnetischen Welle durch die doppeibrechenden optischen Wegkomponenten in jenen optischen Wegstrecken, die die elektrornagnetischen Wellen bei der Fortpflanzung durch die gewickelte optische Faser (10) nach der Emission von der Quelle (11) einschließlich dem ersten Depolarisator (10', 10"", 10V') durchlaufen, sich im wesentlichen von Verzögerungswerten unterscheiden, die an den Enden irgendeines der anfänglichen fünf Verzögerungsintervalle auftreten und wobei die dritte Koppeleinrichtung wenigstens einen Teil eines zweiten Depolarisators (15") umfaßt, der zwischen den Enden angeordnet ist, um elektromagnetischen Wellen einen Durchlauf zu gestatten und der eine der ausgewählten doppelbrechenden optischen Wegkomponenten ist.

48. Vorrichtung nach Anspruch 44, wobei der erste Depolarisator (10', 10"", 10V') aus einem Paar von polarisationserhaltenden optischen Fasersegmenten (10" und 10"', 10"" und 10V') gebildet ist, von denen jedes ein Paar von Haupt-Doppelbrechungsachsen aufweist, wobei die Segmente in einer Spleißung miteinander verspleißt sind, so daß das Paar von Haupt-Doppelbrechungsachsen eines jeden Segmentes im wesentlichen unter gleichen Winkel zu jenen Achsen des Seginentes auf einer gegenüberliegenden Seite der Spleißung ausgerichtet ist, wobei ein Paar (10" und 10"") des Paares von Segmenten (10" und 10"', 10"" und 10V') ausreichend lang ist, um die Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators zwischen entsprechenden Polarisationskomponenten der durchlaufenden elektromagnetischen Wellen vorzugeben, und wobei das verbleibende Segment (10"" und 10V') in dem Paar von Segmenten im wesentlichen zweimal so lang ist.

49. Vorrichtung nach Anspruch 1, 32 oder 44, wobei die gewickelte optische Faser (10) aus einer einfachen optischen Einfachmoden-Faser gegenüber dem ersten Depolarisator gebildet ist, wenn dieser vorhanden ist.

50. Vorrichtung nach Anspruch 1, 32 oder 44, wobei die dritte Koppeleinrichtung als einfache optische Einfachmoden-Faser gebildet ist.

51. Vorrichtung nach Anspruch 1, 32 oder 44, wobei die erste Koppeleinrichtung ebenfalls wenigstens einen Phasenmodulator (19, 39) umfaßt.

52. Vorrichtung nach Anspruch 33,46 oder 47, wobei wenigstens Teile von Komponenten entsprechender polarisierter elektromagntischer Wellen, die aus dem zweiten Depolarisator (11', 11"", 15', 15") nach Durchlauf durch diesen austreten, wenigstens eine, sie trennende Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des zweiten Depolarisators aufweisen.

53. Vorrichtung nach Anspruch 46, wobei die dritte Koppeleinrichtung wenigstens einen Teil eines dritten Depolarisators (15") umfaßt, der zwischen den Enden angeordnet ist, um elektromagnetischen Wellen einen Durchlauf zu gestatten und der eine der doppelbrechenden optischen Wegkomponenten bildet.

54. Vorrichtung nach Anspruch 52, wobei die Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des zweiten Depolarisators einen ausgewählten Wert besitzt, der einer Verzögerung entspricht, die an einem Ende irgendeines der anfänglichen fiinf Verzögerungsintervalle auftritt.

55. Vorrichtung nach Anspruch 53, wobei wenigstens Teile der Komponenten der entsprechend polarisierten elektromagnetischen Wellen, die aus dem zweiten Depolarisator (11', 11"", 15') nach dessen Durchlauf austreten, wenigstens eine, sie trennende Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung aulweisen und wobei wenigstens Teile der Komponenten der entsprechenden polarisierten elektromagnetischen Wellen, die aus dem dritten Depolarisator (15") nach dessen Durchlauf austreten, wenigstens eine, sie trennende Basis-Differential- Fortpflanuungszeitverzögerung aufweisen.

56. Vorrichtung nach Anspruch 55, wobei die Basis-Differential- Fortpflanzungszeitverzögerung des zweiten Depolarisators einen ausgewählten Wert besitzt, der einer Verzögerung entspricht, die an einem Ende irgendeines der Verzögerungsintervalle nach anfänglich drei Verzögerungsintervallen auftritt, und wobei die Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des dritten Depolarisators einen ausgewählten Wert besitzt, der einer Verzögerung entspricht, die an einem Ende irgendeines der anfänglichen fünf bverzögerungsintervalle auftritt.

57. Vorrichtung nach Anspruch 54 oder 56, wobei die Basis-Differential-Fortpflanzungszeitverzögerung des ersten Depolarisators einen ausgewählten Wert besitzt, der einem Bruchteil des anfänglichen Verzögerungsintervalles beginnend mit dem Verzögerungswert Null besitzt.