DE69502729T2

DE69502729T2 - Optische interferometrische stromfühler und strommessverfahren

Info

Publication number: DE69502729T2
Application number: DE69502729T
Authority: DE
Inventors: Claude Saint-Jean-Chrysostome Quebec G6Z 2P9 Belleville; Serge Quebec Quebec G1K 2E8 Caron; Alain C. Lachenaie Quebec J6W 5Y1 Houle; Pierre Boucherville Quebec J4B 5C8 Thibault; Richard Quebec Quebec G1R 4J9 Van Neste
Original assignee: CITEQ Inc
Current assignee: CITEQ Inc
Priority date: 1994-09-27
Filing date: 1995-09-14
Publication date: 1999-02-11
Anticipated expiration: 2015-09-15
Also published as: WO1996010187A1; EP0783701B1; CA2197716C; DE69502729D1; EP0783701A1; AU3467695A; CA2197716A1; ATE166723T1; US5587791A

Description

GEBIET DER ERFINDUNG

Die vorliegende Erfindung betrifft einen interferometrischen Stromsensor und ein Verfahren zum Messen eines elektrischen Stroms.

HINTERGRUND DER ERFINDUNG

Der interferometrische Stromsensor mit optischen Fasern betrifft das Gebiet der elektrischen Strommessungen. Dieser Sensor wird insbesondere dazu verwendet, den elektrischen Strom in Hochspannungsleitern zu messen. In Übereinstimmung mit der derzeitigen Technologie werden Messungen des elektrischen Stroms in Hochspannungsleitungen mittels Stromtransformatoren durchgeführt. Diese Geräte sind sehr teuer. Weiterhin können sie nicht leicht montiert werden. Ferner können diese Stromtransformatoren im Falle eines dielektrischen Durchschlages explodieren. Hingegen sind Sensoren mit optischen Fasern sicherer und weniger teuer, wobei sie technische Eigenschaften bereitstellen, die den Eigenschaften von Stromtransformatoren überlegen sind. Aus diesen technischen Eigenschaften ist bemerkenswert, daß sie mit einem Dynamikbereich versehen sind, der dem Dynamikbereich überlegen ist, der mit einem Stromtransformator erhalten wird, wobei das Durchlaßband dem von Stromtransformatoren überlegen ist und eine Präzision besitzt, die so gut ist wie jene, die von Stromtransformatoren bereitgestellt wird, oder besser. Weiterhin sind Sensoren mit optischen Fasern bzw. optische Fasersensoren außerordentlich leicht, kompakt und bestehen aus einem dielektrischen Material. Demzufolge sind sie leicht zu montieren.
Es gibt zwei Familien von Sensoren mit optischen Fasern. Die erste Familie enthält Sensoren vom Volumentyp, die auf der Verwendung eines Glasblockes basieren, und die zweite Familie enthält Fasersensoren, die eine optische Faser nicht nur zum Führen von Lichtenergie verwenden, wie es beim Volumensensor der Fall ist, sondern auch zur Messung selbst. Es sind einige Volumensensoren bis zu einem Punkt entwickelt worden, wo sie einen Zustand kurz vor der Kommerzialisierung erreicht haben, wohingegen optische Fasersensoren generell weniger entwickelt sind.
Nichtsdestotrotz hält die Entwicklung von optischen Fasersensoren an, da diese Eigenschaften haben, die jenen der Sensoren vom Volumentyp überlegen sind. Unter gewissen Umständen können sie insbesondere eine bessere Präzision und Verläßlichkeit bereitstellen. Ferner können sie mit niedrigeren Kosten hergestellt und in einem breiteren Anwendungsbereich verwendet werden.
Die Verwendung einer optischen Faser kann Vorteile bringen, indem man den Leiter mit einigen Windungen umwickelt, um die Faraday-Rotation mit der Anzahl von Windungen zu multiplizieren. Dies gilt für eine ideale optische Faser, bei einer nicht idealen optischen Faser wird die Faraday-Rotation jedoch gelöscht, und zwar aufgrund der linearen Doppelbrechung der optischen Faser. Dieses Problem sollte gelöst werden, indem man das durch die lineare Doppelbrechung hervorgerufene Löschen minimiert. Eine Lösung besteht darin, eine gesponnene Faser mit hoher Doppelbrechung zu verwenden.
Sensoren, die optische Standardfasern verwenden, weisen Probleme auf. Diese Sensoren sind gegenüber mechanischen Vibrationen und gegenüber Temperaturveränderungen empfindlich. Einige Forschergruppen haben die sich auf die Temperaturveränderungen beziehenden Probleme anscheinend gelöst, wohingegen andere Gruppen die die Empfindlichkeit gegenüber mechanischen Vibrationen betreffenden Probleme anscheinend gelöst haben. Niemand bisher hat jedoch diese zwei Probleme gleichzeitig gelöst.
Die meisten optischen Stromsensoren basieren auf einem Phänomen, das als der Faraday-Effekt bekannt ist. Wenn ein Lichtstrahl sich in der Nähe eines magnetischen Feldes befindet, das entlang einer Richtung parallel zur Richtung der Lichtstrahlausbreitung orientiert ist, dann sind die zwei zirkularen Komponenten von seinem Polarisationszustand einer Phasenverschiebung ausgesetzt, die proportional ist zu der Intensität des magnetischen Feldes. Die Polarität dieser Phasenverschiebung hängt von der Richtung des magnetischen Feldes in Bezug auf die Richtung der Lichtstrahlausbreitung ab. Man sagt, daß dieses Phänomen nicht reziprok ist.
In der Literatur sind einige Konfigurationen vorgeschlagen worden, die auf einem Glasvolumen ("glass bulk") basieren. In diesem Fall ist ein Glasblock als ein Ring um den Leiter herum geformt und das im Inneren des Blockes geführte Licht wird einer Polarisationsrotation ausgesetzt, die proportional ist zu dem elektrischen Strom. Nichtsdestotrotz ist die durch das Vorhandensein des Stromes hervorgerufene Faraday-Rotation außerordentlich schwach. Auch das kodierte Lichtsignal ist sehr schwach.
Die Phasendifferenz, die zwischen den zirkularen Polarisationskomponenten durch den Faraday-Effekt erzeugt wird, induziert bei einer linearen Polarisation eine Rotation Φ der Polarisationsebene, die gleich der Hälfte der Phasendifferenz 2Φ ist, die zwischen den zwei zirkularen Polarisationskomponenten erzeugt wird. Dies ist der Grund, warum dieses Phänomen auch Faraday-Rotation genannt wird. Die Phasendifferenz Φ wird entlang einer Ausbreitungsdistanz L mittels der folgenden Gleichung berechnet:
wobei H der Vektor des Magnetfeldes ist, u die Permeabilitätskonstante ist und V die Verdet-Konstante ist, die die Empfindlichkeit des Mediums gegenüber dem Faraday-Effekt darstellt. Nach dem Gesetz von Ampere hängt das entlang eines geschlossenen Kreises integrierte Magnetfeld allein von dem Strom I ab, der im Inneren des Kreises bzw. der Schleife zirkuliert, wobei I gemäß der folgenden Gleichung definiert ist:
φH · dl = I
Somit ist es durch Zirkulieren eines optischen Strahles entlang eines geschlossenen Kreispfades um einen elektrischen Leiter mittels einer optischen Faser möglich, die Amplitude des elektrischen Stromes zu erhalten, indem man die Phasendifferenz 2~ mißt, die zwischen der rechten und der linken zirkularen Komponente der Polarisation erzeugt wird, und zwar gemäß der folgenden Gleichung:
f = uVNI
wobei N die Anzahl von vollständigen Windungen ist, die von dem Lichtstrahl um den elektrischen Leiter herum vollzogen wird.
In einer optischen Faser ist immer ein gewisses Maß an Doppelbrechung vorhanden. Diese Doppelbrechung kann äußerlich oder innerlich bzw. von außen wirkend oder von innen wirkend sein. Die innere Doppelbrechung ergibt sich aus der Charakteristik der Faser aufgrund ihres Herstellungsprozesses. Die äußere Doppelbrechung ergibt sich aus den Umgebungsbedingungen, die die Faser umgeben, wie die Temperatur, die Belastung und die Vibration. Die in der Faser vorhandene lineare Doppelbrechung erzeugt ein Löschen bzw. Auslöschen der Phasendifferenz zwischen den zirkularen Polarisationskomponenten (die Faraday- Rotation), die sich aus dem Faraday-Effekt ergibt.
Die optische Faser, die bei der vorliegenden Erfindung verwendet werden wird, ist im Stand der Technik als gesponnene optische Faser mit hoher Doppelbrechung bekannt (gesponnene Faser). Eine solche Faser besitzt eine hohe lineare Doppelbrechung eine hohe zirkulare Doppelbrechung. Aufgrund dieser doppelten Eigenschaft ist die Faser gegenüber Veränderungen in den Umgebungszuständen weniger empfindlich als eine Faser mit niedriger innerer bzw. eigener Doppelbrechung, wobei eine gute Empfindlichkeit gegenüber elektrischem Strom beibehalten wird. Diese Faser ist als gesponnene Faser bekannt, da die Vorform während des Herstellungsprozesses axial während ihres Ziehens in eine Faser gedreht wird.
Die optische Faser allein ist jedoch nicht hinreichend, um den elektrischen Strom mit guten Resultaten zu messen. Es sind einige Konfigurationen von interferometrischen Stromsensoren, die gesponnene Fasern mit hoher Doppelbrechung verwenden, experimentell untersucht worden. Der Sensor muß so konstruiert sein, daß die mechanischen Vibrationen und die Temperaturveränderungen den Strommeßwert nicht beeinflussen. Die Faraday- Rotation liegt in einer gesponnenen Faser mit hoher Doppelbrechung immer vor. Nichtsdestotrotz wirken auch die lineare und die zirkulare Doppelbrechung der optischen Faser auf den Polarisationszustand des Lichtes, das durch die optische Faser geführt wird. Da die mechanischen Vibrationen und die Temperaturveränderungen die lineare und die zirkulare Doppelbrechung beeinflussen, werden auch die Polarisation und die Phase beeinflußt bzw. beeinträchtigt. Hieraus ergibt sich, daß der Strommeßwert von den Temperaturveränderungen und den mechanischen Vibrationen abhängen wird, die einen größeren Einfluß haben können als die Faraday-Rotation selbst. Dies ist das zu lösende Problem.
Dieses Problem sollte gelöst werden, wenn man eine bestimmte Eigenschaft des Faraday-Effektes berücksichtigt, die Nicht-Reziprozität. Dies bedeutet, daß die Faraday-Rotation des durch eine optische Faser von einem Punkt A zu einem Punkt B und dann invers von dem Punkt B zu dem Punkt A zirkulierenden Lichtes kumulativ ist, wenn keine Reziprozität vorliegt. Andererseits sind die zirkulare und die lineare Doppelbrechung reziprok. Dies bedeutet, daß die Rotation des durch eine optische Faser von einem Punkt A zu einem Punkt B und dann invers vom Punkt B zum Punkt A zirkulierenden Lichtes gelöscht bzw. ausgelöscht wird, wenn Reziprozität vorliegt. Dann löschen sich die Wirkungen der zirkularen und der linearen Doppelbrechung unter gewissen Umständen aus. Daher ist es möglich, eine Unempfindlichkeit gegenüber mechanischen Vibrationen und Temperaturveränderungen zu erhalten. Diese Bedingungen sind erfüllt, wenn der Pfad des Lichtes, das in beide Richtungen zirkuliert, reziprok ist, was bedeutet, daß die beiden sich gegeneinander ausbreitenden Lichtstrahlen ähnlichen reziproken Pfaden folgen. Es wird angenommen, daß es im Stand der Technik keine Konfiguration gibt, die die oben genannte Bedingung erfüllt. Bei reziproken Pfaden ist es möglich, Signalvariationen zu kompensieren, die sich aus Vibrationen oder mechanischen Belastungen ergeben, die an die Faser angelegt werden.
Es sind einige Ausführungsformen vorgeschlagen worden, die gesponnene Fasern verwenden zum Messen eines elektrischen Stromes. In der internationalen PCT-Anmeldung Nr. WO 83/00232 von PAYNE et al., wird die Verwendung eines ortho-konjugierten Spiegels vorgeschlagen, der an dem Ende einer gesponnenen Faser angeordnet ist. Das Licht wird an einem Ende injiziert, wird entlang der Faser geführt und wird erneut zurück in das Innere der Faser reflektiert. Das reflektierte Licht wird nach seinem Rückkurs entlang der Faser mittels eines polarisierenden Prismas detektiert. Der ortho-konjugierte Spiegel reflektiert das Licht so, daß es einem reziproken Pfad in beiden Richtungen entlang der Faser folgt.
Ortho-konjugierte Spiegel, von denen die Stabilität des gesamten Systems somit abhängt, sind jedoch selbst gegenüber Temperaturveränderungen und gegenüber einem magnetischen Feld empfindlich. Demgemäß lösen reziproke Pfade unter Verwendung eines ortho-konjugierten Spiegels die Probleme nicht, die sich auf Temperaturveränderungen beziehen.
Im Stand der Technik ist auch das sogenannte Sagnac- Interferometer bekannt. Bei solchen Interferometern werden zwei sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahlen in die zwei gegenüberliegenden Enden derselben optischen Faser mittels eines Eingangs/Ausgangs-Ports eines Kopplers injiziert. Die optische Faser umkreist den elektrischen Leiter, durch den der zu messende elektrische Strom zirkuliert bzw. fließt. Dieser Koppler wird auch dazu verwendet, die sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen bei ihrer Rückkehr zu rekombinieren. Wenn diese sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen reziproken Pfaden folgen, ist die von der optischen Faser induzierte Phasendifferenz Null. Da der Faraday-Effekt nicht reziprok ist, wird das Vorhandensein eines magnetischen Feldes für einen Lichtstrahl, der entlang einer gegebenen Richtung zirkuliert, eine positive Phasendifferenz zwischen zirkularen Polarisationskomponenten induzieren, und eine negative Phasendifferenz für den anderen Lichtstrahl, der sich in der entgegengesetzten Richtung ausbreitet. Daher ist die Phasendifferenz zwischen den Lichtstrahlen nach der Rekombination am Koppler nur von dem Faraday- Effekt abhängig und ist daher von dem elektrischen Strom abhängig, der durch den Leiter zirkuliert. Eine Variation der Phasendifferenz zwischen den zwei sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen modifiziert die Interferierungsbedingungen während der Rekombination am Koppler. Hieraus ergibt sich eine Veränderung der Lichtintensitätsverteilung, die in Eingangs/Ausgangs-Ports des Kopplers reflektiert wird, und zwar gemäß den folgenden Gleichungen:
P&sub1; = Cos²(uVNI)[P&sub0;]
P&sub2; = COS²(uVNI + (π/2)P&sub0;
wobei P&sub1; und P&sub2; die Lichtintensitätssignale sind, die jeweils in den Ausgangs-Ports des Kopplers detektiert werden, und wobei P&sub0; das Lichtintensitätssignal ist, das in das Sagnac- Interferometer injiziert wird.
Daher kann man die Amplitude des Stromes erfahren durch Messen von Lichtintensitätssignalen, die in die Ausgangs-Ports des Kopplers zurückreflektiert werden. Wenn die Lichtstrahlen ähnlichen reziproken Pfaden folgen, hängt die Phasendifferenz nur von dem Faraday-Effekt ab. In der Praxis folgen die Lichtstrahlen nicht immer ähnlichen reziproken Pfaden. Demzufolge hängt die Phasendifferenz nicht nur von dem Faraday-Effekt ab. Tatsächlich kann die in der optischen Faser vorhandene Doppelbrechung dazu führen, daß die zwei Lichtstrahlen in unterschiedlichen Pfaden geführt werden. Daher wird die Phasendifferenz zwischen den Polarisationskomponenten der Lichtstrahlen beeinflußt. Weiterhin wird das Ausgangssignal unstabil sein, da die Doppelbrechung gegenüber Temperaturvariationen und mechanischen Vibrationen empfindlich ist. Die Polarisation und die Phasendifferenz zwischen den zwei sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen sind von der Doppelbrechung nur dann unabhängig, wenn die zwei Lichtstrahlen ähnlichen reziproken Pfaden folgen. Es wäre nur dann möglich, einen interferometrischen Stromsensor zu erhalten, der gegenüber mechanischen Vibrationen und Temperaturveränderungen vollkommen unempfindlich ist, wenn die zwei sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen ähnlichen reziproken Pfaden folgen.
In der internationalen PCT-Anmeldung Nr. WO 93/13428 von CLARKE wird ein Sagnac-Interferometer zum Messen eines elektrischen Stromes beschrieben. CLARKE schlägt die Verwendung einer gesponnenen Faser mit hoher Doppelbrechung bei einem Sagnac- Interferometer vor. Die Aufgabe der CLARKE-Patentanmeldung besteht darin, den Einfluß von Temperaturveränderungen auf die Meßwerte des elektrischen Stromes zu reduzieren. Diese Konfiguration nutzt die Reziprozität der zirkularen und der linearen Doppelbrechung. Diese Reziprozität wird nur erhalten, wenn der Lichtstrahl, der entlang des Sagnac-Kreises in Urzeigerrichtung zirkuliert, und der Lichtstrahl, der entlang des Sagnac-Kreises gegen Urzeigerrichtung zirkuliert, ähnlichen reziproken Pfaden folgen. Um dies zu erhalten, muß der Winkel zwischen den Polarisationsachsen der Abschnitte aus der gesponnenen Faser mit hoher Doppelbrechung und den optischen Fasern, die mit dem Koppler verbunden sind, sorgfältig eingestellt werden, so daß die sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen ähnlichen reziproken Pfaden folgen. Ferner müssen die optischen Fasern, die den Koppler mit den Abschnitten aus gesponnener Faser mit hoher Doppelbrechung verbinden, eine vernachlässigbare Doppelbrechung besitzen. Solange die Doppelbrechung der optischen Fasern, die den Koppler mit der gesponnenen Faser mit hoher Doppelbrechung ("high-birefringence, Hi-Bi) verbinden, nicht durch Temperaturveränderungen beeinflußt wird, liefert die von CLARKE vorgeschlagene Konfiguration somit reziproke Pfade in Bezug auf die Temperatur und daher kann in Bezug auf die Temperatur eine gute Stabilität erhalten werden. Was die Stabilität gegenüber mechanischen Vibrationen angeht, schlägt CLARKE jedoch keine Lösung in Bezug auf dieses Problem vor. Tatsächlich werden die Abschnitte aus gesponnener Faser mit hoher Doppelbrechung und die optischen Fasern, die den Koppler anschließen, bei Vorhandensein von mechanischen Vibrationen auf nicht gleichförmige Weise beeinflußt. Hieran liegt es, daß die Pfade der sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen teilweise nicht reziprok sind und daher das gesamte System gegenüber mechanischen Vibrationen empfindlich ist. Daher interferiert ein Teil der Lichtenergie, die in Bezug auf mechanische Vibrationen variiert, nicht gemäß der Phasendifferenz, die von dem Faraday-Effekt induziert wird, so daß das sich ergebende Signal dann unstabil wird. Die von CLARKE vorgeschlagene Konfiguration löst somit nicht die Probleme, die sich auf mechanische Vibrationen beziehen. Einige interferometrische Stromsensoren dieser Art verwenden aktive Elemente wie Phasen- und Amplituden-Modulatoren, und zwar außerhalb und/oder innerhalb des Sagnac-Kreises, um die Empfindlichkeit des Sensors gegenüber Umgebungsbedingungen zu reduzieren, hierdurch wird jedoch die Komplexität des gesamten Systems erhöht. Im Stand der Technik beziehen sich ferner die folgenden Patente und Artikel auf unterschiedliche Geräte, die optische Fasern zum Messen von verschiedenen Parametern verwenden:

U.S. Patent Nrn.:

4,370,612
4,542,338
4,545,682
4,634,852
4,773,758
4,848,910
4,949,038

U.K. Patentanmeldungsnr.:

2,251,940

Publikationen:

"Low-Drift Fibre Gyro Using A Superluminescent Diode" von Böhm et al., ELECTRONICS LETTERS, 14. Mai 1981, Band 17, Nr. 10, Seiten 352-353;
"Electric Current Sensors Employing Spun Highly Birefringent Optical Fibers", Richard I. LAMING et al., Journal of Lightwave Technology, Band 7, Nr. 12, Dezember 1989, Seiten 2084 bis 2094;
"Degree of Polarization in the Lyot Depolarizer", William K. BURNS, Journal of Lightwave Technology, Band LT-I, Nr. 3 September 1983, Seiten 475 bis 479;
"Temperature-Stable Spun Elliptical-Core Optical-Fiber Current Transducer", lan G. CLARKE, Optics Letters, Band 18, Nr. 2, 15. Januar 1993, Seiten 158 bis 160;
"Development of a Fiber Optic Current Sensor for Power Systems", Trevor W. MacDOUGALL et al., Proceedings of the 1991 IEEE Power Engineering Society· Transmission and Distribution Conference, Seiten 336 bis 341;
"Magnetic Field Sensitivity of Depolarized Fiber Optic Gyros", J. BLAKE, SPIE, Band 1367, Fiber Optic and Laser Sensors VIII (1990), Seiten 81 bis 86;
"Fiber-Optic Gyroscopes with Depolarized Light", William K. BURNS et al., Journal of Lightwave Technology, Band 10, Nr. 7, Juli 1992, Seiten 992 bis 999;
"Faraday-Effect Sensors: The State of the Art", G. W. DAY et al., SPIE, Band 985 Fiber Optic and Laser Sensors VI (1988), Seiten 138 bis 150;
"Faraday Effect Current Sensing Using a Sagnac Interferometer with a 3 · 3 Coupler", vorgestellt auf der Optical Fibre Sensors Conference, 1990, R. R. VESSER et al.,
"Optical Current Transducers for Power Systems: A review by the Emerging Technologies Working Group" bei der Presentation auf dem IEEE/PES Wintertreffen 1994, Seiten 1 bis 11;
"The Fiber-Optic Gyroscope", Herve LEFEVRE, veröffentlicht von Artech House (Boston), Seiten 58 bis 62, 73 bis 86, 93 bis 101; und
"A Magneto-Optic Current Transducer", T. W. CEASE et al., IEEE Transactions on Power Delivery, Band 5, Nr. 2, April 1990, Seiten 548 bis 555.

AUFGABE DER ERFINDUNG

Die Hauptaufgabe der vorliegenden Erfindung besteht darin, einen interferometrischen Stromsensor und ein Verfahren zum Messen eines elektrischen Stromes vorzuschlagen, die gleichzeitig weniger empfindlich gegenüber mechanischen Vibrationen und gegenüber Temperaturveränderungen sind als die im Stand der Technik bekannten interferometrischen Stromsensoren.

ZUSAMMENFASSUNG DER ERFINDUNG

Erfindungsgemäß wird ein interferometrischer Stromsensor angegeben, zum Messen eines elektrischen Stromes, wobei der Sensor aufweist:
eine Lichtquelle zum Erzeugen eines Lichtstrahles;
einen doppelt rechenden Einmodenhohlleiter mit einer linearen Doppelbrechung und einer zirkularen Doppelbrechung, wobei die zirkulare und die lineare Doppelbrechung jeweilige vorgegebenen Größenordnungen besitzen, wobei die Größenordnung der zirkularen Doppelbrechung größer oder gleich der Größenordnung der linearen Doppelbrechung ist, wobei der Hohlleiter einen Abschnitt zum Umschlingen bzw. Umkreisen des elektrischen Stromes aufweist;
einen Strahlteiler mit einem ersten Eingangs-Port, der optisch an die Lichtquelle angeschlossen ist, und einem zweiten und einem dritten Eingangs/Ausgangs-Port, die optisch mit Enden des Hohlleiters verbunden sind, um sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahlen in die jeweiligen Enden des Hohlleiters einzuspeisen und um die sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen hiervon zu empfangen;
einen Pseudo-Depolarisierer, der optisch seriell mit dem Hohlleiter verbunden ist, um jeden der sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen in ein vorbestimmtes Verhältnis von nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen und nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen umzuwandeln; und
einen optischen Detektor, der über den Strahlteiler optisch mit den Enden des Hohlleiters verbunden ist, um eine Lichtintensität zu erfassen, wobei die Lichtintensität aus einer Interferenz von nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen und nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen resultiert, wodurch die Lichtintensität den Strom darstellt.
Erfindungsgemäß wird ferner ein Verfahren zum Messen eines elektrischen Stromes angegeben, wobei das Verfahren die Schritte aufweist:
a) Umschlingen des elektrischen Stromes mittels eines Schleifen- bzw. Kreisabschnittes eines doppelbrechenden Einmodenhohlleiters, wobei der Hohlleiter eine lineare Doppelbrechung und eine zirkulare Doppelbrechung besitzt, wobei die zirkulare Doppelbrechung und die lineare Doppelbrechung jeweilige gegebene Größenordnungen besitzen, wobei die Größenordnung der laren Doppelbrechung gleich ist oder größer ist als die Größenordnung der linearen Doppelbrechung;
b) Erzeugen eines Lichtstrahles;
c) Aufteilen des Lichtstrahls, um zwei sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahlen in jeweilige Enden des Hohlleiters einzuspeisen;
d) Pseudo-Depolarisieren der zwei sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen, die in den Hohlleiter eingespeist werden, um jeden der sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen in ein vorbestimmtes Verhältnis von nutzbaren und nutzlosen Lichtsignalen umzuwandeln;
e) Interferieren der nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen und der nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale, um ein interferiertes Lichtsignal zu erzeugen; und
f) Erfassen auf optische Weise einer Lichtintensität des interferierten Lichtsignals, wodurch die Lichtintensität den Strom darstellt.
Die Aufgaben, Vorteile und weitere Merkmale der vorliegenden Erfindung ergeben sich aus der nachstehenden, nicht einschränkenden Beschreibung von bevorzugten Ausführungsformen der Erfindung, die rein zu Zwecken der beispielhaften Darstellung angegeben sind, und zwar unter Bezugnahme auf die beigefügte Zeichnung.

KURZBESCHREIBUNG DER ZEICHNUNG

Fig. 1 ist ein schematisches Diagramm, das einen interferometrischen Stromsensor gemäß der vorliegenden Erfindung darstellt;
Fig. 2 ist ein schematisches Diagramm, das zeigt, wie ein Pseudo-Depolarisierer zu erzeugen ist;
Fig. 3 ist ein Diagramm, das Amplituden von Lichtintensitäten P&sub1; und P&sub2; in Bezug auf den Strom zeigt, und zwar in Relation zu Fig. 1;
Fig. 4, 5 und 6 sind Diagramme, die Signale von experimentellen Ergebnissen zeigen, und zwar in Relation zu der in Fig. 1 gezeigten Ausführungsform;
Fig. 7 ist ein schematisches Diagramm, das einen weiteren interferometrischen Stromsensor gemäß der vorliegenden Erfindung zeigt;
Fig. 8a) und 8b) sind Diagramme, die jeweilige Ausgangssignale des Sensors der Fig. 7 in zwei unterschiedlichen Betriebszuständen zeigen;
Fig. 9 ist ein schematisches Diagramm, das eine typische Konfiguration des Sensors gemäß der vorliegenden Erfindung zeigt;
Fig. 10 ist eine schematische Vorderansicht einer Installation, die mit einer bevorzugten Ausführungsform der vorliegenden Erfindung versehen ist; und
Fig. 11 ist ein Diagramm, das Ausgangssignale in Relation zu der in Fig. 10 gezeigten Ausführungsform zeigt.

DETAILLIERTE BESCHREIBUNG DER ZEICHNUNG

Erfindungsgemäß wird ein interferometrischer Stromsensor vorgeschlagen, der gegenüber mechanischen Vibrationen und Veränderungen der Temperatur unempfindlich ist. Dieser interferometrische Stromsensor ist dadurch gekennzeichnet, daß er einen Pseudo-Depolarisierer aus optischen Fasern aufweist, der in einer Sagnac-Schleife bzw. in einem Sagnac-Kreis angeordnet ist.
Dieser Pseudo-Depolarisierer wirkt auf einen Lichtstrahl mit einer Bandbreite von nicht null, indem die unterschiedlichen Spektralkomponenten in unterschiedliche Polarisationszustände an seinem Ausgang umgewandelt werden. Das Licht am Ausgang des Pseudo-Depolarisierers scheint, gemittelt über das gesamte Spektrum, depolarisiert zu sein, jede Wellenlänge ist jedoch einzeln genommen weiterhin polarisiert. Der Polarisationszustand variiert in Relation zu der Wellenlänge. Diese Phänomen ist als Pseudo-Depolarisation bekannt, was bedeutet, daß dies kein zufälliger Prozeß ist. Dies unterscheidet sich von einer perfekten Depolarisation, bei der der Polarisationszustand bei jeder Wellenlänge zufällig ist. Im vorliegenden Fall ist es wichtig, eine Pseudo-Depolarisation zu erhalten, da immer eine Phasenrelation zwischen dem Eingangslicht und dem Ausgangslicht vorliegt.
In Fig. 1 ist ein interferometrischer Stromsensor zum Messen eines elektrischen Stroms I gemäß der vorliegenden Erfindung gezeigt. Der Sensor umfaßt eine Lichtquelle 14 zum Erzeugen eines Lichtstrahles und einen doppeltbrechenden Einmodenhohlleiter 16 mit einer linearen Doppelbrechung und einer zirkularen Doppelbrechung. Die zirkulare Doppelbrechung und die lineare Doppelbrechung haben jeweilige gegebene Größenordnungen, wobei die Größenordnung der zirkularen Doppelbrechung gleich ist oder größer als die Größenordnung der linearen Doppelbrechung. Der Hohlleiter bzw. Wellenleiter 16 weist einen ersten Kreisabschnitt 18 bzw. Schleifenabschnitt 18 auf, um einen elektrischen Leiter 12 zu umschlingen, durch den der elektrische Strom I kreist bzw. zirkuliert.
Der Sensor umfaßt auch einen Strahlteiler 6 mit einem ersten Eingangs-Port 1, der optisch mit der Lichtquelle 14 gekoppelt ist, und einem zweiten und einem dritten Eingangs/Ausgangs-Port 3 und 4, die optisch mit Enden des Hohlleiters 16 gekoppelt sind, um sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahlen in die jeweiligen Enden des Hohlleiters 16 einzuspeisen und um hiervon die sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen zu empfangen; und einen Pseudo-Depolarisierer 8, der optisch seriell mit dem Hohlleiter 16 gekoppelt ist, um jeden der sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen in ein vorbestimmtes Verhältnis von nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen und nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen umzuwandeln.
Der Sensor umfaßt auch optische Detektoreinheiten 20 und 22, die optisch mit den Enden des Hohlleiters 16 gekoppelt sind, und zwar über den Strahlteiler 6, zum Erfassen von Licht intensitäten. Die Lichtintensitäten, die sich aus einer Interferenz von nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen und nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen ergeben, stellen den Strom I dar. Bei gewissen Anwendungen ist die Verwendung einer einzelnen optischen Detektoreinheit 20 oder 22 hinreichend, um die Amplitude des Stromes I innerhalb eines vorgegebenen Bereiches zu bestimmen.
Der Strahlteiler 6 weist einen vierten Ausgangs-Port 2 zur Verbindung mit der zweiten Erfassungseinheit 22 auf. Der erste Eingangs-Port 1 ist ein Eingangs/Ausgangs-Port. Der Sensor umfaßt ferner einen Injektionskoppler 10, um die Quelle 14 und die Erfassungseinheit 20 mit dem Strahlteiler 6 optisch zu koppeln. Der Injektionskoppler 10 besitzt einen Eingangs-Port 7, der mit der Quelle 14 verbunden ist, einen Ausgangs-Port 9, der mit der ersten Erfassungseinheit 20 verbunden ist, und einen Eingangs/Ausgangs-Port 11, der mit dem ersten Eingangs/Ausgangs-Port 1 des Strahlteilers 6 verbunden ist.
Der doppelt brechende Einmodenhohlleiter 16 ist eine gesponnene Faser. Der Strahlteiler 6 bildet mit dem doppelt brechenden Einmodenhohlleiter ein Sagnac-Interferometer.
In den Fig. 1 und 2 ist die Quelle 14 durch eine Spektralverteilung mit einer Mittenfrequenz gleich ν&sub0; und einer vollen Breite von Spektralfrequenzen gleich δν beim halben Maximum bzw. einer Halbhöhenspitzenbreite von Spektralfrequenzen gleich δν gekennzeichnet. Der von der Quelle 14 erzeugte Lichtstrahl besitzt eine Kohärenzlänge Lc gleich c/δν, wobei c die Lichtgeschwindigkeit im Vakuum ist. Der Pseudo-Depolarisierer 8 ist ein Lyot-Depolarisierer, der eine erste hoch doppeltbrechende Faser 26 mit einer hohen Doppelbrechung Δβ&sub1;, einer Länge L&sub1;, Polarisationsachsen 32 und 34 und einer Depolarisationslänge Ld1 aufweist, die durch die folgende Gleichung definiert ist:
wobei die Depolarisationslänge Ld1 größer ist als Lc.
Der Pseudo-Depolarisierer besitzt auch eine zweite hoch doppeltbrechende Faser 28 mit einer hohen Doppelbrechung Δβ&sub2;, einer Länge L&sub2;, Polarisationsachsen 36 und 38 und einer Depolarisationslänge Ld2, die durch die folgende Gleichung definiert ist:
wobei der Wert von Ld2 gleich ist oder größer ist als 2Ld1.
Die erste hoch doppelbrechende Faser 26 besitzt ein Ende 30, das mit einem Ende 33 der zweiten hoch doppelbrechenden Faser 28 derart verbunden ist, daß die Polarisationsachsen 32 und 34 um 45º gegenüber den Polarisationsachsen 36 und 38 gedreht sind.
Die Quelle ist beispielsweise gekennzeichnet durch eine Spektralverteilung mit einer Mittenfrequenz gleich ν&sub0; und einer vollen Breite von Spektralfreguenzen gleich 2500 Gigahertz (5 Nanometer in Wellenlängen). Es gibt andere Arten von Pseudo- Depolarisierern, die erfindungsgemäß verwendet werden können.
Unter anderem schlägt Lutz einen Pseudo-Depolarisierer auf der Grundlage eines Schleifen-Interferometers mit einem die Polarisation aufrechterhaltenden faseroptischen 2·2-Koppler vor, wobei einer der Eingangs-Ports mit dem entsprechenden Ausgang- Port verbunden ist. Der von der Quelle 14 erzeugte Lichtstrahl besitzt eine Kohärenzlänge Lc, gleich c/2500 Gigahertz, wobei c die Lichtgeschwindigkeit im Vakuum ist.
Beispielsweise hat der von der Quelle erzeugte Lichtstrahl im wesentlichen eine Wellenlänge von 780 Nanometern oder 820 Nanometern.
In Fig. 2 ist gezeigt, wie man einen Pseudo-Depolarisierer mit zwei Abschnitten 26 und 28 aus einer hoch doppelbrechenden Faser realisiert, die auch als Hi-Bi-Faser bekannt ist. Ein Hi- Bi-Faserabschnitt 26 besitzt eine Depolarisationslänge, die gleich der Kohärenzlänge der Lichtquelle 14 ist oder darüberliegt. Der andere Hi-Bi-Faserabschnitt 28 besitzt eine Depolarisationslänge, die gleich ist oder länger als der zweifache Wert der Länge des ersten Faserabschnittes 26. Die zwei Hi-Bi- Faserabschnitte 26 und 28 sind miteinander verspleißt, so daß ihre doppeltbrechenden Achsen 32, 34 und 36, 38 um einen Winkel von 45º in Bezug aufeinander verdreht sind. Diese Art von Pseudo-Depolarisierer ist als Lyot-Pseudo-Depolarisierer bekannt.
In Fig. 1 ermöglicht das Vorhandensein eines Pseudo- Depolarisierers 8 in der Sagnac-Schleife im wesentlichen, das die Hälfte der in die Schleife injizierten Lichtenergie reziproken Pfaden folgt. In dem Koppler 6 befindet sich das Licht in einem Polarisationszustand S0. Der sich im Uhrzeigersinn ausbreitende Lichtstrahl entwickelt sich in einen Polarisati onszustand S1 an dem Uhrzeigersinn-Eingangs-Port des Pseudo- Depolarisierers 8, wohingegen der andere, sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahl sich in einen Polarisationszustand S2 an dem Gegenuhrzeigersinn-Eingangs-Port des Pseudo-Depolarisierers 8 entwickelt. Während des Durchgangs des Lichtstrahles durch den Pseudo-Depolarisierer 8 verteilt der Pseudo-Depolarisierer 8 die Polarisation entlang bzw. auf ein Kontinuum von Polarisationszuständen. Daher wird der Polarisationszustand eine Funktion, die mit der Wellenlänge variiert. Das Licht wird über die gesamte Bandbreite pseudo-depolarisiert.
Es ist für jede Wellenlänge möglich, den Polarisationszustand in eine koherente Addition von zwei Polarisationszuständen aufzubrechen, die orthogonal zueinander sind. Somit kann in Bezug auf die Uhrzeigersinnrichtung der Ausgang des Pseudo- Depolarisierers 8 aufgebrochen werden in eine Addition von zwei orthogonalen Zuständen S2 und S2*, wobei die Energie, über das gesamte Spektrum, zu gleichen Teilen auf diese zwei Polarisationszustände S2 und S2* verteilt ist. Auf ähnliche Weise kann der Gegenuhrzeigersinnrichtungs-Ausgang des Pseudo-Depolarisierers 8 aufgebrochen werden in die Polarisationszustände S1 und S1*. Aufgrund der Reziprozität wird die Komponente S2 des in Uhrzeigersinnrichtung zirkulierenden Lichtes am Koppler 6 zu S0 und die Komponente S1 des in Gegenuhrzeigersinnrichtung zirkulierenden Lichtes wird an dem Koppler zu S0.
Somit läßt sich ein Teil des Lichtes, das gemäß S1 und S2 polarisiert ist, an beiden Seiten des Pseudo-Depolarisierers 8 finden und bildet ein nutzbares Lichtsignal. Dieses nutzbare Lichtsignal interferiert vollständig in dem Koppler 6, da es reziproken Pfaden in beiden Richtungen gefolgt ist. Genauer ge sagt folgt das nutzbare Lichtsignal dem Pfad S0-S1-S2-S0 in Uhrzeigerrichtung und dem Pfad S0-S2-S1-S0 in Gegenuhrzeigersinnrichtung. Somit folgt die Hälfte der Lichtenergie reziproken Pfaden und interferiert vollständig in dem Koppler 6. Demzufolge wird nur die nicht reziproke Phasendifferenz, die durch den Faraday-Effekt induziert ist, eine Wirkung auf die Interferenz haben.
Was die Komponenten S2* und S1* angeht, so folgen diese unterschiedlichen Pfaden. Da sie unterschiedlichen Pfaden in entgegengesetzten Richtungen folgen, sagt man, daß sie in Bezug zueinander nicht reziprok sind. Die Phasenbeziehung zwischen den sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen dieser Hälfte des Lichtes, das das nicht-nutzbare Lichtsignal genannt wird, ist für jede Wellenlänge unterschiedlich. Da diese Komponenten nicht reziprok sind und Pfaden folgen, die hinreichend unterschiedlich sind, verlieren sie ihre Kohärenz. Während der Interferenz am Koppler 6 werden die Intensitäten dieser zwei nicht-brauchbaren Lichtstrahlen auf die Ports 1 und 2 des Kopplers 6 verteilt, um einen konstante Amplitude zu erzeugen. Diese konstante Amplitude wird zu der kohärenten Interferenz hinzuaddiert, die durch die nutzbare Komponente des Lichtsignales erzeugt wird und der Hälfte der Energie entspricht, die in die Sagnac-Schleife injiziert wird.
Wenn sich die Umgebungsbedingungen wie Temperatur, Druck und mechanische Vibrationen ändern, verändert sich der reziproke Pfad. Die Wirkung des Pseudo-Dipolarisierers 8 in der Sagnac-Schleife führt zu einer Selbst-Kompensation dieser Änderungen. Diese Kompensation ergibt sich aus der Tatsache, daß das nutzbare Lichtsignal sich aus einem unterschiedlichen Teil des Lichtsignales ergeben wird und daß sich das nicht-nutzbare Lichtsignal aus einem unterschiedlichen Teil des Lichtes ergeben wird. Jeder Teil von nutzbarem und nicht-nutzbarem Licht entspricht jedoch immer der Hälfte der injizierten Energie. Im Ergebnis ist der interferometrische Stromsensor gegenüber Umgebungsbedingungen wie mechanischen Vibrationen und Temperaturveränderungen unempfindlich.
Das vom Port 1 des Kopplers 6 erfaßte Lichtintensitätssignal P&sub1; wird durch die folgende Gleichung bestimmt:
P&sub1; = (1/4)[1 + 2 cos²(uVNI)]P&sub0;
und das vom Port 2 des Kopplers 6 erfaßte Lichtintensitätssignal P&sub2; wird durch die folgende Gleichung bestimmt:
P2 = (1/4)[1 + 2 cos²(uVNI - (π/2))]P&sub0;
wobei P&sub0; die Leistung des in den Port 1 des Kopplers 6 injizierten Lichtsignals ist und wobei P&sub0; ist gleich P&sub1; + P&sub2;. Die Differenz zwischen den Signalen P&sub1; und P&sub2; läßt sich erklären anhand einer Phasenverschiebung, die erzeugt wird, wenn das Licht von einem Kanal des Kopplers zu dem anderen Kanal gekoppelt wird. Die Signale P&sub1; und P&sub2; sind in Fig. 3 gezeigt. Die vertikale Achse ist proportional zu der Lichtintensität und die horizontale Achse ist proportional zu dem Strom I.
Der in Fig. 1 gezeigte Sensor verwendet einen 2·2-Koppler 6, es kann jedoch auch ein 3·3-Koppler verwendet werden.
Diese Konfiguration stellt eine Verbesserung gegenüber dem oben erläuterten Stand der Technik dar. Einerseits ist jedoch die Flanke bzw. Steigung des Signals an einem der Ports 1 oder 2 des Kopplers 6 gleich null, wenn der Strom null ist, was das Ansprechen bzw. die Antwort des Sensors verringert; andererseits sind die Signale P&sub1; und P&sub2; zu beiden Seiten eines Stromes von null symmetrisch, was dazu führt, daß es nicht möglich ist, die Polarität des Stromes zu bestimmen.
Wie oben erwähnt, ist der interferometrische Stromsensor gemäß der vorliegenden Erfindung derart gekennzeichnet, daß er gegenüber mechanischen Vibrationen und Temperaturveränderungen unempfindlich ist. Es läßt sich erkennen, daß die gesamte Anordnung ähnlich ist zu der Anordnung, die von CLARKE vorgeschlagen wurde, daß sie jedoch darüber hinaus einen Pseudo- Depolarisierer 8 beinhaltet, der in der Sagnac-Schleife montiert ist und am Ausgang des Kopplers keine Ausrichtungsprozedur erfordert. Aufgrund dieses Pseudo-Depolarisierers 8 ist es möglich, ähnliche, reziproke Pfade für die sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen zu erhalten, selbst beim Vorliegen von mechanischen Vibrationen und/oder von Veränderungen der Temperatur. Tatsächlich folgt aufgrund dieses Pseudo- Dipolarisierers 8 die Hälfte der Lichtenergie, und immer nur die Hälfte, reziproken Pfaden, wohingegen die andere Hälfte keinen reziproken Pfaden folgt. Wenn die optische Faser durch das Auftreten von mechanischen Vibrationen und/oder Temperaturveränderungen beeinflußt ist, wird die Energieverteilung bezüglich der Wellenlänge, die reziproken Pfaden folgt, neu verteilt und die reziproken Pfade selbst werden modifiziert, das Verhältnis, bzw. der Anteil der Energie, der reziproken Pfaden folgt, wird jedoch immer die Hälfte der Gesamtenergie betragen.
Was jene Hälfte der Energie angeht, die nicht reziproken Pfaden folgt, so wird bei diesen eine Kohärenz nicht länger vorliegen, was zu einer Mittelwertbildung des Signals führt, so daß eine konstante Lichtintensität während der Rekombination am Koppler erzeugt werden wird. Die Verwendung eines Pseudo- Depolarisierers 8 in Kombination mit einer hoch doppeltbrechenden optischen, gesponnenen Faser 16 in der Sagnac-Konfiguration ist bislang niemals vorgeschlagen worden.
Erfindungsgemäß wird ein Verfahren zum Messen eines ersten elektrischen Stromes vorgeschlagen. Das Verfahren umfaßt die Schritte, (a) den ersten elektrischen Strom mittels eines ersten Schleifenabschnittes eines doppeltbrechenden Einmodenhohlleiters zu umschlingen bzw. zu umkreisen, wobei der Hohlleiter eine lineare Doppelbrechung und eine zirkulare Doppelbrechung aufweist, wobei die zirkulare Doppelbrechung und die lineare Doppelbrechung jeweilige vorgegebene Größenordnungen besitzen, wobei die Größenordnung der zirkularen Doppelbrechung gleich ist oder größer als die Größenordnung der linearen Doppelbrechung; (b) einen Lichtstrahl zu erzeugen; (c) den Lichtstrahl aufzuteilen, um zwei sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahlen in jeweilige Enden des Hohlleiters einzuspeisen; (d) die zwei sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen, die in den Hohlleiter eingespeist sind, zu pseudodepolarisieren, um jeden der sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen in ein vorbestimmtes Verhältnis von nutzbaren und nutzlosen Lichtsignalen umzuwandeln; (e) die nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale und die nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale zu interferieren, um ein interferiertes Lichtsignal zu erzeugen; und (f) eine Lichtintensität des interferier ten Lichtsignales optisch zu erfassen, wobei die Lichtintensität den Strom darstellt.
Vorzugsweise ist das Verfahren gemäß der in Fig. 1 gezeigten Ausführungsform dadurch gekennzeichnet, daß der Schritt (e) den Schritt aufweist, die nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale und die nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale zu interferieren, um jeweils zwei interferierte Lichtsignale von den Enden des Hohlleiters zu erzeugen; und daß der Schritt (f) den Schritt aufweist, jeweilige Lichtintensitäten der interferierten Lichtsignale optisch zu erfassen, wobei die Lichtintensitäten den Strom darstellen.
In Fig. 7 ist eine weitere Ausführungsform der vorliegenden Erfindung gezeigt. Diese Ausführungsform umfaßt ferner einen elektrischen Leiter 50 zum Induzieren einer Bias- Phasendifferenz zwischen Polarisationskomponenten der sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen, indem man einen Referenzstrom IREF um einen Abschnitt eines zweiten Schleifenabschnittes 52 des Hohlleiters 16 zirkulieren bzw. fließen läßt. Der zweite Schleifenabschnitt 52 ist seriell mit dem ersten Schleifenabschnitt 18 verbunden, wobei die Lichtintensität nunmehr auch die Polarität des elektrischen Stromes I darstellt bzw. darstellen kann.
Der erste Schleifenabschnitt 18 des Hohlleiters 16 dient zum Umschlingen eines Hochspannungs-Leiters 12, durch den der erste elektrische Strom I zirkuliert bzw. fließt, wobei der Hochspannungs-Leiter 12 an einem oberen Ende 56 eines vertikalen Isolators 58 montiert ist. Der Strahlteiler 6 und der zwei te Schleifenabschnitt 52 sind an einem unteren Ende 60 des Isolators 58 montiert.
Vorzugsweise ist das Verfahren gemäß der in Fig. 7 gezeigten Ausführungsform dadurch gekennzeichnet, daß es vor dem Schritt (e) den Schritt aufweist, eine Bias-Phasendifferenz zwischen Polarisationskomponenten der sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen zu induzieren, indem man einen zweiten Strom, der der Referenzstrom IREF ist, um einen Abschnitt des zweiten Schleifenabschnittes 52 des Hohlleiters 16 zirkulieren läßt. Der zweite Schleifenabschnitt 52 befindet sich in Reihe mit dem ersten Schleifenabschnitt 18, wobei die in dem Schritt (f) erfaßte Lichtintensität nunmehr auch die Polarität des ersten elektrischen Stromes I darstellt.
Der zweite Schleifenabschnitt 52 erfaßt den Referenzstrom IREF, was eine Wirkung erzeugt, die optisch hinzuaddiert wird zu der sich aus der Wirkung des Stromes I auf den ersten Schleifenabschnitt 18 ergebenden Wirkung. Bei der in Fig. 7 gezeigten Ausführungsform ist es möglich, die Strompolarität des Stromes I zu bestimmen und die Empfindlichkeit des Sensors gleichförmiger auszubilden.
Bei dieser Ausführungsform ist es ferner möglich, den Strom I mittels einer Quadraturtechnik zu messen, um die Auflösung und die dynamische Bandbreite des Sensors zu verbessern. Bei dieser Ausführungsform besteht jedoch ein kleinerer Nachteil dahingehend, daß nunmehr eine galvanische Verbindung zwischen der (nicht gezeigten) Station, die sich benachbart zu dem Isolator befindet und aus der der Referenzstrom IREF zugeführt wird, und dem Sensor besteht. Es wird angenommen, daß dieser Nachteil für viele Anwendungen akzeptabel ist, da die aktuelle Magnettechnologie eine solche Verbindung auch erfordert. In der Praxis könnte der Leiter 50 in einem Kabel enthalten sein, das auch die optischen Fasern enthält.
Wenn der Sensor ohne jeden Referenzstrom verwendet wird, ist seine Transferfunktion symmetrisch bezüglich eines Null- Stromes, wie es in Fig. 8a gezeigt ist, die ein Ausgangssignal P&sub0;&sub1; in Bezug auf den gemessenen Strom I darstellt. Ferner ist die Empfindlichkeit des Sensors für Ströme, die sich sehr nahe am Ursprung befinden, sehr niedrig. Das Injizieren eines Referenzstromes durch den zweiten Schleifenabschnitt führt zu einer Phasenverschiebung der Transferfunktion, so daß diese asymmetrisch bezüglich eines Stromes mit dem Wert Null wird, wie es in Fig. 8b gezeigt ist, die ein Ausgangssignal P&sub0;&sub2; bezüglich des gemessenen Stromes I zeigt. Es ist dann möglich, die Polarität des gemessenen Stromes zu identifizieren, während eine gute Empfindlichkeit für niedrige Ströme erhalten wird.
In Fig. 9 ist eine schematische Ansicht einer typischen Konfiguration des Sensors gezeigt. Vorzugsweise sollte die Amplitude des Referenzstromes derart sein, daß die Transferfunktion des Sensors um eine viertel Periode phasenverschoben wird. Es spielt keine Rolle, ob die Phasenverschiebung der Transferfunktion voreilend oder nacheilend ist.
Es wird nunmehr ein Fall angenommen, bei dem die Periode der Transferfunktion des Sensors ein Strom mit einer Amplitude IP ist, wobei der Leiter 12 eine Anzahl NCP Windungen um den ersten Schleifenabschnitt besitzt, wobei der Leiter 50 eine Anzahl von NCS Windungen um den zweiten Schleifenabschnitt be sitzt, wobei der erste Schleifenabschnitt aus NBP Windungen einer gesponnenen Hi-Bi-Faser besteht und wobei der zweite Schleifenabschnitt aus einer Anzahl von NBS Windungen desselben Fasertyps besteht. Der Koppler 6 ist ein Zwei-Mal-Zwei-Koppler und der Pseudo-Depolarisierer ist ein Lyot-Pseudo- Depolarisierer 8. In diesem Fall ist die Amplitude des Referenzstromes IREF durch die folgenden Gleichung definiert:
Es ist herausgefunden worden, daß dort, wo das Licht dem Faraday-Effekt gehorcht, die Vorrichtung einen Durchschlag erleiden kann durch ein Koppeln von Moden bzw. Modi. Ferner muß der Faserabschnitt, der die von dem Leiter 50 ausgeführte Meßwindung mit der von dem Leiter 12 ausgeführten Hilfswindung verbindet, die Integrität der Moden bzw. Modi bewahren. Wenn dieser Faserabschnitt die Integrität der Moden nicht bewahrt, beeinflußt der Austausch von Energie zwischen den Moden die Empfindlichkeit der Vorrichtung. Diese Veränderung der Empfindlichkeit hängt von Umgebungsbedingungen ab.
In einer bevorzugten Ausführungsform wird die gesponnene Hi-Bi-Faser zur Verbesserung der Vorrichtung durch eine gesponnene Hi-Bi-Faser ersetzt, die nur einen elliptisch polarisierten Eigenmodus führt. Diese Faser dämpft einen der zwei Eigenmodi. Wenn eine Energiekopplung zwischen den zwei Modi auftritt, wird die unerwünschte gekoppelte Energie dann evakuiert. Bei dieser Faser ist die Empfindlichkeit der Vorrichtung weiter verbessert.
In Fig. 9 ist nur ein einzelner Pseudo-Depolarisierer gezeigt. Es ist bevorzugt, jedoch nicht unabdingbar, einen zweiten Pseudo-Depolarisierer zwischen dem Koppler 6 und der Hilfswindung hinzuzufügen, um die Milderung ("alleviation") der Vorrichtung unempfindlich gegenüber dem Polarisationszustand des hierin injizierten Lichtes zu machen.
Alternativ zu der Verwendung einer gesponnenen Hi-Bi- Faser, die nur einen elliptisch polarisierten Eigenmodus führt, ist es möglich, einfach einen Abschnitt einer gesponnenen Hi- Bi-Faser, die nur einen elliptisch polarisierten Eigenmodus führt, zwischen die zwei Windungen einzusetzen, um Vorteile ähnlich zu jenen zu erhalten, die mit der Verwendung einer ganzen gesponnenen Hi-Bi-Faser erhalten werden, die nur einen elliptisch polarisierten Eigenmodus führt. Da dieser Abschnitt der gesponnenen Hi-Bi-Faser, die nur einen elliptisch polarisierten Eigenmodus führt, nicht zur Messung des elektrischen Stromes verwendet wird, muß deren Charakteristik auch bei diesem alternativen Fall in Bezug auf die Strommessung nicht sehr präzise sein.
In Fig. 10 ist die Verwendung eines Sensors gezeigt, der zwei Erfassungs- bzw. Sensoreinheiten aufweist, die die Messung des Stromes I mittels einer Quadraturtechnik unter Verwendung eines Referenz-Gleichstromes ermöglichen. Die zweite Erfassungseinheit ist ähnlich zu der ersten Erfassungseinheit und umfaßt:
eine zweite Lichtquelle (die in Fig. 10 nicht gezeigt ist, jedoch ähnlich zu der einen Lichtquelle ist, die in Fig. 1 gezeigt ist) zum Erzeugen eines zweiten Lichtstrahls;
einen zweiten doppeltbrechenden Einmodenhohlleiter 16 mit einer linearen Doppelbrechung und einer zirkularen Doppelbrechung, wobei die zirkulare Doppelbrechung und die lineare Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters jeweilige gegebene Größenordnungen besitzen, wobei die Größenordnung der zirkularen Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters 16 gleich ist oder größer als die Größenordnung der linearen Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters 16, wobei der zweite Hohlleiter 16 einen dritten Schleifenabschnitt 18 zum Umschlingen des elektrischen Stromes I aufweist;
einen zweiten Strahlteiler 6 mit einem ersten Eingangs- Port, der optisch mit der zweiten Lichtquelle gekoppelt ist, und einem zweiten und einem dritten Eingangs/Ausgangs-Port, die optisch mit Enden des zweiten Hohlleiters 16 gekoppelt sind, um zweite, sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahlen in die jeweiligen Enden des zweiten Hohlleiters 16 einzuspeisen und um die zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen hiervon zu empfangen;
einen zweiten Pseudo-Depolarisierer 8, der optisch seriell mit dem zweiten Hohlleiter 16 gekoppelt ist, um jeden der zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen in ein vorbestimmtes Verhältnis von zweiten nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen und zweiten nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen umzuwandeln;
einen zweiten optischen Detektor (der in Fig. 10 nicht gezeigt ist, jedoch ähnlich ist zu dem Detektor, der in Fig. 1 gezeigt ist), der über den zweiten Strahlteiler 6 optisch mit den Enden des zweiten Hohlleiters 16 gekoppelt ist, um eine zweite Lichtintensität zu erfassen, wobei sich die zweite Lichtintensität aus einer Interferenz der zweiten nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale und der zweiten nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale ergibt, wobei die zweite Lichtintensität auch den ersten Strom I darstellt; und
einen zweiten elektrischen Leiter 50 zum Induzieren einer Bias-Phasendifferenz zwischen Polarisationskomponenten der zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen, indem man einen zweiten Referenzstrom um einen Abschnitt bzw. eine Sektion eines vierten Schleifenabschnittes des zweiten Hohlleiters 16 zirkulieren läßt, wobei der vierte Schleifenabschnitt 52 seriell mit dem dritten Schleifenabschnitt 18 verbunden ist.
Der Strom I ist in der Größenordnung von 4 kA effektiv symmetrisch, bei einer Nennfrequenz von 60 Hz und einem asymmetrischen Scheitel von 140 kA. Jeder der ersten Schleifenabschnitte 18 besteht aus 60 Windungen einer gesponnenen Hi-Bi- Faser. Diese Faser ist eine Einmodenfaser bei 780 nm, besitzt eine Schwebungs- bzw. Schlaglänge ("beat length") in der Größenordnung von 10 mm vordem Spinnen und weist einen Spin-Pitch von etwa 10 mm auf.
Der Isolator dient für eine Spannung von 765 kV bei einem Basisimpulsisolationspegel von 2100 kV. Der Isolator umfaßt ein Minimum von vier Fasern, die Einmodenfasern bei/für 780 nm sind.
Die Pseudo-Depolarisierer sind Lyot-Pseudo-Depolarisierer, die aus doppelt brechenden Fasern mit elliptischem Kern herge stellt sind, die Einmodenfasern bei 780 nm sind und eine Schwebungslänge in der Größenordnung von 1,5 mm besitzen. Die Koppler 6 sind 2·2-Koppler mit einem Aufteilungsverhältnis von 50%- 50%. Der Leiter 50 besitzt toroide Wicklungsabschnitte, wobei jeder toroide Abschnitt aus 2500 Windungen hergestellt ist. Die Signale Pi2, P&sub0;&sub2;, Pi1 und P&sub0;&sub1; werden zugeführt oder von einem elektro-optischen Wandlermodul (nicht gezeigt) bereitgestellt. Der Referenzstrom IREF1 von einer der Erfassungseinheit ist null, wohingegen der Referenzstrom IREF2 der anderen Erfassungseinheit eine Amplitude aufweist, die durch die obige Gleichung definiert ist. Es ist dann möglich, zwei Erfassungseinheiten mit orthogonalen Transferfunktionen zu erhalten. Es liegt daran, daß es möglich ist, der Entwicklung bzw. Evolution des Ansprechens bzw. der Antwort der Erfassungseinheit in Bezug auf die Zeit zu folgen, indem man Ränder ("fringes") auf eine Weise analog zu einem Drehkodierer zählt. Ferner wird eine signifikante Verbesserung der Auflösung und der dynamischen Bandbreite der Messung erhalten. Bei dieser Technik wird eine konstante Empfindlichkeit in Bezug auf den Strom erhalten.
Die Technik der Quadraturmessung des Stromes kann auch vollzogen werden mittels einer einzelnen Erfassungseinheit. In diesem Fall sollte der Referenzstrom mit einer Frequenz geschaltet werden, die höher ist als jene des messenden Stromes. Diese Technik ist als temporäres Multiplexen von orthogonalen Transferfunktionen des Sensors bekannt.
Im Betrieb umfaßt die Messung bei der in Fig. 10 gezeigten Ausführungsform ferner die Schritte:
g) Umschlingen des elektrischen Stromes I mittels eines dritten Schleifenabschnittes 18 eines zweiten doppeltbrechenden Einmodenhohlleiters 16, wobei der zweite Hohlleiter 16 eine lineare Doppelbrechung und eine zirkulare Doppelbrechung besitzt, wobei die zirkulare Doppelbrechung und die lineare Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters 16 jeweilige gegebene Größenordnungen besitzen, wobei die Größenordnung der zirkularen Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters 16 gleich ist oder größer als die Größenordnung der linearen Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters 16;
h) Erzeugen eines zweiten Lichtstrahles;
i) Aufteilen des zweiten Lichtstrahles, um zwei zweite sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahlen in jeweilige Enden des zweiten Hohlleiters 16 einzuspeisen;
j) Pseudo-Depolarisieren der zwei zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen, die in den zweiten Hohlleiter 16 eingespeist sind, um jeden der zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen in ein vorbestimmtes Verhältnis von zweiten nutzbaren und zweiten nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen umzuwandeln;
k) Induzieren einer Bias-Phasendifferenz zwischen Polarisationskomponenten der zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen durch Zirkulieren eines Stromes IREF2, der ein Referenzstrom ist, um eine Sektion eines vierten Schleifenabschnittes 52 des zweiten Hohlleiters 16, wobei der vierte Schleifenabschnitt 52 seriell mit dem dritten Schleifenabschnitt 18 verbunden ist;
1) Interferieren der zweiten nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale und der zweiten nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale, um ein zweites interferiertes Lichtsignal zu erzeugen;
m) Erfassen auf optische Weise einer zweiten Lichtintensität des zweiten interferierten Lichtsignals, wobei die zweite Lichtintensität ebenfalls den Strom I darstellt; und
n) Berechnen des Stromes I mittels der ersten und der zweiten Lichtintensität mit einer Quadraturtechnik.
In Fig. 10 ist eine schematische Ansicht einer bevorzugten Ausführungsform der vorliegenden Erfindung gezeigt. Diese Ausführungsform dient zum Messen des Stromes in einer Hochspannungs-Station, die bei/mit mit 765 kV arbeitet. Zwei Erfassungseinheiten sind notwendig, da diese Ausführungsform die Messung des Stromes mittels der Quadraturtechnik ermöglicht. Es ist möglich, nur einen sekundären Schleifenabschnitt zu verwenden, da der Referenzstrom IREF1 den Wert null hat. Im vorliegenden Fall werden jedoch zwei sekundäre Schleifenabschnitte verwendet, um eine Redundanz zu erhalten. Der Referenzstrom IREF2 wird auf einen Wert von einem Ampere Gleichstrom eingestellt und entspricht der oben erwähnten Gleichung. Wenigstens vier optische Fasern müssen in der Säule des Isolators 58 enthalten sein. Vorzugsweise sollten Zusatzfasern montiert werden für den Fall eines Faserbruches.
In Fig. 11 sind die Signale gezeigt, die sich aus den zwei Lichtintensitäten ergeben, die in Bezug auf den Strom I erfaßt werden, wenn IREF auf einen Wert von null eingestellt ist und wenn IREF2 auf einen Wert von einem Ampere Gleichstrom eingestellt ist. Es ist anzumerken, daß die Phasenverschiebung der zwei Transferfunktionen eine Messung des Stromes mittels der Quadraturtechnik erlaubt. Im vorliegenden Fall ist die Periode dieser Transferfunktion 20 kA.
Die Verwendung eines Pseudo-Depolarisierers in Kombination mit einer herkömmlichen optischen Faser für ein Gyroskop bzw. einen Kreisel ist vorgeschlagen worden in der Publikation "Magnetic Field Sensitivity of Depolarized Fiber Optic Gyros" VIII, SPIE, Band 1367, Seite 81, 1990, von J. BLAKE. Die von BLAKE vorgeschlagene Konfiguration wäre jedoch zur Stromerfassung nicht adäquat, da sie nicht die Probleme löst, die sich auf mechanische Vibrationen und Temperaturveränderungen beziehen.
Die in den Fig. 1, 7 und 10 gezeigten, interferometrischen Stromsensoren haben einige Vorteile gegenüber dem Stand der Technik. Diese Sensoren sind gegenüber Veränderungen der Temperatur und gegenüber mechanischen Vibrationen nicht empfindlich. Diese Sensoren sind außerordentlich effizient und haben eine einfache Konfiguration. Hieran liegt es, daß das ganze System eine ausgezeichnete Langzeitstabilität besitzt, mit geringen Kosten hergestellt und leicht montiert werden kann. Da eine genaue Einstellung der Orientierung der optischen Faser nicht erforderlich ist, kann der Sensor leicht um einen Leiter herum montiert werden und an den Koppler gespleißt werden. Aufgrund dieser Tatsache läßt sich erkennen, daß der Sensor ohne die Notwendigkeit montiert werden kann, den elektrischen Leiter zu schneiden bzw. aufzutrennen. Ferner besitzt ein derartiger interferometrischer Stromsensor eine gute Empfindlichkeit für den Strom, eine gute Genauigkeit, einen weiten Dynamikbereich und ein niedriges Gewicht. Der in der Sagnac-Schleife montierte Depolarisierer ist ein Pseudo-Depolarisierer und kein realer Depolarisierer, da ein realer Depolarisierer die Phaseninformation nicht beibehält. Der Pseudo-Depolarisierer ist vorzugsweise ein Lyot-Pseudo-Depolarisierer aus optischen Fasern. Dieser Pseudo-Depolarisierer muß so konstruiert sein, daß das gesamte Licht pseudo-depolarisiert wird. Je schmaler das Lichtspektrum der Quelle ist, desto länger ist der Lyot-Pseudo-Depolarisierer aus optischen Fasern. Ferner ist es auch möglich, andere Pseudo-Depolarisierer wie Cornu-Pseudo-Depolarisierer zuverwenden, die das Licht unabhängig von der spektralen Bandbreite pseudodepolarisieren. Diese letztere Art von Pseudo-Depolarisierer ist jedoch weniger geeignet, da sie keine optische Faser verwendet.
Die Lichtquelle muß ein Spektrum besitzen, das hinreichend groß ist, um durch den Lyot-Pseudo-Depolarisierer pseudodepolarisiert zu werden. Diese spektrale Bandbreite kann jedoch schmal sein, wenn der verwendete Pseudo-Depolarisierer wirksamer ist als der Lyot-Pseudo-Depolarisierer.
Um die Länge des Lyot-Pseudo-Depolarisierers zu minimieren, ist es bevorzugt, eine Lichtquelle mit einer spektralen Bandbreite von mehr als 5 nm zu verwenden. Hierzu kann die Quelle eine Laserquelle sein, die unterhalb der Laser-Schwelle arbeitet oder eine lichtemittierende Diode.
Die Empfindlichkeit gegenüber dem Faraday-Effekt ist invers proportional zum Quadrat der Lichtwellenlänge. Je kürzer die Wellenlänge ist, desto wichtiger ist die Faraday-Rotation.
Aus diesem Grund basiert der faseroptische interferometrische Stromsensor generell auf einer Lichtquelle mit einer kurzen Wellenlänge. Vorzugsweise beträgt die Wellenlänge der Quelle 780 nm oder 820 nm. Nichtsdestotrotz sollten längere Wellenlängen wie jene, die in der Telekommunikation verwendet werden, nicht ausgeschlossen werden, da die Übertragung über die optischen Fasern besser ist und da effizientere und weniger kostenaufwendige Komponenten entwickelt worden sind. Daher könnte es bei gewissen Anmeldungen von Vorteil sein, eine Lichtquelle auf der Grundlage einer Wellenlänge von 1000 nm zu verwenden. Wie oben erläutert wurde, sollte die in der Sagnac-Schleife verwendete optische Faser eine Faser vom hoch doppeltbrechenden, gesponnenen Fasertyp sein. Die optische Faser, die das Licht von der Lichtquelle zu dem Sagnac-Interferometer führt bzw. leitet, sollte eine optische Faser vom Einmodentyp sein, wohingegen die optischen Fasern, die das Licht von dem Sagnac-Interferometer zu den optischen Detektoren führen, optische Fasern vom Einmoden- oder Mehrfachmoden-Typ sein können.
Der Koppler ist vorzugsweise ein thermischer ("fused") bikonischer Kegelkoppler bzw. Taper-Koppler. Diese Art von Koppler ist außerordentlich stabil und relativ kostengünstig. Der Koppler, der in der Ausführungsform verwendet wird, die in Fig. 1 gezeigt ist, ist ein 2·2-Koppler, was bedeutet, daß der Koppler zwei Paare von Eingangs- und Ausgangs-Ports aufweist.
In allen Fällen darf das Kopplungsverhältnis des Kopplers gegenüber Lichtpolarisation, Temperaturveränderungen oder anderen Phänomenen nicht empfindlich sein.

EXPERIMENTELLE ERGEBNISSE

Die in der Fig. 1 gezeigte Ausführungsform ist zur Durchführung von verschiedenen Experimenten verwendet worden. Bei diesen Experimenten ist die Lichtquelle eine Elektrolumineszenz-Diode, die auf eine Wellenlänge von 815 nm zentriert ist, bei einer spektralen Bandbreite von 40 nm. Diese Quelle emittiert einen Lichtstrahl, der über einen ersten 2·2-Koppler 10 in den Eingangsport 1 des zweiten 2·2-Kopplers 6 injiziert wird. Dieser zweite Koppler ist ein Teil des Sagnac- Interferometers. Die Sagnac-Schleife ist hergestellt aus einem Lyot-Pseudo-Depolarisierer 8, der thermisch verbunden ist mit einer Wicklung aus einer gesponnenen Faser, die um einen elektrischen Leiter 12 herum montiert ist, in dem ein Strom I zirkuliert. Die Signale P&sub1; und P&sub2;, so wie sie oben definiert sind, werden erfaßt von den jeweiligen Detektoren 20 und 22, die mit dem Port 9 des injizierenden Kopplers 10 bzw. mit dem Port 2 des Sagnac-Kopplers gekoppelt sind. Jeder der Detektoren 20 und 22 liefert ein Signal in Volt, das proportional ist zu der empfangenen Lichtintensität.
Der Pseudo-Depolarisierer umfaßt zwei hoch doppeltbrechende Fasersektionen mit elliptischem Kern, die von Corning (Marke) hergestellt sind, mit Längen von 5 m bzw. 13 m. Diese zwei Sektionen werden thermisch miteinander verbunden ("fused"), so, daß die Doppelbrechungsachsen der zwei Fasersektionen um 45º gegeneinander gedreht sind.
Die gesponnene Faser ist aus einer Faser-Vorform hergestellt, die einen elliptischen Kern aufweist, der eine innere bzw. eigene Doppelbrechung bereitstellt mit einer Schwebungs länge Lp von etwa 15 mm. Diese Faser-Vorform wird während ihres Ziehens mit einer Geschwindigkeit von 620 Umdrehungen pro Minute gesponnen. Die Ziehgeschwindigkeit der Faser beträgt 7,6 m/min., was eine Spin-Pitchlänge gleich 12,3 mm erzeugt. Diese Faser vollzieht 52 Windungen um den Leiter, unter Bildung einer Spule mit einem Durchmesser von 17 cm.
In Fig. 4 sind Signale P&sub1; und P&sub2; in Bezug auf den Strom I gezeigt. Die vertikale Achse ist proportional zu der Lichtintensität und die horizontale Achse ist proportional zu dem Strom I. Diese Signale verbleiben stabil, selbst wenn die Wicklung oder die gesamte interferometrische Sensoranordnung starken mechanischen Vibrationen ausgesetzt werden.
Es ist die Signalstabilität in Bezug auf die Temperatur gemessen worden. Um dies zu tun, wurde die Wicklung aus der gesponnenen Faser im Inneren eines temperatur-gesteuerten Ofens angeordnet. Es wurden Messungen von P&sub1;/P&sub0; und P&sub2;/P&sub0; durchgeführt, für Ströme von 0 Ampere und 4400 Ampere innerhalb eines Intervalls, in dem die Temperatur von 25ºC bis 53ºC variierte. P&sub1;/P&sub0; und P&sub2;/P&sub0; sind in Bezug auf die Mittelwertmessungen normiert.
In Fig. 5 ist die Variation des Verhältnisses P&sub1;/P&sub0; für die zwei oben erwähnten Werte des Stromes in Bezug auf die Temperatur gezeigt. Dieses Verhältnis ist aufgetragen entlang der vertikalen Achse und die Temperatur ist aufgetragen entlang der horizontalen Achse.
In Fig. 6 ist ein ähnliches Diagramm für das Verhältnis P&sub2;/P&sub0; gezeigt. Das Verhältnis P&sub2;/P&sub0; ist entlang der vertikalen Achse aufgetragen und die Temperatur ist entlang der horizontalen Achse aufgetragen. Die Signale verbleiben stabil innerhalb eines Bereiches von ± 0,2%, und zwar über den gesamten Temperaturbereich.
Obgleich die vorliegende Erfindung vorliegend unter Bezugnahme auf bevorzugte Ausführungsformen beschrieben worden ist, muß herausgestellt werden, daß jegliche Modifikationen dieser bevorzugten Ausführungsformen, soweit sie sich im Schutzbereich der beigefügten Ansprüche befinden, die Natur und den Schutzbereich der vorliegenden Erfindung nicht verändern.

Claims

1. Interferometrischer Stromsensor zum Messen eines ersten elektrischen Stromes (I), wobei der Sensor aufweist:

eine Lichtquelle (14) zum Erzeugen eines Lichtstrahls;

einen doppeltbrechenden Einmodenhohlleiter mit einer linearen Doppelbrechung und einer zirkularen Doppelbrechung, wobei die zirkulare und die lineare Doppelbrechung jeweilige Größenordnungen besitzen, wobei die Größenordnung der zirkularen Doppelbrechung größer oder gleich der Größenordnung der linearen Doppelbrechung ist, wobei der Hohlleiter (16) einen ersten Schleifenabschnitt (18) zum Umschlingen des elektrischen Stromes (I) aufweist;

einen Strahlteiler (6) mit einem ersten Eingangsport (1), der optisch an die Lichtquelle (14) angeschlossen ist, und mit einem zweiten und einem dritten Eingangs/Ausgangsport (3, 4), die optisch mit Enden des Hohlleiters (16) verbunden sind, um sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahlen in die jeweiligen Enden des Hohlleiters (16) einzuspeisen und um die sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen hiervon zu empfangen,

gekennzeichnet durch

einen Pseudo-Depolarisierer (8), der optisch seriell mit dem Hohlleiter (16) verbunden ist, um jeden der sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen in ein vorbestimmtes Verhältnis von nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen und nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen umzuwandeln; und

einen optischen Detektor (20, 22), der über den Strahlteiler (6) optisch mit den Enden des Hohlleiters (16) verbunden ist, um eine Lichtintensität zu erfassen, wobei die Lichtintensität aus einer Interferenz von nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen und nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen resultiert, wodurch die Lichtintensität den Strom (I) darstellt.

2. Interferometrischer Stromsensor nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß

der Strahlteiler (6) einen vierten Ausgangsport (2) aufweist;

der optische Detektor (20, 22) eine erste und eine zweite Erfassungseinheit (20, 22) aufweist, die jeweils über den Strahlteiler (6) mit den Enden des Hohlleiters (16) verbunden sind, wobei die zweite Erfassungseinheit (22) mit dem vierten Ausgangsport (2) verbunden ist, um Licht von diesem zu empfangen; und

der erste Eingangsport (1) des Strahlteilers (6) ein erster Eingangs/Ausgangsport (1) ist;

wobei der Sensor ferner einen Injektionskoppler (10) aufweist, um die Quelle (14) und die erste Erfassungseinheit (20) mit dem Strahlteiler (6) optisch zu koppeln, wobei der Injektionskoppler (10) einen Eingangsport (7), der mit der Quelle (14) verbunden ist, einen Ausgangsport (9), der mit der ersten Erfassungseinheit (20) verbunden ist, und einen Eingangs/Ausgangsport (11) aufweist, der mit dem ersten Eingangs/Ausgangsport (1) des Strahlteilers (6) verbunden ist.

3. Interferometrischer Stromsensor nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß

die Quelle (14) durch eine Spektralverteilung mit einer Mittenfrequenz gleich ν&sub0; und einer vollen Breite von Spektralfrequenzen gleich δν beim halben Maximum bzw. eine Halbhöhen spitzenbreite von Spektralfrequenzen gleich δν gekennzeichnet ist;

der von der Quelle (14) erzeugte Lichtstrahl eine Kohärenzlänge Lc gleich c/δν besitzt, wobei c die Lichtgeschwindigkeit im Vakuum ist; und

der Pseudo-Depolarisierer (8) ein Lyot-Depolarisierer (8) ist, der aufweist:

eine erste hoch doppeltbrechende Faser (26) mit einer hohen Doppelbrechung Δβ1, einer Länge L&sub1;, Polarisationsachsen P&sub1; und P&sub2; und einer Depolarisationslänge Ld1, die durch die folgende Gleichung definiert ist:

wobei die Depolarisationslänge Ld1 größer ist als Lc; und

eine zweite hoch doppeltbrechende Faser (28) mit einer hohen Doppelbrechung Δβ&sub2;, einer Länge L&sub2;, Polarisationsachsen P&sub3; und P&sub4; und einer Depolarisationslänge Ld2, die durch die folgende Gleichung definiert ist:

wobei Ld2 gleich ist oder größer ist als 2Ld1, wobei die erste hoch doppeltbrechende Faser (26) ein Ende (30) aufweist, das mit einem Ende (33) der zweiten hoch doppeltbrechenden Faser (28) derart verbunden ist, daß die Polarisationsachsen P&sub1; und P&sub2; gegenüber den Polarisationsachsen P&sub3; und P&sub4; um 45º gedreht sind.

4. Interferometrischer Stromsensor nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß

der doppeltbrechende Einmodenhohlleiter (16) eine gesponnene Faser ist; und

der Strahlteiler (6) mit dem doppeltbrechenden Einmodenhohlleiter (16) ein Sagnac-Interferometer bildet.

5. Interferometrischer Stromsensor nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß die Lichtquelle eine Elektrolumineszenzdiode ist.

6. Interferometrischer Stromsensor nach einem der Ansprüche 3 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß die volle Breite δν von Spektralfrequenzen gleich 2500 Gigahertz ist.

7. Interferometrischer Stromsensor nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß der von der Quelle (14) erzeugte Lichtstrahl im wesentlichen eine Wellenlänge von 780 Nanometern oder 820 Nanometern besitzt.

8. Interferometrischer Stromsensor nach einem der Ansprüche 1 bis 7, gekennzeichnet durch einen elektrischen Leiter (50) zum Induzieren einer Bias-Phasendifferenz zwischen Polarisationskomponenten der sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen, indem man einen Referenzstrom (IREF) um eine Sektion eines zweiten Schleifenabschnittes (52) des Hohlleiters (16) zirkulieren läßt, wobei der zweite Schleifenabschnitt (52) seriell mit dem ersten Schleifenabschnitt (18) verbunden ist, wodurch die Lichtintensität nunmehr auch die Polarität des ersten elektrischen Stromes (I) darstellt.

9. Interferometrischer Stromsensor nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß der Hohlleiter (16) eine gesponnene, hoch doppeltbrechende (Hi-Bi) Faser ist, die nur einen elliptisch polarisierten Eigenmode leitet.

10. Interferometrischer Stromsensor nach Anspruch 8 oder Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, daß der erste Schleifenabschnitt (18) des Hohlleiters (16) dazu dient, einen Hochspannungsleiter (12) zu umschlingen, durch den der erste elektrische Strom (I) zirkuliert, wobei der Hochspannungsleiter (12) an einem oberen Ende (56) eines vertikalen Isolators (58) montiert ist, wobei der Strahlteiler (6) und der zweite Schleifenabschnitt (52) an einem unteren Ende (60) des Isolators (58) montiert sind.

11. Interferometrischer Stromsensor nach einem der Ansprüche 8 bis 10, gekennzeichnet durch

eine zweite Lichtquelle zum Erzeugen eines zweiten Lichtstrahls;

einen zweiten doppeltbrechenden Einmodenhohlleiter mit einer linaren Doppelbrechung und einer zirkularen Doppelbrechung, wobei die zirkulare und die lineare Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters jeweils gegebene Größenordnungen besitzen, wobei die Größenordnung der zirkularen Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters gleich ist oder größer ist als die Größenordnung der linearen Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters, wobei der zweite Hohlleiter einen dritten Schleifenabschnitt zum Umschlingen des elektrischen Stromes aufweist;

einen zweiten Strahlteiler mit einem ersten Eingangsport, der optisch mit der zweiten Lichtquelle gekoppelt ist, und mit einem zweiten und einem dritten Eingangs/Ausgangsport, die op tisch mit Enden des zweiten Hohlleiters gekoppelt sind, um zweite, sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahlen in die jeweiligen Enden des zweiten Hohlleiters einzuspeisen und um die zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen hiervon zu empfangen;

einen zweiten Pseudo-Depolarisierer, der optisch seriell mit dem zweiten Hohlleiter gekoppelt ist, um jeden der zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen in ein vorbestimmtes Verhältnis von zweiten nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen und zweiten nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen umzuwandeln;

einen zweiten optischen Detektor, der über den zweiten Strahlteiler optisch mit den Enden des zweiten Hohlleiters gekoppelt ist, um eine zweite Lichtintensität zu erfassen, wobei sich die zweite Lichtintensität aus einer Interferenz der zweiten nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale und der zweiten nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale ergibt, wodurch die zweite Lichtintensität auch den ersten Strom darstellt; und

einen zweiten elektrischen Leiter zum Induzieren einer Bias-Phasendifferenz zwischen Polarisationskomponenten der zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen, indem man einen zweiten Referenzstrom um eine Sektion eines vierten Schleifenabschnittes des zweiten Hohlleiters zirkulieren läßt, wobei der vierte Schleifenabschnitt seriell mit dem dritten Schleifenabschnitt verbunden ist.

12. Verfahren zum Messen eines ersten elektrischen Stroms (I), wobei das Verfahren die Schritte aufweist:

a) Umschlingen des ersten elektrischen Stromes (I) mittels eines ersten Schleifenabschnittes (18) eines doppeltbre chenden Einmodenhohlleiters (16), wobei der Hohlleiter (16) eine lineare Doppelbrechung und eine zirkulare Doppelbrechung besitzt, wobei die zirkulare Doppelbrechung und die lineare Doppelbrechung jeweilige gegebene Größenordnungen besitzen, wobei die Größenordnung der zirkularen Doppelbrechung gleich ist oder größer ist als die Größenordnung der linearen Doppelbrechung;

b) Erzeugen (14) eines Lichtstrahls; und

c) Aufteilen (6) des Lichtstrahls, um zwei sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahlen in jeweilige Enden des Hohlleiters (16) einzuspeisen;

gekennzeichnet durch

d) Pseudo-Depolarisieren (8) der zwei sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen, die in den Hohlleiter (16) eingespeist werden, um jeden der sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen in ein vorbestimmtes Verhältnis von nutzbaren und nutzlosen Lichtsignalen umzuwandeln;

e) Interferieren der nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale und der nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale, um ein interferiertes Lichtsignal zu erzeugen; und

f) Erfassen (20, 22) auf optische Weise einer Lichtintensität des interferierten Lichtsignals, wodurch die Lichtintensität den Strom (I) darstellt.

13. Verfahren nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, daß der Schritt (e) den Schritt aufweist, die nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale und die nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale zu interferieren, um jeweils zwei interferierte Lichtsignale von den Enden des Hohlleiters (16) zu erzeugen;

der Schritt (f) den Schritt aufweist, jeweilige Lichtintensitäten der interferierten Lichtsignale optisch zu erfassen, wodurch die Lichtintensitäten den Strom (I) darstellen.

14. Verfahren nach Anspruch 12 oder 13, dadurch gekennzeichnet, daß

der Schritt (b) den Schritt aufweist, einen Lichtstrahl zu erzeugen, der durch eine Spektralverteilung mit einer Mittenfrequenz gleich ν0 und eine volle Breite von Spektralfrequenzen gleich δν bei halben Maximum gekennzeichnet ist, wobei der Lichtstrahl eine Kohärenzlänge Lc gleich c/δν besitzt, wobei c die Lichtgeschwindigkeit im Vakuum ist; und

der Schritt (d) mittels eines Lyot-Depolarisierers (8) ausgeführt wird, der aufweist:

eine erste hoch doppeltbrechende Faser (26) mit einer hohen Doppelbrechung Δβ&sub1;, einer Länge L&sub1;, Polarisationsachsen P&sub1; und P&sub2; und einer Depolarisationslänge Ld1, die durch die folgende Gleichung definiert ist:

wobei die Depolarisationslänge Ld1 größer ist als L~; und

wobei Ld2 gleich ist oder größer ist als 2Ldl, wobei die erste hoch doppeltbrechende Faser (26) ein Ende (30) aufweist, das mit einem Ende (33) der zweiten hoch doppeltbrechenden Faser (28) derart verbunden ist, daß die Polarisationsachsen P&sub1; und P&sub2; gegenüber den Polarisationsachsen P&sub3; und P&sub4; um 45º gedreht sind.

15. Verfahren nach einem der Ansprüche 12 bis 14, dadurch gekennzeichnet, daß

der doppeltbrechende Einmodenhohlleiter (16) des Schrittes (a) eine gesponnene Faser (16) ist; und

das Aufteilen des Schrittes (c) mittels eines Strahlteilers (6) durchgeführt wird, der mit der gesponnenen Faser (16) ein Sagnac-Interferometer bildet.

16. Verfahren nach einem der Ansprüche 12 bis 15, gekennzeichnet durch den Schritt des Induzierens einer Bias- Phasendifferenz zwischen Polarisationskomponenten der sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen vor dem Schritt e), indem man einen zweiten Strom (IREF), der ein Referenzstrom ist, um eine Sektion eines zweiten Schleifenabschnittes (52) des Hohlleiters (16) zirkulieren läßt, wobei der zweite Schleifenabschnitt (52) seriell mit dem ersten Schleifenabschnitt (18) verbunden ist, wodurch die im Schritt (f) erfaßte Lichtintensität nunmehr auch die Polarität des ersten elektrischen Stromes (I) darstellt.

17. Verfahren nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, daß der verwendete doppeltbrechende Einmodenhohlleiter (16) eine gesponnene hoch doppeltbrechende (Hi-Bi) Faser (16) ist, die nur einen elliptisch polarisierten Eigenmode leitet.

18. Verfahren nach Anspruch 16, gekennzeichnet durch

g) Umschlingen des ersten elektrischen Stromes mittels eines dritten Schleifenabschnittes eines zweiten, doppeltbrechenden Einmodenhohlleiters, wobei der zweite Hohlleiter eine lineare Doppelbrechung und eine zirkulare Doppelbrechung aufweist, wobei die zirkulare Doppelbrechung und die lineare Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters jeweils gegebene Größenordnungen besitzen, wobei die Größenordnung der zirkularen Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters gleich ist oder größer ist als die Größenordnung der linearen Doppelbrechung des zweiten Hohlleiters;

h) Erzeugen eines zweiten Lichtstrahls;

i) Aufteilen des zweiten Lichtstrahls, um zwei zweite, sich gegenläufig ausbreitende Lichtstrahlen in jeweilige Enden des zweiten Hohlleiters einzuspeisen;

j) Pseudo-Depolarisieren der zwei zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen, die in den zweiten Hohlleiter eingespeist sind, um jeden der zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen in ein vorbestimmtes Verhältnis von zweiten nutzbaren und nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignalen umzuwandeln;

k) Induzieren einer Bias-Phasendifferenz zwischen Polarisationskomponenten der zweiten, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtstrahlen, indem man einen dritten Strom, der ein Referenzstrom ist, um eine Sektion eines vierten Schleifenabschnittes des zweiten Hohlleiters zirkulieren läßt, wobei der vierte Schleifenabschnitt seriell mit dem dritten Schleifenabschnitt verbunden ist;

l) Interferieren der zweiten nutzbaren, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale und der zweiten nutzlosen, sich gegenläufig ausbreitenden Lichtsignale, um ein zweites interferiertes Lichtsignal zu erzeugen;

m) Erfassen auf optische Weise einer zweiten Lichtintensität des zweiten interferierten Lichtsignals, wodurch die zweite Lichtintensität auch den ersten Strom darstellt; und

n) Berechnen des ersten Stromes mittels der ersten und der zweiten Lichtintensität mit einer Quadraturtechnik.

19. Verfahren nach Anspruch 18, dadurch gekennzeichnet, daß der zweite Strom einen Gleichstromwert von 1 Ampere hat und der dritte Strom einen Wert von 0 Ampere.