Content uploaded by Roman Romashko
Author content
All content in this area was uploaded by Roman Romashko on Sep 01, 2023
Content may be subject to copyright.
Федеральное государственное бюджетное учреждение
«Дальневосточное отделение Российской академии наук»
О.Т. Каменев, Р.В. Ромашко, Ю.Н. Кульчин
Волоконно-оптические
гидрофоны
ТЕХНОСФЕРА
Москва
2022
Издание осуществлено при финансовой поддержке
Дальневосточного отделения РАН
УДК 681.883.43
ББК 32.886.3
К18
К18 Каменев О.Т., Ромашко Р.В., Кульчин Ю.Н.
Волоконно-оптические гидрофоны
Москва: ТЕХНОСФЕРА, 2022. – 328 с. ISBN 978-5-94836-652-4
В настоящей монографии рассматриваются принципы работы
и схемы построения лазерных приемников гидроакустических сигна-
лов на основе применения волоконно-оптических интерферометров,
волоконных брэгговских решеток, волоконных лазеров, а также
адаптивных голографических интерферометров с использованием
динамических фоторефрактивных голограмм. Анализируются метро-
логические характеристики волоконно-оптических гидрофонов,
такие как чувствительность, порог детектирования, динамический
диапазон измерения, частотные характеристики. Обсуждаются
достоинства и недостатки применения различных лазерных приемни-
ков. Рассматриваются вопросы построения многоэлементных распре-
деленных волоконно-оптических гидроакустических систем. Книга
рассчитана на широкий круг специалистов, занимающихся разработ-
кой приемников гидроакустических сигналов, волоконно-оптических
датчиков и информационно-измерительных систем на их основе.
УДК 681.883.43
ББК 32.886.3
© ДВО РАН, 2022
© Каменев О.Т., Ромашко Р.В., Кульчин Ю.Н., 2022
© АО «РИЦ «ТЕХНОСФЕРА», оригинал-макет, оформление, 2022
ISBN 978-5-94836-652-4
Содержание
Введение ....................................................................................................6
Глава 1. Амплитудные приемники гидроакустических сигналов .........12
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических
сигналов ..................................................................................................19
2.1. Чувствительный элемент интерферометрического
гидрофона ...................................................................................20
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического
гидрофона ...................................................................................35
2.2.1. Гомодинная фазовая демодуляция
в волоконно-оптическом интерферометре ...................... 37
2.2.2. Активные гомодинные методы фазовой
демодуляции .......................................................................40
2.2.3. Пассивные гомодинные методы фазовой
демодуляции .......................................................................44
2.2.4. Гетеродинные методы фазовой демодуляции .................. 49
2.2.5. Методы демодуляции, основанные на применении
оптической несущей с модуляцией по фазе
(PGC-методы) ....................................................................54
2.2.6. Фазовая демодуляция на основе непрерывного
частотно-модулированного излучения .............................66
2.3. Пороговая чувствительность интерферометрических
волоконно-оптических гидрофонов ..........................................67
2.4. Волоконно-оптические гидрофоны на основе
интерферометра Маха – Цендера ..............................................70
2.5. Волоконно-оптические гидрофоны на основе
интерферометра Майкельсона ................................................... 73
2.6. Волоконно-оптические гидрофоны на основе
интерферометра Саньяка ...........................................................77
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны на основе
интерферометра Фабри – Перо .................................................83
2.7.1. Волоконно-оптические датчики давления на основе
интерферометра Фабри – Перо с собственным
резонатором .......................................................................83
2.7.2. Волоконно-оптические датчики давления
и гидрофоны на основе интерферометра Фабри – Перо
с внешним резонатором.....................................................89
Содержание
4
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга ......103
3.1. Волоконно-оптические брэгговские решетки (ВОБР) ...........103
3.2. Детектирование выходных сигналов датчиков
с чувствительным элементом на основе ВОБР ....................... 116
3.2.1. Прямые методы детектирования сигналов
ВОБР-датчиков ................................................................ 116
3.2.2. Детектирование сигналов ВОБР-датчиков методами
фильтрации ......................................................................118
3.2.3. Интерферометрическое детектирование сигналов
ВОБР-датчиков ................................................................ 123
3.2.4. Детектирование сигналов ВОБР-датчиков
с применением узкополосных источников
оптического излучения .................................................... 127
3.2.5. Разделение температурных и деформационных
эффектов в ВОБР-датчиках .............................................132
3.3. Гидрофоны с чувствительным элементом на основе
ВОБР ......................................................................................... 134
3.4. Гидрофоны с чувствительным элементом на основе
волоконно-оптического интерферометра Фабри – Перо,
образованного двумя ВОБР ..................................................... 138
3.4.1. Применение волоконно-оптического интерферометра
Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР, в схеме
интерферометрии PMDI ................................................. 139
3.4.2. Применение волоконно-оптического интерферометра
Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР, в схеме
многолучевой интерференции ........................................142
3.5. Гидрофоны на основе волоконных лазеров ............................. 145
3.5.1. Гидрофоны на основе волоконных DBR-лазеров .......... 146
3.5.2. Гидрофоны на основе волоконных DFB-лазеров ..........153
3.5.3. Гидрофоны на основе волоконных лазеров
с комбинированным резонатором ..................................160
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические
гидроакустические системы ................................................................163
4.1. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические
системы на основе интерферометрических датчиков ............. 166
4.2. Распределенные гидроакустические системы на основе
ВОБР ......................................................................................... 186
4.2.1. Схемы спектрального мультиплексирования
ВОБР-датчиков ................................................................ 186
Содержание 5
4.2.2. Комплексные методы мультиплексирования
ВОБР-датчиков ................................................................ 197
4.3. Распределенные гидроакустические системы на основе
волоконно-оптического интерферометра Фабри – Перо,
образованного двумя ВОБР ..................................................... 204
4.4. Распределенные гидроакустические системы на основе
волоконных лазеров..................................................................213
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов ...............................................................217
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических
сигналов ................................................................................................238
6.1. Адаптивные интерферометры на основе динамических
фоторефрактивных голограмм ................................................. 239
6.2. Основные параметры адаптивных интерферометров ............. 254
6.2.1. Чувствительность ............................................................254
6.2.2. Адаптивность ................................................................... 262
6.2.3. Оптическая мощность ..................................................... 267
6.2.4. Реализации адаптивных интерферометров
с различными характеристиками ....................................268
6.3. Адаптивный лазерный акустический приемник .....................271
6.4. Адаптивные лазерные гидрофоны ........................................... 275
6.5. Адаптивный лазерный акселерометр ...................................... 281
6.6. Лазерная адаптивная векторно-фазовая гидроакустическая
измерительная система .............................................................284
Список литературы ................................................................................ 289
Введение
Акустические волны – единственный вид излучения, способный
распространяться в водной среде на большие расстояния благодаря
сравнительно малому затуханию. Акустические сигналы, распростра-
няющиеся в водной среде, называют гидроакустическими сигналами.
Для регистрации гидроакустических сигналов применяют гидрофоны –
гидроакустические преобразователи, предназначенные для измерения
звукового давления в воде. Гидрофоны применяются для решения широ-
кого круга задач, возникающих при исследовании и освоении Мирового
океана: измерение глубин и обследование рельефа дна, обнаружение и
распознавание подводных объектов, осуществление подводной связи,
разведка полезных ископаемых.
Основными параметрами гидрофонов являются чувствительность, ко-
торая измеряется в дБ относительно 1 В/мкПа, и пороговая чувствитель-
ность, которая измеряется в дБ относительно 1 мкПа/Гц1/2. Для успешной
регистрации гидроакустических сигналов в морской среде пороговая
чувствительность гидроакустических систем должна соответствовать
уровню собственного акустического шума океана (DSS0), который на
частоте 1000 Гц составляет 100 мкПа/Гц1/2 (40 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2) [1].
Если чувствительность гидрофона равна –180 дБ (10–9 В/мкПа), то для
регистрации таких сигналов уровень его собственных шумов не должен
превышать 0,1 мкВ/Гц1/2. Поэтому к измерительным преобразователям
гидрофонов предъявляются высокие требования по чувствительности и
помехозащищенности.
В электрических гидрофонах применяются магнитострикционный
и пьезоэлектрический эффекты. Первый гидрофон на основе пьезо-
электрического эффекта кварца был создан французским физиком
П. Ланжевеном в 1916 г., применившим ультразвуковые волны для
подводной сигнализации и обнаружения подводных лодок. Ему и рус-
скому инженеру К.В. Шиловскому принадлежит идея ультразвуковой
гидролокации. До середины 1950-х годов в гидрофонах применялись
преимущественно магнитострикционные преобразователи, на смену
которым позже пришли пьезоэлектрические преобразователи на ос-
нове синтетических пьезоматериалов – пьезокерамики [2]. Именно
применение пьезокерамики позволило изготавливать преобразователи
с криволинейной конфигурацией активной поверхности (сферы, ци-
линдры, конусы). В настоящее время в гидрофонах начали применять
преобразователи на основе пьезополимеров [3]. Ведутся исследования
преобразователей на основе композитных материалов [4].
Введение 7
Наибольшее распространение получили гидрофоны, в которых
применяются пьезокерамические материалы, обладающие большим
коэффициентом эффективности при приеме Kэпр. К таким материалам
относится, например, твердый раствор на основе титаната-цирконата
свинца ЦТСНВ-1 с Kэпр = 9,2. Однако пьезокерамика плохо согласуется
с водной средой по акустическому импедансу из-за высокой плот-
ности.
Пьезополимерные материалы типа PVDF (поливинилиденфторид)
лучше приспособлены для применения в гидрофонах, хотя их пьезо-
механические свойства хуже, чем у пьезокерамики [5]. В отличие от
пьезокерамики PVDF пленки не теряют пьезоэлектрические свойства
при большом гидростатическом давлении [6]. Пьезополимеры позво-
ляют создавать приемники гидроакустических сигналов большой про-
тяженности и площади. Их эластичность дает возможность создавать
гидрофоны различной формы [7]. Они хорошо согласуются с водной
средой, устойчивы к химическому воздействию морской воды. Имеют
относительно невысокую стоимость.
Первые экспериментальные образцы гидрофонов на основе PVDF
пленок появились в 70-х годах. Первоначально толщина пленок со-
ставляла десятки микрометров. В дальнейшем появились более тол-
стые пленки толщиной несколько миллиметров, и чувствительность
гидрофонов резко возросла. Чувствительность объемных гидрофонов
с толстой пленкой может достигать –183 дБ (700 мкВ/Па) [8]. Появилась
возможность создания протяженных приемников гидроакустических
сигналов объемного типа, в которых преимущества пьезополимерных
материалов реализуются в полной мере. Пьезополимеры Piezoflex
компании AIRMAR толщиной 0,5 мм обеспечивают чувствительность
–197,2 дБ (138 мкВ/Па). Цилиндрические преобразователи на основе
PVDF-пленок толщиной 30 мкм фирмы Measurement Specialties обе-
спечивают чувствительность –190 дБ (316 мкВ/Па).
Пьезоэлектрические композитные материалы сочетают преимуще-
ства пьезокерамики и полимеров [9]. Идея объединить пьезоэлектри-
ческие материалы и полимеры родилась в 80-х годах [10]. В результате
проведенных за последние 30 лет исследований характеристики пьезо-
композитов существенно улучшились, поэтому они находят все более
широкое применение в качестве активных элементов гидрофонов.
Гидростатическая чувствительность пьезоэлектрических гидрофонов
определяется квадратом гидростатического параметра приема (Qh
*)2:
(Qh
*)2 = dh
*gh
*,
Введение
8
где dh
* – объемный пьезомодуль, характеризующий способность пьезо-
материала генерировать заряд; gh
* – объемная пьезочувствительность, ха-
рактеризующая способность пьезоматериала генерировать электрическое
поле. Параметр (Qh
*)2 в англоязычной литературе обозначается HFOM
(hydrophone figure of merit или hydrostatic figure of merit). Для пьезокерамики
этот параметр не превышает величины 1000×10–15 Па–1, для PVDF-пленок
он вдвое выше, для появившихся в конце 90-х двухкомпонентных пьезо-
композитов – 4000×10–15 Па–1, а для трехкомпонентных – 50 000×10–15 Па–1
[9, 11]. Дальнейшее развитие пьезоэлектрических композитных материа-
лов позволило увеличить HFOM до 100 000×10–15 Па–1 [5]. Наивысшее зна-
чение HFOM 106×10–15 Па–1 получено для пьезокомпозитов в работе [12].
Конструкции гидрофонов существенно отличаются от работающих
в воздушной среде микрофонов. Это объясняется особенностями водной
среды. Во-первых, волновое сопротивление воды – отношение акустиче-
ского давления к скорости колебаний частиц – приблизительно в 3500 раз
больше волнового сопротивления воздуха, вследствие чего рабочие
поверхности гидрофонов колеблются с малыми амплитудами (в 60 раз
меньшими, чем в воздухе) и с большими усилиями (в 60 раз большими,
чем в воздухе). В связи с этим в качестве колеблющихся поверхностей
гидрофонов используют не мембраны, а поверхности жестких стержней
и оболочки жестких цилиндров, сфер или их сегментов [13]. Во-вторых,
из-за большей, чем в воздухе, скорости звука (1500 м/с в воде и 330 м/с
в воздухе) для создания определенной концентрации акустической энер-
гии площадь колеблющейся в воде приемной поверхности должна быть
в 20 раз больше площади поверхности, колеблющейся в воздухе. В-третьих,
гидрофоны, часто располагаемые на больших глубинах, должны выдер-
живать огромное гидростатическое давление до десятков мегапаскалей.
Пьезоэлектрические гидрофоны широко распространены, однако
они имеют ряд существенных недостатков:
– необходимость применения специальных мер по обеспечению
герметичности и прочности, особенно при работе гидрофона
в условиях, когда действуют большие гидростатические давления;
– чувствительность к электромагнитным полям;
– необходимость применения электрического кабеля, используемого
для передачи сигнала от чувствительного элемента до регистри-
рующего устройства, который действует как антенна, приводит
к многократному возрастанию массы и габаритов при объедине-
нии пьезоэлектрических гидрофонов в измерительную сеть, что
становится препятствием для построения систем, охватывающих
большие площади;
Введение 9
– резкое снижение чувствительности на низких (<10 Гц) частотах;
– металлические детали подвержены коррозии и нуждаются в специ-
альной защите;
– существенная амплитуда теплового шума, обусловленного высоким
импедансом, присущим пьезопреобразователям.
Недостатки пьезоэлектрических гидрофонов проявляются особенно
остро при создании современных гидроакустических систем, содержащих
тысячи гидрофонов. Поэтому усилия разработчиков были направлены на
применение новых принципов построения приемников гидроакустиче-
ских сигналов. С конца 70-х годов волоконно-оптическая элементная
база привлекла внимание разработчиков гидрофонов [14, 15, 16]. За не-
сколько последних десятилетий количество волоконно-оптических ги-
дроакустических систем увеличилось в разы. Причиной этого является ряд
преимуществ волоконно-оптических датчиков над пьезоэлектрическими:
– высокая чувствительность;
– устойчивость к электромагнитным помехам;
– электрическая пассивность;
– малые габариты;
– легкость мультиплексирования;
– низкая стоимость изготовления чувствительных элементов;
– приемники могут быть удалены на расстояние 5–10 км от блока
сбора данных;
– по одному оптическому волокну можно передавать сигналы многих
датчиков.
Чувствительным элементом волоконно-оптического гидрофона явля-
ется волоконный световод, который в силу малых поперечных размеров
и высокой частоты собственных колебаний обеспечивает возможность
регистрации колебаний высокой частоты. Волоконно-оптические чув-
ствительные элементы способны обеспечивать постоянную времени
измерений до 10–7–10–8 с. Волоконно-оптические гидрофоны обладают
широким динамическим диапазоном. Также стоит отметить, что отсут-
ствие каких-либо электромагнитных полей делает данные гидрофоны
практически невидимыми для электронных средств обнаружения.
Можно выделить две основных области применения волоконно-оп-
тических гидрофонов: военное применение (морские системы охраны
периметра и гидроакустические антенны) и гражданское (геофизическая
разведка полезных ископаемых на морском шельфе с применением
донных сейсмических станций и морских кос).
Разработкой и созданием волоконно-оптических гидрофонов
в мире занимаются университеты, государственные и частные иссле-
Введение
10
довательские лаборатории [17, 18, 19]. Лидирующие позиции в этих
исследованиях занимают: американская U.S. Naval Research Laboratories
(NRL) [20], английские Thomson Marconi Sonar и QinetiQ (до 2001 г. –
Defence Evaluation and Research Agency), норвежская Optoplan. Множе-
ство одиночных волоконно-оптических гидрофонов было разработано
в исследовательских целях, но конечной целью было создание распре-
деленных гидроакустических систем, содержащих большое количество
волоконно-оптических датчиков. Поэтому большое внимание неуклонно
уделяется методам мультиплексирования волоконно-оптических датчи-
ков в единую измерительную систему.
Основные требования, предъявляемые к параметрам волоконно-оп-
тических гидрофонов, определяются общими требованиями к параме-
трам приемников гидроакустических сигналов (табл. 1) [17, 21].
Таблица 1. Основные требования к гидрофонам
Параметр Требование
Частотный диапазон 5…10 000 Гц
Уровень собственных шумов
на частоте 1000 Гц
не выше DSS0
(40 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2)
Динамический диапазон 120 дБ
Количество гидрофонов в системе 100…10000
Уровень перекрестных шумов < –40 дБ
Глубина погружения 500 м
Предельная глубина погружения 1000 м
Волоконно-оптические датчики имеют ряд особенностей. Во-первых,
они в принципе могут регистрировать сигналы, частота которых близ-
ка к 0 Гц, и поэтому подвержены значительному влиянию флуктуаций
температуры и давления, частота которых лежит в диапазоне ниже
1 Гц. Однако, как следует из табл. 1, при построении гидрофонов этот
недостаток волоконной оптики легко устранить путем установки в из-
мерительную систему фильтра высоких частот. Во-вторых, поскольку
чувствительность волоконного световода к давлению чрезвычайно мала,
то при построении гидрофонов необходимо применять специальные
меры по ее существенному увеличению. Например, можно использо-
вать высокую чувствительность волоконных световодов к аксиальным
деформациям, применяя чувствительные элементы, осуществляющие
преобразование давления в деформацию. В-третьих, требование по
количеству гидрофонов может быть легко выполнено, так как уровень
Введение 11
мультиплексирования волоконно-оптических датчиков позволяет раз-
мещать сотни преобразователей на одном световоде [22].
Первые исследования акустической чувствительности волоконных
световодов начались в конце 70-х [23, 24]. При этом рассматривалась
возможность создания чувствительных элементов, пригодных для по-
строения волоконно-оптических гидрофонов [25–31]. Было показано,
что изменение давления воды, вызванное распространением гидроаку-
стического сигнала, приводит к изменениям параметров волоконного
световода, которые могут быть зарегистрированы оптическими мето-
дами. В дальнейшем был разработан целый ряд волоконно-оптических
гидрофонов [32], которые по принципу действия их чувствительных
элементов можно разделить на три группы:
1) амплитудные, основанные на модуляции интенсивности оптиче-
ского излучения;
2) интерферометрические, основанные на модуляции фазы оптиче-
ского излучения;
3) спектральные – на основе волоконных решеток Брэгга.
Рассмотрим основные конструкции волоконно-оптических гидро-
фонов, обратив внимание на два важнейших параметра: порог детек-
тирования (пороговая чувствительность), измеряемая в децибелах от-
носительно 1 мкПа/Гц1/2, и чувствительность, измеряемая в децибелах
относительно 1 В/мкПа.
В главе 1 рассмотрены принципы построения волоконно-опти-
ческих амплитудных гидрофонов. В главе 2 рассмотрены принципы
построения интерферометрических гидрофонов на основе волоконно-
оптических интерферометров Маха – Цендера, Майкельсона, Саньяка
и Фабри – Перо. В главе 3 рассмотрены гидрофоны на основе волокон-
но-оптических решеток Брэгга. Глава 4 посвящена принципам постро-
ения многоэлементных волоконно-оптических измерительных систем,
которые применяются в распределенных гидроакустических системах, а
также примерам реализации таких систем. В главе 5 рассмотрены воло-
конно-оптические векторные приемники гидроакустических сигналов.
Глава 6 посвящена новому направлению – адаптивным лазерным при-
емникам акустических сигналов на основе нелинейного взаимодействия
оптических волн в фоторефрактивных кристаллах.
ÃËÀÂÀ 1
ÀÌÏËÈÒÓÄÍÛÅ ÏÐÈÅÌÍÈÊÈ
ÃÈÄÐÎÀÊÓÑÒÈ×ÅÑÊÈÕ ÑÈÃÍÀËÎÂ
В волоконно-оптических амплитудных приемниках гидроакустиче-
ских сигналов применяются чувствительные элементы (ЧЭ), которые
осуществляют преобразование акустического давления в модуляцию
интенсивности I оптического излучения [1] (рис. 1.1). Принцип действия
таких ЧЭ основан на изменении коэффициента пропускания T = I/I0
под действием давления P.
Различают разрывные и безразрывные ЧЭ.
Примером разрывного ЧЭ является преобразователь, который пред-
ставляет собой два световода, подводящий и отводящий излучение,
торцы которых расположены друг против друга на расстоянии 2–3 мкм
(рис. 1.2) [2].
Источник
оптического
излучения
Преобразователь
Световод P
ФП
Фотоприемни
к
I
0
I
Акустическая волна
Выходное
излучение
Отводящий
световод
Подводящий
световод
Входное
излучение
Колеблющийся
световод
Рис. 1.1. Принцип действия волоконно-оптического амплитудного при-
емника гидроакустических сигналов
Рис. 1.2. Разрывный чувствительный элемент волоконно-оптического
амплитудного приемника гидроакустических сигналов
Глава 1. Амплитудные приемники гидроакустических сигналов 13
Акустическая волна, распространяясь в водной среде, вызывает ко-
лебания торцов световодов, что приводит к модуляции интенсивности.
Пороговая чувствительность данного ЧЭ на частоте 1 кГц не превышает
80 дБ (отн. 1 мкПа/Гц1/2), однако он отличается простотой конструкции.
Его чувствительность можно повысить, если использовать для связи
световодов явление полного внутреннего отражения (рис. 1.3) [3]. В этом
случае пороговая чувствительность улучшается и на частоте 500 Гц равна
62 дБ.
Дальнейшее развитие разрывных преобразователей привело к соз-
данию шторочных и решеточных чувствительных элементов. Принцип
действия шторочных ЧЭ основан на том, что излучение, выходящее из
подводящего световода, частично перекрывается подвижной шторкой,
жестко закрепленной на мембране. В решеточных ЧЭ шторка заменена
амплитудной решеткой, в которой чередуются прозрачные и непрозрач-
ные полосы. Решетка смещается относительно такой же неподвижной
решетки (рис. 1.4) [4]. При колебаниях мембраны смещение решеток
относительно друг друга вызывает модуляцию интенсивности излучения
в отводящем световоде. При совпадении полос решеток ЧЭ обладает
максимальным пропусканием T, при рассогласовании на 1/2 периода
пропускание равно нулю. Чем меньше период решетки, тем выше чув-
ствительность.
Пороговая чувствительность решеточного ЧЭ, представленного на
рис. 1.4, на частоте 1 кГц составляет 50 дБ. Его достоинством является
наличие коррекции изменения постоянной составляющей давления.
Шторочные и решеточные преобразователи имеют ограниченный
частотный диапазон. Это объясняется резким снижением чувствительно-
сти на частотах выше 1 кГц, обусловленным механическими свойствами
подвижных элементов преобразователей. Кроме того, эти разрывные
Корпус Крепление
Мембрана
Ферулы
Be%Cu пластина
Подводящий
световод
Отводящий
световод
Рис. 1.3. Разрывный преобразователь волоконно-оптического гидрофона
на эффекте полного внутреннего отражения
Глава 1. Амплитудные приемники гидроакустических сигналов
14
преобразователи обладают общим недостатком, который состоит в не-
равномерности АЧХ, обусловленной механическими резонансами под-
вижных элементов. Также недостатком решеточного преобразователя
является ограниченный динамический диапазон.
Отводящий
световод
Подводящий
световод
Корпус
гидрофона
Мембрана
Отверстие
для выравнивания
давления
Градиентная
линза
Решетки
Рис. 1.4. Решеточный преобразователь волоконно-оптического ампли-
тудного приемника гидроакустических сигналов
К безразрывным чувствительным элементам, пригодным для соз-
дания гидрофонов, относится ЧЭ, в котором давление действует на
специальные деформеры, что приводит к микроизгибам волоконного
световода (рис. 1.5) [5]. При этом возникает перекачка мощности опти-
ческого излучения из одной группы мод в другую.
Световод
Деформеры
P
Λ
Рис. 1.5. Чувствительный элемент на микроизгибах волоконного свето-
вода
Если перекачка происходит из группы направляемых мод сердце-
вины световода в группу вытекающих мод его оболочки, то на выходе
световода будет наблюдаться уменьшение интенсивности излучения.
Таким образом, изменение расстояния между деформерами ∆x приводит
Глава 1. Амплитудные приемники гидроакустических сигналов 15
к изменению коэффициента пропускания световода ∆T. Поэтому чув-
ствительность ЧЭ на микроизгибах характеризуется отношением ∆T/∆x,
которое зависит от эффективности перекачки мощности между модами.
Максимальная эффективность перекачки мощности оптического
излучения из моды с номером p в моду с номером q достигается при
равенстве разности их постоянных распространения пространственной
частоте микроизгибов [6]:
(1.1)
где βp и βq – постоянные распространения мод с номерами p и q соот-
ветственно, Λ – период микроизгибов. Для многомодовых волоконных
световодов (ВС) со ступенчатым профилем показателя преломления
разность постоянных распространения различных групп мод зависит
от номера моды m:
где M – число мод, r – радиус сердцевины ВС, ∆ – относительная раз-
ность показателей преломления сердцевины и оболочки ВС. Для гра-
диентных ВС это выражение выглядит иначе:
(1.2)
Следовательно, в ступенчатом волоконном световоде эффективная
перекачка мощности будет осуществляться только для моды с номером m,
тогда как в градиентном при правильном подборе периода микроизгибов
эффективная связь установится для значительного количества мод. От-
сюда следует, что чувствительность ЧЭ на микроизгибах градиентного
ВС выше, чем чувствительность ЧЭ на микроизгибах ступенчатого
ВС. Поэтому в ЧЭ на микроизгибах применяются многомодовые ВС
с градиентным профилем показателя преломления, в которых высокая
эффективность перекачки энергии достигается тогда, когда условие (1.1)
выполняется для большого числа модовых групп.
Объединив (1.1) и (1.2), можно получить условие эффективной
передачи энергии от мод сердцевины к модам оболочки, определяющее
период микроизгибов [6]:
(1.3)
Глава 1. Амплитудные приемники гидроакустических сигналов
16
Хотя передача энергии осуществляется в некоторую часть мод
оболочки, далее она перераспределяется между другими оболочеч-
ными модами за счет большого числа механизмов перераспределения
энергии, присутствующих в оболочке (например, рэлеевское рас-
сеяние).
Выражение (1.3) устанавливает связь между параметрами световода
и периодом микроизгибов. Период микроизгибов трудно сделать менее
1 мм. Для Λ = 1 мм и стандартного радиуса сердцевины многомодового
ВС r = 25 мкм, ∆ = 0,012 – обычное значение для слабонаправляющих
волоконных световодов. При увеличении периода микроизгибов ∆ при-
дется существенно уменьшать, что трудно обеспечить технологически.
В этом случае целесообразнее увеличить диаметр сердцевины световода,
что и применяется на практике.
На чувствительность ЧЭ на микроизгибах влияют гибкость, упругость
и прочность световода. Чувствительность волоконного световода к ми-
кроизгибам обратно пропорциональна его диаметру. Однако уменьшение
диаметра световода требует уменьшения периода микроизгибов в соот-
ветствии с (1.3), что затруднительно. Форма поверхности деформеров
также влияет на чувствительность. Однако чем сильнее деформируется
световод, тем выше вероятность его разрушения. При выполнении всех
условий оптимизации ЧЭ на микроизгибах его чувствительность ∆T/∆x
может составить величину 5×10–2 мкм–1.
Зависимость ∆T(∆x) является нелинейной функцией. Но если реги-
стрировать ∆T в логарифмическом масштабе, то передаточная характе-
ристика будет иметь линейный участок, который при нелинейности 1%
обеспечивает диапазон измерений 40 дБ. Если принять во внимание,
что преобразователи на микроизгибах отличаются высокой пороговой
чувствительностью к микроперемещениям, которая может достигать
значений порядка 10–10 м, то полный диапазон измерений может до-
стигать 60 дБ [5].
На рис. 1.6 представлен волоконно-оптический гидрофон с ЧЭ на
микроизгибах [7]. Его чувствительный элемент образован двумя дефор-
мерами с периодом микроизгибов Λ = 2 мм, по 10 периодов на каждом
деформере. Нижний деформер прикреплен к корпусу гидрофона, верх-
ний – к диафрагме, принимающей давление. При статической чувстви-
тельности преобразователя ∆T/∆F = 0,1 Н–1 пороговая чувствительность
гидрофона составляет величину 95 дБ на частоте 1,1 кГц. Средняя чув-
ствительность гидрофона в полосе частот от 200 до 1500 Гц составляет
величину –235 дБ (отн. 1 В/мкПа).
Глава 1. Амплитудные приемники гидроакустических сигналов 17
Более высокая пороговая чувствительность при использовании
микроизгибов достигается в гидрофоне с чувствительным элементом,
представленным на рис. 1.7 [8]. Период микроизгибов Λ = 5,5 мм.
Чувствительность данного преобразователя равна –215 дБ, а пороговая
чувствительность составляет 70 дБ в диапазоне частот 500…1500 Гц.
Рис. 1.6. Волоконно-оптический гидрофон с чувствительным элементом
на микроизгибах [7]
К фото%
приемнику
Излучение
от источника света
Давление
Цилиндр
с микроизгибами
Световод
Световод
Упругое
покрытие
Рис. 1.7. Чувствительный элемент на микроизгибах с внешним чувстви-
тельным элементом
Глава 1. Амплитудные приемники гидроакустических сигналов
18
Дополнительное улучшение пороговой чувствительности амплитуд-
ного гидрофона достигается, если давление оказывает воздействие на оба
деформера. Конструкция чувствительного элемента такого гидрофона
представлена на рис. 1.8 [1]. Он обеспечивает чувствительность –205 дБ
в диапазоне частот 200…1500 Гц и пороговую чувствительность 60 дБ
в диапазоне частот 500…1500 Гц.
Несмотря на то что по чувствительности амплитудные волоконно-оп-
тические гидрофоны уступают интерферометрическим и спектральным,
простота их конструкции позволяет применять эти гидрофоны, когда
требования к точности измерений невелики [9].
P
P
Рис. 1.8. Преобразователь на микроизгибах с двумя подвижными дефор-
мерами
ÃËÀÂÀ 2
ÈÍÒÅÐÔÅÐÎÌÅÒÐÈ×ÅÑÊÈÅ ÏÐÈÅÌÍÈÊÈ
ÃÈÄÐÎÀÊÓÑÒÈ×ÅÑÊÈÕ ÑÈÃÍÀËÎÂ
Интерферометрические датчики на основе одномодовых волоконных
световодов обладают гораздо более высокой чувствительностью и более
широким динамическим диапазоном по сравнению с амплитудными [1].
Поэтому необходимость измерения очень слабых гидроакустических
сигналов привело к широкому распространению интерферометрических
методов регистрации гидроакустического давления [2].
Основным элементом интерферометрического гидрофона является
волоконно-оптический интерферометр. Возможность построения во-
локонно-оптических интерферометров напрямую связана с наличием
качественных и эффективных волоконно-оптических разветвителей,
предназначенных для разделения и объединения световых волн. Только
после создания в 1979 г. такого разветвителя [3] был создан первый
в мире полностью волоконно-оптический интерферометр [4]. Гидрофон
на основе этого интерферометра позволил достичь в лабораторных ус-
ловиях на частоте 1,1 кГц значения пороговой чувствительности 40 дБ
отн. 1 мкПа близкого к квантовому шуму фотоприемника (33 дБ).
В 1981 году появились сплавные волоконно-оптические разветвители,
и совершенствование волоконно-оптических интерферометров про-
должилось.
В настоящее время волоконно-оптические интерферометрические
приемники гидроакустических сигналов строятся на основе нескольких
основных интерферометрических схем [2, 5, 6]:
– интерферометр Маха – Цендера;
– интерферометр Майкельсона;
– интерферометр Саньяка;
– интерферометр Фабри – Перо.
Предпринимались попытки построения гидрофонов на основе одно-
волоконных интерферометров, где регистрировался результат интер-
ференции между отдельными модами многомодового световода [7, 8],
однако данный подход не нашел дальнейшего развития.
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
20
Процесс регистрации гидроакустических сигналов с использованием
волоконно-оптического интерферометрического гидрофона представ-
лен в виде схемы на рис. 2.1. Чувствительный элемент (ЧЭ) гидрофона
осуществляет преобразование изменения гидроакустического давления
∆P в изменение фазы оптического излучения ∆ϕ, распространяющегося
в волоконном световоде измерительного плеча интерферометра. Далее
фазовый демодулятор интерферометра преобразует модуляцию фазы в
модуляцию мощности оптического излучения ∆W, которая затем пре-
образуется фотоприемником в электрический сигнал.
2.1. Чувствительный элемент
интерферометрического гидрофона
Акустическая чувствительность интерферометрического волоконно-оп-
тического гидрофона определяется коэффициентом преобразования чув-
ствительного элемента ∆ϕ/∆P, который измеряется в рад/мкПа. Обычно
его выражают в децибелах относительно 1 рад/мкПа. Этот параметр
прямо пропорционален длине волоконного световода чувствительного
элемента, поэтому для сравнения эффективности различных чувстви-
тельных элементов гидрофонов вводят либо удельную чувствительность,
либо нормированную чувствительность, которые не зависят от длины
волоконного световода.
Удельная чувствительность определяется выражением где L –
длина световода.
Фаза распространяющегося в волоконном световоде оптического из-
лучения ϕ определяется постоянной распространения моды световода β
и длиной световода L:
ϕ = βL. (2.1)
∆
P, Па
Гидроакустическое
давление
Чувствительный
элемент
Демодулятор
∆
ϕ, рад
Фотоприемник
∆
U, В
∆
W, Вт
Рис. 2.1. Схема регистрации гидроакустического сигнала с использовани-
ем волоконно-оптического интерферометрического гидрофона
2.1. Чувствительный элемент интерферометрического гидрофона 21
Таким образом, умножив знаменатель в выражении для удельной
чувствительности на β, получают нормированную чувствительность
[9]. Нормированная чувствительность обычно измеряется в деци-
белах относительно 1 мкПа–1.
Эффективность преобразования чувствительного элемента опреде-
ляется чувствительностью волоконного световода к гидроакустическому
давлению. Согласно гидростатической модели волоконного световода
в упругой среде при воздействии давления на световод (давление нарас-
тает) возникают следующие физические эффекты [10]:
– световод укорачивается под действием осевого сжатия, что при-
водит к уменьшению фазы оптического излучения;
– диаметр световода уменьшается в результате сжатия, вызывая
увеличение показателя преломления его сердцевины n (упругооп-
тический эффект), а значит, и постоянной распространения моды
световода β = (2π/λ0)n (λ0 – длина волны оптического излучения
в вакууме), что приводит к увеличению фазы излучения.
Изменение длины световода ∆L, вызванное изменением давления
∆P, определяется выражением [10]
(2.2)
где µ – коэффициент Пуассона световода, E – модуль Юнга световода.
Изменение постоянной распространения моды световода ∆β, вы-
званное изменением давления ∆P, определяется выражением [10]
(2.3)
где n – показатель преломления сердцевины световода, p11 и p12 – упру-
гооптические коэффициенты сердцевины световода.
Как следует из (2.1), (2.2) и (2.3), изменение фазы распространяюще-
гося в волоконном световоде оптического излучения
Тогда удельная гидроакустическая чувствительность волоконного
световода
(2.4)
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
22
Из (2.4) следует, что указанные эффекты действуют на фазу опти-
ческого излучения, распространяющегося в ЧЭ измерительного плеча
интерферометра, противоположным образом, что существенно снижает
гидроакустическую чувствительность волоконного световода.
Для β = 1,446×107 м–1; µ = 0,17; E = 7×1010 Н/м2; n = 1,456; p11 = 0,121;
p12 = 0,27 удельная гидроакустическая чувствительность кварцевого во-
локонного световода без покрытий [10]:
(2.5)
а нормированная чувствительность:
(2.6)
Аналогичное значение нормированной чувствительности для близ-
кого по параметрам световода было получено в работе [11]. В децибелах
оно соответствует значению –351 дБ.
Из выражения (2.5) видно, что при увеличении давления суммарное
изменение фазы будет иметь отрицательный знак, так как осевое сжатие
в кварце, из которого изготавливаются световоды, действует несколько
сильнее, чем изменение показателя преломления. Также видно, что
чувствительность световода к гидроакустическому давлению довольно
мала, поэтому применяются специальные меры по ее увеличению.
Естественный путь увеличения чувствительности волоконно-опти-
ческих гидрофонов состоит в увеличении длины волоконного свето-
вода чувствительного элемента. При этом для уменьшения размеров
гидрофона волокно приходится скручивать в кольца, формируя много-
витковый чувствительный элемент в виде катушки. Если гидроакусти-
ческая чувствительность прямолинейного волоконного световода не
зависит от частоты регистрируемого гидроакустического сигнала [12],
то АЧХ световода, свернутого в кольца, остается горизонтальной
только в низкочастотной области. С ростом частоты сигнала длина
звуковой волны уменьшается и становится соизмеримой с размером
катушки, и тогда в АЧХ появляются особенности [13]. Так, в работе [14]
показано, что для кольцевого чувствительного элемента радиусом
2,5 см АЧХ остается горизонтальной до 2 кГц, а при радиусе 1,25 см –
до 4 кГц. Также следует отметить, что при больших диаметрах катушки
гидрофон приобретает способность регистрировать и градиент дав-
ления.
2.1. Чувствительный элемент интерферометрического гидрофона 23
Увеличить чувствительность волоконного световода к гидроакусти-
ческому давлению можно двумя способами [12]:
– за счет нанесения на световод специального эластичного покрытия,
усиливающего гидроакустическую чувствительность (рис. 2.2а);
– за счет намотки световода на эластичный цилиндрический сердеч-
ник (рис. 2.2б).
Оба способа обеспечивают повышение чувствительности световода
к гидроакустическому давлению до частот порядка 50 кГц.
Увеличение чувствительности первым способом происходит вслед-
ствие того, что покрытие практически не влияет на радиальное сжатие
световода, но в то же время существенно увеличивает осевое сжатие,
так как в образующейся композитной структуре модуль Юнга световода
в 20…30 раз выше модуля Юнга покрытия, и световод принимает на себя
значительную часть осевой нагрузки.
Такой способ позволяет увеличить гидроакустическую чувствитель-
ность световода в десятки раз [11, 14–19]. При этом световод обычно
сворачивают в кольца для уменьшения размеров чувствительного
элемента. Даже стандартное акрилатное покрытие волоконного све-
товода обеспечивает увеличение нормированной чувствительности
до –0,9×10–11 Па–1 (–341 дБ) [19]. Применение специализированных
полимерных покрытий позволяет повысить чувствительность волокон-
но-оптического гидрофона на 25…30 дБ по сравнению со стандартным
защитным акрилатным покрытием, применяемым в настоящее время
в волоконных световодах [20]. Так, в работе [11] показано, что добавление
к стандартному покрытию слоя хайтрела диаметром 700 мкм позволяет
увеличить нормированную чувствительность до значения –4×10–11 Па–1
(–328 дБ). Такими же свойствами обладает покрытие из люсита (полиме-
тилметакрилата), а слой полиэтилена диаметром 600 мкм обеспечивает
нормированную чувствительность порядка –321 дБ [17]. Размещение
световода со стандартным покрытием в полиуретане позволяет повы-
Давление
Эластичный
цилиндр
б)
Световод
Давление
Кварцевый
световод
Первичное
покрытие
Эластичное
покрытие
а)
Рис. 2.2. Способы повышения чувствительности волоконного световода
к гидроакустическому давлению: использование эластичного
покрытия (а) и намотка на эластичный сердечник (б)
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
24
сить нормированную чувствительность до –320 дБ [21]. Размещение
световодов с покрытием из хайтрела в полиуретане позволяет повысить
нормированную чувствительность до –318 дБ [22, 23].
Удельная чувствительность волоконного световода с эластичным
покрытием определяется выражением [17]:
где Е′ – модуль Юнга покрытия, µ′– коэффициент Пуассона покрытия,
r – радиус световода, R – радиус эластичной оболочки.
С увеличением толщины покрытия нормированная чувствительность
сначала растет, тем быстрее, чем выше модуль Юнга материала покрытия,
как показано на рис. 2.3 [24]. Затем объемный модуль упругости начи-
нает играть все большую роль в гидроакустической чувствительности
световода. Это приводит к тому, что при отношении диаметров покрытия
и световода 20:1 дальнейший рост чувствительности прекращается, а
достигнутый уровень чувствительности не зависит от модуля Юнга ма-
териала покрытия, а определяется его объемным модулем упругости [17].
1
2
3
4
5
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Диаметр покрытия, мм
∆
ϕ
/
ϕ
P, 10
–
13
Па
–
1
7
6
5
4
3
2
1
Рис. 2.3. Зависимость чувствительности световода от диаметра внеш-
него покрытия для покрытий с различным модулем Юнга Е
при одинаковом модуле объемной упругости покрытия равном
4×109 Па: 1 – E = 2×109 Па; 2 – E = 1×109 Па; 3 – E = 0,5×109 Па;
4 – E = 0,1×109 Па; 5 – E = 0,01×109 Па
2.1. Чувствительный элемент интерферометрического гидрофона 25
Чем ниже объемный модуль упругости, тем больше чувствительность
(рис. 2.4) [19]. Поэтому размещение волоконного световода в материале
с объемным модулем упругости меньшим, чем у световода, обеспечи-
вает повышение чувствительности к гидроакустическому давлению
в 10…100 раз по сравнению со световодом без покрытий [25].
Также следует учитывать, что с ростом толщины покрытия растет его
влияние на АЧХ гидрофона.
Следует отметить перспективность применения волоконных свето-
водов с покрытием из газонаполненных полимеров [26]. Применение
газонаполненных полимеров позволяет понизить объемный модуль
упругости, что в диапазоне частот 0,1…1 кГц приводит к росту чувстви-
тельности по сравнению с полиуретановым покрытием в 40 раз [26].
Чувствительные элементы на основе газонаполненных полимеров по-
зволяют получить нормированную чувствительность −280 дБ [27].
Увеличение чувствительности за счет намотки световода на эла-
стичный цилиндрический сердечник происходит вследствие того, что
деформация световода будет определяться деформацией сердечника,
чувствительность которого к гидроакустическому давлению может быть
в 50…400 раз выше, чем у световода без покрытия [28]. Чувствительность
датчика с пластиковым сердечником примерно на 6 дБ больше, чем чув-
ствительность волокна с покрытием из того же материала (при условии,
что толщина покрытия равна 1 мм) [29].
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
1 2 3 4 5 6 7 1 2 3 4
Модуль Юнга,
×
10
9
Па
Модуль объемной
упругости,
×
10
9
Па
ϕ
∆P
∆
ϕ,
×
10
–
11
Па
–1
Рис. 2.4. Зависимость акустической чувствительности волоконного све-
товода с эластичным покрытием от объемного модуля упругости
и модуля Юнга
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
26
При использовании сплошного пластикового сердечника, на кото-
рый плотно намотан волоконный световод, радиальная деформация
сердечника приводит к изменению длины световода. В результате
нормированная чувствительность волоконно-оптического гидрофона
с таким чувствительным элементом будет определяться выражением [29]:
где B – объемный модуль упругости материала сердечника, ξ – поправоч-
ный оптический коэффициент деформации, который для кварцевого
стекла обычно равен 0,78. Согласно этой формуле для такого материала,
как «Нейлон 6», объемный модуль упругости которого равен 2,4×109 Па,
нормированная чувствительность гидрофона должна составлять вели-
чину порядка −1×10–10 Па–1 (−319 дБ).
При изготовлении чувствительного элемента на основе цилиндриче-
ского сердечника следует учитывать тот факт, что увеличение длины сер-
дечника с целью размещения на нем более длинного световода приводит
к понижению частоты резонанса (рис. 2.5а) [30]. Также на резонансную
частоту влияет модуль Юнга материала сердечника (рис. 2.5б).
Применение полого (обычно заполненного воздухом) сердечника
позволяет дополнительно повысить чувствительность волоконно-опти-
ческого гидрофона с сердечником на 10…20 дБ [9, 31]. Нормированная
чувствительность волоконно-оптического гидрофона с таким чувстви-
тельным элементом определяется выражением [32]:
(2.7)
а)
б)
Длина – 4 см
Частота, кГц
24
20
16
12
8
4
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Модуль Юнга, ГПа
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Частота, кГц
12
10
8
6
4
2
0
Длина цилиндра, см
Рис. 2.5. Зависимость частоты резонанса от длины (а) и модуля Юнга (б)
цилиндрического тефлонового сердечника радиусом 2 см
2.1. Чувствительный элемент интерферометрического гидрофона 27
где n – показатель преломления материала сердцевины световода, µ – ко-
эффициент Пуассона световода, µс – коэффициент Пуассона сердечника,
E – модуль Юнга материала сердечника, R – радиус сердечника, t – тол-
щина стенки сердечника, p11 и p12 – упругооптические коэффициенты
материала сердцевины световода. В работе [35] приведен более точный
расчет, учитывающий, в частности, конечную длину сердечника и дей-
ствие давления на его торцы.
Первоначально предпочтение отдавалось металлическим сердечни-
кам. Для никелевого сердечника радиусом 3,3 см и толщиной стенок
0,3 мм при длине волны излучения λ = 0,83 мкм, p11 = 0,126, p12 = 0,27
выражение (2.7) позволяет получить теоретическое значение нормиро-
ванной чувствительности −5,7×10–10 Па–1 (−305 дБ) [31]. На практике
чувствительность гидрофонов с металлическим полым сердечником
оказалась на 10…15 дБ хуже [33].
Для тонкостенного полого сердечника (диаметр много больше тол-
щины стенки) нормированная чувствительность может быть рассчитана
согласно выражению [34]
(2.8)
где r – радиус сердечника, E – модуль Юнга композитного материала
стенки сердечника (который кроме самого материала сердечника вклю-
чает световод и клеевой слой, которым он прикреплен к сердечнику), t –
толщина стенки сердечника, µ – коэффициент Пуассона композитного
материала стенки сердечника.
Как видно из выражения (2.8), чувствительность полого сердечника
можно в широких пределах регулировать толщиной стенок, в то время как
чувствительность сплошного сердечника определяется объемным модулем
упругости материала сердечника, выбор которого ограничен. Применение
материалов с меньшим модулем Юнга позволяет повысить чувствитель-
ность [35]. Поэтому постепенно металлические сердечники стали заменять
на пластиковые, применение которых дает выигрыш по сравнению с обыч-
ным волоконным световодом порядка 40…50 дБ (рис. 2.6) [17].
Так, в работе [36] показано, что для полого сердечника из винипла-
ста диаметром 7 см с толщиной стенок 0,8 см выигрыш по сравнению
с обычным световодом составляет 45 дБ.
Появление световодов, обладающих малыми потерями при радиусах из-
гиба порядка 10 мм, позволило осуществлять разработку малогабаритных
гидрофонов с тонкостенными сердечниками диаметром 10…23 мм [37, 38].
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
28
На таком сердечнике можно разместить от 10 до 40 м световода. Так как
чувствительность таких ЧЭ зависит от отношения диаметра к толщине
стенок, то толщина стенок малогабаритных ЧЭ составляет величину
порядка 1 мм, что ограничивает их глубину погружения. Критическое
давление, при котором происходит разрушение сердечника для случая,
когда его диаметр много меньше длины, прямо пропорционально модулю
Юнга, но при этом пропорционально t3 [6]. В то же время, как следует
из (2.8), чувствительность обратно пропорциональна модулю Юнга и
толщине стенок. Поэтому можно упрочнить сердечник без изменения
чувствительности путем пропорционального уменьшения модуля Юнга
и увеличения толщины стенок.
Другой проблемой ЧЭ на основе малогабаритных тонкостенных
сердечников является механическое напряжение, которое возникает
в стандартном световоде диаметром 125 мкм при наматывании его на
сердечник диаметром менее 10 мм. Решением этой проблемы является
уменьшение диаметра световода. Так, для сердечника диаметром 3,8 мм
применяется световод диаметром 50 мкм с оболочкой из акрилата диа-
метром 110 мкм [39].
Примером удачного применения в качестве материала полого тон-
костенного сердечника является поликарбонат (E =2,3 ГПа, µ = 0,36).
Нормированная чувствительность гидрофона на основе сердечника из
поликарбоната может достигать −300 дБ [6]. Также для повышения проч-
ности чувствительных элементов на основе полых сердечников приме-
Полиэтилен Люсит
Алюминий
b/t
Чувствительность, отн. ед.
400
300
200
100
0 2 4 6 8 10
Рис. 2.6. Относительное увеличение чувствительности гидрофона с по-
лым сердечником диаметром 2b и толщиной стенки t по сравне-
нию с гидрофоном на основе обычного световода без покрытия
2.1. Чувствительный элемент интерферометрического гидрофона 29
няется подход, при котором внутри заполненного воздухом «активного»
сердечника с гибкими тонкими стенками располагается «пассивный»
сплошной сердечник [35, 40, 41] (рис. 2.7). На этот сердечник наматы-
вается опорное плечо интерферометра, а внутрь помещаются остальные
элементы интерферометра (разветвители, зеркала). Нормированная чув-
ствительность такого ЧЭ может составлять −3,6×10–10 Па–1 (−283 дБ) [38].
Световод измерительного плеча
Внешний
сердечник
Внутренний
сердечник
Воздушная
полость
Полиуре%
тановое
покрытие
Световод опорного плеча
Рис. 2.7. Чувствительный элемент на основе внешнего полого сердечника
с внутренним сплошным сердечником
Применение многовитковых чувствительных элементов в виде на-
мотанного на эластичный сердечник волоконного световода оптимально
при создании одиночных гидрофонов. Применение специальных по-
крытий эффективно при значительной длине световода, поэтому данный
способ создания чувствительных элементов гидрофонов применяется
в крупногабаритных системах с распределенной в пространстве чув-
ствительностью. В настоящее время для повышения чувствительности
волоконно-оптических гидрофонов применяют оба способа.
Для защиты волоконного световода чувствительного элемента от
механических повреждений применяют специальные защитные кожухи,
конструкция которых предполагает хорошую прозрачность для гидро-
акустических сигналов в пределах частотного диапазона гидрофона [42].
Особенностью оптической схемы двуплечевых интерферометров
Майкельсона и Маха – Цендера является равенство их плеч. Одинако-
вое внешнее воздействие вызывает в них одинаковое изменение фазы.
Разница состоит в том, что одно и то же изменение фазы в одном плече
вызывает уменьшение интенсивности на выходе интерферометра, а
в другом плече – увеличение. Следствием этой особенности двуплечевых
интерферометров явились три подхода к построению чувствительных
элементов гидрофонов на их основе, получившие в англоязычной лите-
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
30
ратуре названия: «push» («сжатие»), «push-pull» («сжатие-растяжение»)
и «push-push» («сжатие-сжатие») [43] (рис. 2.8).
1) В чувствительном элементе, организованном по принципу «push»,
давление приводит к изменению фазы оптического излучения
положительного или отрицательного знака только в одном плече
интерферометра (рис. 2.8а). Это плечо называют измерительным, а
второе – опорным. При этом обеспечивают условия, при которых
измеряемая физическая величина не действует на опорное плечо.
По такому принципу работает большинство датчиков на основе
двуплечевых интерферометров.
2) В чувствительном элементе, организованном по принципу «push-
pull», измеряемая физическая величина приводит к изменениям
фазы оптического излучения в обоих плечах, при этом знаки этих
изменений противоположные (рис. 2.8б). Так как результирующая
разность фаз в интерферометре является разностью этих измене-
ний, она оказывается в два раза больше, чем при технологии «push».
Это позволяет увеличить чувствительность гидрофона на 6 дБ [31].
При этом происходит частичное уменьшение синфазных шумов,
возникающих в плечах интерферометра.
3) В чувствительном элементе, организованном по принципу «push-
push», измеряемая физическая величина приводит к изменениям
фазы оптического излучения в обоих плечах, при этом знаки этих
изменений одинаковые (рис. 2.8в). Такой подход применяется
при построении градиентных гидрофонов, предназначенных для
измерения градиента давления. В градиентном гидрофоне резуль-
тирующая разность фаз оказывается пропорциональной разности
давлений, измеряемых разнесенными в пространстве чувствитель-
ными элементами обоих плеч интерферометра.
d
+P
PP
1
P
2
–
P
а) б) в)
Рис. 2.8. Принцип построения чувствительного элемента на основе
двуплечевого интерферометра на примере интерферометра
Маха – Цендера: «push» (а); «push-pull» (б), «push-push» (в)
2.1. Чувствительный элемент интерферометрического гидрофона 31
Выбор принципа работы чувствительного элемента определяется
решаемой задачей, а также методом фазовой демодуляции.
Чувствительный элемент типа «push-pull» может быть реализован на
основе двух заполненных воздухом коаксиальных трубок, на которые на-
мотаны волоконные световоды двух плеч интерферометра (рис. 2.9) [44].
Расчетная нормированная чувствительность такого чувствительного
элемента составила 3,8×10–10 Па–1 (−308 дБ), что обеспечивает пороговую
чувствительность гидрофона 50 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2 на частоте 10 Гц и
25 дБ на частоте 5 кГц.
Другая конструкция чувствительного элемента типа «push-pull» ос-
нована на применении мембраны (рис. 2.10).
В такой конструкции заполненный воздухом цилиндр с одной стороны
закрывается мембраной. Измерительное плечо интерферометра укла-
дывается кольцами на одной стороне мембраны, а опорное – на другой.
Воздух
Трубка 1
Трубка 2
Световод 1
Световод 2
Внешняя
трубка
Внутренняя
трубка
Прорезиненное
окно
Воздух Световоды
Рис. 2.9. Чувствительный элемент типа «push-pull» на основе двух за-
полненных воздухом коаксиальных трубок
2ha
Давление
Поддерживающий
цилиндр
Мембрана
а) б)
Рис. 2.10. Чувствительный элемент на основе мембраны: общее устрой-
ство (а), мембрана (б)
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
32
При изгибе мембраны под действием давления фазы сигнальной и
опорной волн изменяются примерно одинаково, но с противоположным
знаком. В результате чувствительность гидрофона удваивается. Важной
особенностью данного чувствительного элемента является способ закреп-
ления краев мембраны. Различают два способа закрепления: 1) мягкое
закрепление краев, при котором края могут разворачиваться при изгибе
мембраны; 2) жесткое закрепление краев, при котором края не могут
разворачиваться при изгибе мембраны. В зависимости от способа закреп-
ления чувствительность чувствительного элемента будет определяться
(для интерферометра Майкельсона) следующими выражениями [45]:
где β – постоянная распространения моды световода, µ – коэффициент
Пуассона материала мембраны, ρ – плотность материала мембраны,
d – диаметр световода.
Из приведенных выражений следует, что при µ = 0,3 (что характерно
для материалов, из которых изготавливается диск, например алюминий)
чувствительность при мягком закреплении в 2 раза выше, чем при жест-
ком. Мягкое закрепление краев можно обеспечить, если крепить края
мембраны к цилиндру через оптоволоконное кольцо.
В работе [46] представлено две конструкции такого чувствительного
элемента с мягким закреплением мембраны. Первая конструкция со-
держит одну алюминиевую мембрану диаметром 8 см и толщиной 3 мм,
c двух сторон которой кольцами уложены волоконные световоды плечей
интерферометра длиной 10 м (рис. 2.11). Световод имеет акрилатное
покрытие диаметром 200 мкм. Обод опорного цилиндра запечатан сили-
коновой резиной. Мягкое закрепление мембраны обеспечивалось за счет
оптоволоконного кольца, диаметром 200 мкм, которое приклеивалось
между краями пластины и поддерживающим цилиндром. Нормиро-
ванная чувствительность такого чувствительного элемента составляет
301 дБ в диапазоне частот до 3000 Гц.
Вторая конструкция состоит из двух мембран диаметром 4,4 см и тол-
щиной 1 мм, на каждой стороне которых закреплено по одной оптоволо-
конной катушке, содержащей 75 витков (длина световода каждой катушки
8 м) (рис. 2.12). Световод уложен между двумя радиусами: 0,8 см и 2,2 см.
2.1. Чувствительный элемент интерферометрического гидрофона 33
Этот чувствительный элемент имеет нормированную чувствительность
−291 дБ в диапазоне частот до 4500 Гц.
Чувствительный элемент на основе двух мембран получил дальнейшее
развитие. Были проведены исследования по оптимизации конструкции
с целью повышения чувствительности. В частности, было предложено
увеличить количество слоев световодных колец на мембране [47]. Так,
применение двух слоев повышает чувствительность на 6 дБ. При даль-
нейшем росте числа слоев выигрыш в чувствительности уменьшается.
Оптимальное количество слоев определяется следующим выражением:
m
opt =h/df,
где h – полутолщина мембраны, df – диаметр волоконного световода.
Удельная чувствительность гидрофонов на мембранах выше, чем
у гидрофонов на основе полых цилиндических сердечников. Так, в ра-
боте [48] показано, что для достижения одинаковой чувствительности
длина волоконного световода, намотанного на цилиндр, должна быть
в 24 раза больше, чем длина световода, закрепленного на диске.
Оптоволоконное
кольцо
Силикон Мембрана
Верхняя
оптоволоконная
катушка
Нижняя
оптоволоконная
катушка
Опорный
цилиндр
Мембрана
(верх)
Верхняя
катушка
Рис. 2.11. Конструкция чувствительного элемента на основе мембраны
Сжатие
Сжатие
Растяжение
Растяжение
Мембрана 1
Мембрана 2
Оптоволоконные катушки
Рис. 2.12. Принцип действия чувствительного элемента на основе двух
мембран
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
34
Следует также отметить перспективность применения в гидрофонах
фотонно-кристаллических световодов с полой сердцевиной, чувстви-
тельность которых к давлению на 15…30 дБ превышает чувствительность
обычных световодов [49–51].
Обычно коэффициент преобразования чувствительного элемента
∆ϕ/∆P рассматривается в качестве чувствительности волоконно-оптиче-
ского интерферометрического гидрофона. Коэффициент преобразования
можно определить, умножив нормированную чувствительность на набег
фазы ϕ, который приобретает оптическое излучение в волоконном свето-
воде чувствительного элемента. Набег фазы можно рассчитать по формуле
где λ – длина волны излучения лазера, L – длина световода чувстви-
тельного элемента гидрофона, n – показатель преломления материала
сердцевины световода. Для λ = 1,5 мкм, n = 1,5, L = 1 м, ϕ = 6,28×106 рад,
или 136 дБ отн. 1 рад. Нормированная чувствительность световода без
покрытий –2,83×10–12 Па–1 или –351 дБ отн. 1 мкПа–1. Тогда коэффи-
циент преобразования чувствительного элемента, состоящего из 1 м
волоконного световода без покрытия, равен –215 дБ отн. 1 рад/мкПа.
–110
–120
–130
–140
–150
–160
–170
ВС без покрытия
ВС с покрытием
Сплошной сердечник
Тонкостенный металл
Тонкостенный пластик
Чувствительность, дБ отн. 1 рад/мкПа
NR ≈ –340
NR ≈ –325
NR ≈ –310 NR ≈ –300
NR ≈ –330
NR ≈ –290
1975 1980 1985 1990 1995 2000 2005
Рис. 2.13. Рост чувствительности волоконно-оптических интерферо-
метрических гидрофонов в период с 1975 по 2005 г. [6]. NR –
нормированная чувствительность, дБ
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 35
При длине световода 10 м чувствительность улучшится на 20 дБ и станет
равна –195 дБ. Для 100 м световода получим улучшение еще на 20 дБ.
Дальнейшее повышение чувствительности достигается увеличением
нормированной чувствительности описанными выше методами. Как
показано на рис. 2.13, совершенствование конструкции чувствительных
элементов волоконно-оптических интерферометрических гидрофонов
привело к значительному росту их чувствительности в период с 1975 по
2005 г. [6, 52].
Зная коэффициент преобразования чувствительного элемента, изме-
ряемый в рад/мкПа, можно оценить пороговую чувствительность (порог
детектирования) интерферометрического волоконно-оптического ги-
дрофона. Для этого надо знать уровень собственных шумов чувствитель-
ного элемента. Если уровень шумов меньше пороговой чувствительности
демодулятора, то порог детектирования гидрофона будет определяться
демодулятором. Интерферометрическая схема демодулятора способна
обеспечить пороговую чувствительность к изменению фазы порядка
10–6 рад/Гц1/2 [53]. Поэтому при малом уровне шумов чувствительного
элемента для оценки порога детектирования гидрофона в мкПа/Гц1/2
достаточно разделить 10–6 рад/Гц1/2 на коэффициент преобразования
чувствительного элемента. Разумеется, следует учитывать, что реальная
пороговая чувствительность демодулятора может быть хуже, а фотопри-
емник может вносить собственные шумы в выходной сигнал гидрофона.
2.2. Фазовый демодулятор
интерферометрического гидрофона
Фотоприемник способен регистрировать только мощность оптического
излучения. Поэтому для регистрации фазовой модуляции оптического
излучения, распространяющегося в волоконном световоде, необходимо
осуществлять фазовую демодуляцию, в результате которой изменение
фазы ∆ϕ, возникающее в чувствительном элементе интерферометриче-
ского гидрофона, преобразуется в изменение мощности оптического
излучения ∆W. С этой целью чувствительный элемент помещают в оп-
тическую схему волоконно-оптического интерферометра, на выходе
которого фотоприемник преобразует изменение мощности оптиче-
ского излучения в изменение напряжения ∆U. Таким образом общий
коэффициент преобразования системы демодулятор-фотоприемник
определяется схемой демодуляции и параметрами фотоприемника и
измеряется в В/рад. Общая акустическая чувствительность волоконно-
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
36
оптического гидрофона определяется как произведение коэффициента
преобразования чувствительного элемента (рад/мкПа) на этот коэффи-
циент и, как и у традиционного гидрофона, измеряется в В/мкПа, или
в дБ отн. 1 В/мкПа.
Изменение условий окружающей среды (например, температуры)
приводит к смещению рабочей точки интерферометра за пределы
линейного участка передаточной характеристики – «дрейф» рабочей
точки. В результате коэффициент преобразования системы демодулятор-
фотоприемник может уменьшиться практически до нуля. Для решения
проблемы дрейфа рабочей точки были разработаны специальные ме-
тоды фазовой демодуляции [24, 29]. Однако не все они пригодны для
применения в волоконно-оптических гидрофонах, общая концепция
построения которых предполагает полностью оптическую схему чув-
ствительного элемента.
В гомодинных методах фазовой демодуляции используется несколько
подходов. В активных методах гомодинного детектирования со стабили-
зацией рабочей точки интерферометра применяется обратная связь для
подстройки разности фаз ∆ϕ [62]. В пассивных методах гомодинного детек-
тирования контроль положения рабочей точки отсутствует, а проблема ее
дрейфа решается за счет формирования дополнительных сигналов, сдви-
нутых по фазе относительно выходного сигнала интерферометра [54, 55].
В гетеродинных методах фазовой демодуляции частота оптической
волны в одном из плеч интерферометра сдвигается на величину порядка
100 кГц относительно волны в другом плече с использованием ячейки
Брэгга [15, 56]. При этом выходной сигнал интерферометра представляет
собой гармонические колебания на разностной частоте, фаза которых
линейно зависит от ∆ϕ. Применение обычного электронного фазового
детектора позволяет выделить ∆ϕ. Для применения в волоконно-опти-
ческих гидрофонах гетеродинное детектирование малопригодно, так как
применение ячейки Брэгга требует значительных энергетических затрат.
Тем не менее этот подход нашел свое применение в псевдогетеродинных
методах синтетического гетеродинирования [57] и квадратурной реком-
бинации [58], в которых сигнал на промежуточной частоте синтезируется
без применения ячейки Брэгга.
Большую популярность приобрел метод демодуляции, основанный
на применении несущей с модуляцией по фазе (phase-generated carrier
(PGC)), обрабатываемой гомодинным [59] или синтетическим гетеро-
динным методом. PGC-метод хорошо согласуется с методами мульти-
плексирования, применяемыми при построении волоконно-оптических
гидроакустических антенн.
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 37
Еще один метод фазовой демодуляции основан на применении не-
прерывного частотно-модулированного излучения (Frequency Modulated
Continuous Wave (FMCW)) [60, 61]. Как и PGC-метод, он хорошо под-
ходит для применения в многоэлементных интерферометрических из-
мерительных системах, так как, по сути, является методом частотного
мультиплексирования FDM (Frequency Division Multiplexing).
Рассмотрим более подробно методы демодуляции, применяемые
в волоконно-оптических интерферометрических гидрофонах.
2.2.1. Гомодинная фазовая демодуляция в волоконно-
оптическом интерферометре
Фазовую демодуляцию методом гомодинирования будем рассматривать
на примере волоконно-оптического интерферометра Маха – Цендера
(рис. 2.14).
Измерительное
плечо
Опорное плечо
Р1 Р2
Лазер
ЧЭ
ФП1
ФП2
Выход
+
–
I
1
I
2
Рис. 2.14. Схема гомодинной фазовой демодуляции с использованием
волоконно-оптического интерферометра Маха – Цендера.
ЧЭ – чувствительный элемент, ФП – фотоприемник, Р1 –
Y-разветвитель, Р2 – X-разветвитель
Оптическое излучение от лазера через волоконно-оптический раз-
ветвитель Р1 направляется в два плеча интерферометра, образованные
одномодовыми волоконными световодами. В измерительном плече рас-
положен чувствительный элемент датчика, который преобразует изме-
нение измеряемой физической величины в изменение фазы сигнальной
оптической волны. Интерференция сигнальной волны в разветвителе Р2 с
оптической волной, распространяющейся в опорном плече, приводит к из-
менению интенсивности излучения на выходах интерферометра, пропор-
циональному изменению разности фаз сигнальной ϕs и опорной ϕr волн:
∆ϕ = (ϕs – ϕr).
В одномодовом волоконном световоде распространяется только одна
НЕ11-мода. Опуская зависимость от координат, комплексную напряжен-
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
38
ность электрической компоненты поля световой волны в измерительном
плече интерферометра можно представить как
а в опорном плече
где Е0
s, E0
r – амплитуды сигнальной и опорной волн соответственно.
В результате суммарная интенсивность световой волны на входе
в первый фотоприемник составит
(2.9)
где Is и Ir – интенсивности сигнальной и опорной волн интерфероме-
тра, ∆ϕ = ϕs – ϕr, γ – коэффициент когерентности интерферирующих
световых волн (|γ| ≤ 1), а
(2.10)
– контраст интерференционной картины.
Интенсивность света на входе во второй фотоприемник будет при из-
менении ∆ϕ изменяться в противофазе, по сравнению с первым входом,
(2.11)
Фотоприемники преобразуют интенсивности I1 и I2 в соответствую-
щие электрические напряжения, поступающие на входы дифференци-
ального усилителя, на выходе которого формируется выходной сигнал
демодулятора:
U = A cos(∆ϕ), (2.12)
где A – коэффициент, определяемый интенсивностью оптического излу-
чения, контрастом, интерференционной картины, а также параметрами
фотоприемников и дифференциального усилителя.
Как следует из выражения (2.12), выходное напряжение демодулято-
ра будет меняться по гармоническому закону при изменении разности
фаз световых волн распространяющихся в измерительном и опорном
плечах интерферометра. Из (2.10) и (2.11) видно, что амплитуда этой
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 39
функции зависит от соотношения интенсивностей волн в измерительном
и опорном каналах и от их степени когерентности. Вид этой функции
представлен на рис. 2.15.
U
0
π
/2 3
π
/2 5
π
/2 7
π
/2 ∆
ϕ
А
Б
Рис. 2.15. Зависимость переменной составляющей интенсивности на
выходе интерферометра Маха – Цендера от разности фаз сиг-
нальной и опорной световых волн. Точки А и Б соответствуют
квадратурному режиму работы интерферометра
Представим разность фаз ∆ϕ в виде суммы двух компонент: полезного
гармонического сигнала амплитудой ϕs и частотой ωs и неконтролируе-
мой (дрейфовой) медленно меняющейся компоненты ϕd:
(2.13)
Подставим (2.13) в (2.12) и используем разложение в ряд по функциям
Бесселя [1]:
(2.14)
где Jn(ϕs) – функции Бесселя первого рода.
Таким образом, отклик измерительной системы на гармоническое
изменение фазы является нелинейным и состоит из большого числа
четных и нечетных гармоник, амплитуды которых являются функциями
амплитуды модуляции фазы ϕs. Поэтому выделение из него полезного
сигнала в общем случае является достаточно сложной задачей.
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
40
2.2.2. Активные гомодинные методы фазовой демодуляции
Предположим, что амплитуда полезного сигнала является малой вели-
чиной:
ϕ
s < 0,1 рад.
Очевидно, что максимальной чувствительностью к малым изменени-
ям разности фаз ∆ϕ демодулятор будет обладать в том случае, если рабо-
чая точка интерферометра будет находиться в т. А или Б (рис. 2.15), когда
интерферометр работает в квадратурном режиме [1], что соответствует
∆ϕ = ( 2m + 1 )π/2, где m = 0, 1, 2, 3 … (2.15)
Для обеспечения квадратурного режима демодуляции необходимо
обеспечить контроль за положением рабочей точки интерферометра.
Пусть квадратурный режим достигается при ϕd = π/2. При этом все
четные гармоники исчезнут, и выражение (2.14) преобразуется к виду:
(2.16)
то есть в спектре измеряемого сигнала присутствуют только нечетные
гармоники. В условиях малости амплитуды модуляции фазы сигналь-
ной волны вклад высоких гармоник будет несущественен, и выражение
(2.16) упростится:
(2.17)
Таким образом, при квадратурном режиме работы интерферометра
его выходной сигнал не только максимален, но также линейно зависит
от полезного сигнала. При этом следует помнить, что для достижения
максимальной чувствительности необходимо обеспечить максимальную
когерентность интерферирующих сигнальной и опорной волн, а также
равенство их интенсивностей.
Для обеспечения квадратурного режима работы интерферометра
необходимо компенсировать дрейфовую компоненту разности фаз ϕd,
стабилизировав тем самым положение рабочей точки. Стабилизация
рабочей точки интерферометра реализуется в активных методах гомо-
динной фазовой демодуляции, которые предполагают использование
обратной связи для подстройки разности фаз ∆ϕ.
Если система обратной связи будет формировать в интерферометре
дополнительный фазовый сдвиг ϕc, такой что
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 41
то выходной сигнал интерферометра будет определяться выражением
(2.17). Для формирования необходимого сигнала обратной связи до-
статочно выделить с использованием НЧ-фильтра низкочастотный
дрейфовый сигнал и проинтегрировать его (рис. 2.16) [62]. Такой подход
к стабилизации рабочей точки интерферометра называется режимом
малого усиления. Он имеет два недостатка. Во-первых, выходной сигнал
интерферометра зависит от интенсивности излучения, которая может
со временем изменяться.
Во-вторых, если амплитуда регистрируемого сигнала будет недо-
статочно мала (более 0,1 рад), то в выходном сигнале интерферометра
будут наблюдаться нелинейные искажения, так как условие квадратуры
будет нарушаться. Чем больше будет ϕs, тем больше будут эти искажения.
Решить эти проблемы можно, если обеспечить более жесткое вы-
полнение условия квадратуры:
Для формирования сигнала обратной связи достаточно проинте-
грировать выходной сигнал интерферометра (рис. 2.17). Такой подход
называется режимом с высоким коэффициентом усиления.
В этом режиме на выходе интерферометра все время присутствует
ноль, а дрейфовый и полезный сигналы (ϕd + ϕs) будут содержаться
в сигнале обратной связи, из которого их можно легко выделить. При
этом они практически не будут зависеть от интенсивности излучения
лазера или от изменения контраста интерференционной картины.
Рассмотрим способы подстройки разности фаз, применяемые при
стабилизации рабочей точки интерферометра.
ФНЧ
U
Интегратор
Сигнал обратной
связи
Выходной
сигнал
+
–
Рис. 2.16. Режим малого усиления при активной гомодинной демодуляции
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
42
Фаза оптической волны, распространяющейся в опорном или из-
мерительном плечах интерферометра, определяется выражением
(2.18)
где n – показатель преломления сердцевины волоконного световода,
L – длина световода, λ – длина волны лазерного излучения, ν – частота
лазерного излучения, c – скорость света. Тогда разность фаз сигнальной
и опорной волн определяется выражением
(2.19)
где ∆L – разность длин световодов измерительного и опорного плеч
интерферометра. Как видно из этого выражения, изменять разность фаз
для регулирования положения рабочей точки интерферометра можно
двумя способами: 1) изменяя разность длин световодов, например, путем
изменения длины световода опорного плеча; 2) изменяя частоту (длину
волны) оптического излучения при условии, что ∆L ≠ 0. Поэтому полу-
чили распространение два активных метода гомодинного детектирова-
ния со стабилизацией рабочей точки интерферометра: метод фазовой
стабилизации и метод частотной стабилизации.
Метод фазовой стабилизации рабочей точки основан на изменении
длины световода опорного плеча [62]. Этот метод требует наличия в оп-
тической схеме интерферометра фазового модулятора, управляемого
электрическим сигналом [64]. При построении гидроакустических ан-
тенн такой модулятор необходимо разместить в интерферометре каждого
гидрофона. Поэтому этот метод не нашел применения в волоконно-оп-
тических гидрофонах.
Метод частотной стабилизации рабочей точки основан на изменении
частоты (длины волны) лазерного излучения [63, 65, 66]. Для того что-
0
Интегратор
Сигнал обратной
связи
Выходной
сигнал
+
–
Рис. 2.17. Режим с высоким коэффициентом усиления при активной
гомодинной демодуляции
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 43
бы разность фаз в интерферометре изменялась при изменении длины
волны излучения лазера, необходимо обеспечить начальную разность
длин световодов опорного и измерительного плеч. Такой неравнопле-
чий интерферометр называется асимметричным. Этот метод позволяет
исключить фазовый модулятор из оптической схемы интерферометра,
поэтому он может быть использован для построения одиночных воло-
конно-оптических гидрофонов. Однако для гидроакустических антенн,
содержащих большое количество гидрофонов, данный метод малопри-
годен, так как для каждого гидрофона придется использовать свой лазер,
что значительно усложняет систему.
В методе частотной стабилизации, как и в методе фазовой стабили-
зации, требуется применение обратной связи с большим динамическим
диапазоном, так как смещение фазы в результате дрейфа может состав-
лять сотни радиан. В качестве параметра, характеризующего процесс
регулировки фазы, введем изменение длины волны (∆λ)2π, которое тре-
буется для изменения разности фаз на 2π. Из (2.19) следует, что
(2.20)
Чем меньше этот параметр, тем шире будет динамический диа-
пазон регулировки разности фаз в интерферометре. Из (2.20) следует,
что уменьшить параметр (∆λ)2π можно путем увеличения разности
длин оптических путей n∆L, которые проходит оптическое излучение
в опорном и измерительном плечах интерферометра. При этом должно
выполняться условие:
(2.21)
где l0 – длина когерентности лазера, ∆λ0 – ширина спектральной линии
излучения лазера. Тогда из (2.20) и (2.21) следует, что
(∆λ)2π ≥ ∆λ0,
а значит, минимальный параметр (∆λ)2π равен ширине линии излучения
лазера. Чем уже линия, тем проще организовать стабилизацию, но при
этом следует помнить о том, что увеличение разности оптических путей
n∆L приводит к росту фазовых шумов лазера на выходе интерферометра.
Поэтому при реализации метода частотной стабилизации разность длин
оптических плеч интерферометра делают минимально возможной для обе-
спечения требуемого диапазона регулирования положения рабочей точки.
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
44
В полупроводниковом лазере частоту (длину волны) излучения можно
изменять за счет модуляции тока, протекающего через лазер [67]. Эффек-
тивный коэффициент преобразования тока в частоту ∆ν/∆i для полупро-
водниковых лазеров существенно отличается для различных лазерных
структур, но, как правило, находится в диапазоне от 1 до10 ГГц/мА [68].
На рис. 2.18 представлена зависимость разности фаз волн, рас-
пространяющихся в интерферометре Маха – Цендера, от времени при
отключенной и включенной системе частотной стабилизации рабочей
точки интерферометра [69].
Как видно из рис. 2.18, до включения системы стабилизации разность
фаз изменялась в диапазоне от 0° до 180°, а после включения разность
фаз удерживалась на уровне ∆ϕ = 90°±10°.
2.2.3. Пассивные гомодинные методы фазовой демодуляции
Другой подход к организации гомодинной фазовой демодуляции со-
стоит в отказе от контроля положения рабочей точки интерферометра.
В этом случае схема интерферометра не содержит цепи обратной связи,
поэтому такой подход получил название пассивного гомодинного детек-
тирования. Он основан на формировании дополнительных сигналов,
сдвинутых по фазе относительно выходного сигнала интерфероме-
тра (2.12).
Самый простой, двухканальный, пассивный гомодинный метод фа-
зовой демодуляции состоит в формировании дополнительного сигнала,
сдвинутого по фазе на π/2 [55]. Тогда на устройство обработки выходного
сигнала интерферометра поступит два сигнала:
Рабочая точка ∆
ϕ
, градусы
180
140
90
40
00 50 100 150
Рис. 2.18. Демонстрация работы системы частотной стабилизации рабо-
чей точки интерферометра Маха – Цендера
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 45
U
1 = A cos(∆ϕ), (2.22а)
U
2 = A sin(∆ϕ). (2.22б)
Отклик на малое приращение разности фаз dϕ будет определяться
выражениями
D
1 = dU1 = –Adϕsin(∆ϕ),
D
2 = dU2 = –Adϕsin(∆ϕ).
Из этих сигналов можно получить сигнал, пропорциональный dϕ:
(2.23)
При этом необходимо постоянно обеспечивать выполнение условия
U1
2 + U2
2 = const. Также следует отметить, что обработка сигналов (2.23)
применима для случая малых сигналов (∆ϕ < 0,1 рад), в противном случае
наблюдаются искажения [29].
Предпочтительнее использовать метод демодуляции на основе
перекрестного перемножения – DCM-алгоритма (Differential Cross-
Multiplying), в котором применяются следующие преобразования [59]:
(2.24)
и после интегрирования формируется сигнал, прямо пропорциональ-
ный величине ∆ϕ, который хотя и зависит от динамического диапазона
обрабатывающей электроники, но не зависит от диапазона изменения
величины ∆ϕ. Общая схема обработки сигналов при перекрестном пере-
множении представлена на рис. 2.19.
Недостатком схемы демодуляции на основе перекрестного перемно-
жения является зависимость выходного сигнала от мощности лазера,
флуктуации которой приводят к искажению выходного сигнала. Поэтому
был разработан ряд других схем демодуляции, в которых влияние данного
фактора существенно снижено. Из них наиболее удачным является метод
гомодинной демодуляции на основе вычисления значений функции
арктангенса [70], схема которого приведена на рис. 2.20.
В этом методе демодуляции над сигналами (2.22) выполняется опе-
рация деления с последующим вычислением арктангенса:
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
46
Для формирования выходных сигналов вида (2.22) можно использо-
вать различные методы.
Из выражения (2.18) следует зависимость разности фаз интерфе-
рометра от длины волны [71]. Если направить в интерферометр из-
лучение двух лазеров, длины волн которых удовлетворяют условию
∆ϕ(λ1) – ∆ϕ(λ2) = π/2, а затем на выходе интерферометра разделить
выходные сигналы, соответствующие этим длинам волн, то они будут
описываться выражениями (2.22) [55, 72].
Другой метод основан на использовании двух ортогональных компонент
распространяющейся в волоконном световоде HE11-моды. При прохожде-
нии двулучепреломляющего волоконного световода определенной длины
эти моды приобретают требуемую разность фаз π/2. На выходе интерфе-
рометра они могут быть разделены поляризационным светоделителем.
Оба описанных метода сложны в реализации, поэтому распростране-
ние получил более простой метод, который к тому же обеспечивает более
высокую точность демодуляции. Он состоит в использовании на выходе
интерферометра вместо разветвителя 2×2 разветвителя 3×3 (рис. 2.21).
∫
α
∆
ϕ
sin(
∆
ϕ)
cos(
∆
ϕ)
+
–
∂/∂t
∂/∂t
Рис. 2.19. Общая схема обработки сигналов при перекрестном перемно-
жении
X/Y
cos(
∆
ϕ)
α
∆
ϕ
arctg
sin(
∆
ϕ)
Ф
Рис. 2.20. Схема гомодинного метода демодуляции на основе вычисления
функции арктангенса. Ф – фазовращатель, X/Y – блок деления
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 47
В этом случае на трех выходах разветвителя 3×3 формируются сиг-
налы, которые сдвинуты друг относительно друга по фазе на (2/3)π [73]:
(2.25а)
(2.25б)
(2.25в)
где B и C – константы.
Асимметричный метод обработки сигналов (2.25) состоит в фор-
мировании из них сигналов вида (2.22) с последующей обработкой
согласно выражению (2.24) [74]. Для этого сначала необходимо удалить
постоянную составляющую C, которая равна арифметическому среднему
трех выходов:
После вычитания постоянной составляющей получим:
(2.26а)
(2.26б)
(2.26в)
Лазер
ЧЭ
Р
2
Р
1
ФП 1
ФП 2
ФП 3
Рис. 2.21. Волоконно-оптический интерферометр Маха – Цендера с раз-
ветвителем 3×3. ЧЭ – чувствительный элемент, ФП – фото-
приемник, Р1 – Y-разветвитель, Р2 – разветвитель 3×3
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
48
Выполним преобразование
(2.27)
Как видно, выражения (2.26а) и (2.27) аналогичны выражениям
(2.22). Таким образом, в асимметричном методе демодуляции выходных
сигналов интерферометра с разветвителем 3×3 используется только два
выхода. Порог детектирования с использованием данного метода на
частоте 1 кГц составляет 3×10–6 рад/Гц1/2 [54].
Для обработки сигналов (2.26а) и (2.27) можно использовать метод
демодуляции на основе вычисления функции арктангенса. Порог детек-
тирования с использованием данного метода на частотах выше 200 Гц
составляет 100×10–6 рад/Гц1/2 [75].
Совершенствование технологии изготовления разветвителей 3×3 [76]
открыло возможность использования всех трех его выходов в более
точном симметричном методе демодуляции, в котором также восста-
навливается сигнал, прямо пропорциональный ∆ϕ [73].
В симметричном методе демодуляции применяются следующие вы-
ражения:
Просуммировав их, получим:
(2.28)
Найдем сумму квадратов уравнений (2.26):
(2.29)
разделим (2.28) на (2.29):
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 49
(2.30)
Проинтегрируем (2.30) и получим искомый фазовый сдвиг:
Порог детектирования с использованием симметричного метода
демодуляции на частоте 600 Гц составляет 220×10–6 рад/Гц1/2 [77].
Описанный алгоритм обработки выходных сигналов разветвителя 3×3
не устойчив к поляризационной зависимости параметров реального раз-
ветвителя, которая приводит к возникновению амплитудной модуляции
сигнала ∆ϕ(t) после обработки в симметричном методе демодуляции.
Как показано в работе [78], применение интерферометра Майкельсона
с зеркалами Фарадея вместо интерферометра Маха – Цендера позволяет
решить эту проблему. Также были предложены более сложные методы,
рассчитанные на применение реальных разветвителей 3×3 [79]. Кро-
ме того, для устранения паразитной модуляции в системе на основе
разветвителя 3×3 применяется несущая с модуляцией по фазе, как
в PGC-методах, описанных в разд. 2.2.5 [80].
При использовании пассивных методов гомодинной демодуляции
следует учитывать тот факт, что если дрейф рабочей точки будет слишком
интенсивным и величина
выраженная в герцах, будет близка к частотной области полезного
сигнала, то это приведет к искажениям даже в том случае, если область
частот дрейфовой компоненты лежит много ниже частотного диапазона
полезного сигнала.
2.2.4. Гетеродинные методы фазовой демодуляции
Частота оптической волны слишком велика, чтобы можно было извлечь
из нее информацию о фазе. Для решения этой проблемы при гетероди-
нировании частота оптической волны в опорном плече интерферометра
смещается на величину порядка 100 кГц с использованием ячейки Брэг-
га [15, 56]. В результате на выходе интерферометра формируется сигнал
на относительно низкой разностной частоте, равной частоте сдвига:
(2.31)
где C – константа.
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
50
Этот сигнал представляет собой несущую с модуляцией по фазе (phase-
generated carrier (PGC)). Существует много методов извлечения из нее
сигнала, прямо пропорционального регистрируемому сигналу ϕ(t). Самый
простой из них состоит в применении настроенного на разностную частоту
ФМ-дискриминатора, на выходе которого формируется сигнал
Для применения в волоконно-оптических гидрофонах гетеродинное
детектирование малопригодно, так как применение ячейки Брэгга требу-
ет значительных энергетических затрат. Тем не менее гетеродинирование
нашло свое применение в псевдогетеродинных методах синтетического
гетеродинирования [57] и квадратурной рекомбинации [58], в которых
сигнал вида (2.31) синтезируется без применения ячейки Брэгга. Для
этого применяется модуляция частоты излучения полупроводникового
лазера, при которой в неравноплечем интерферометре формируется
несущая нужной частоты. Впервые псевдогетеродинное детектирование
сигнала в двуплечевом (не волоконном) интерферометре было пред-
ставлено в работе [81]. Частота несущей составляла 20 кГц. Минимально
детектируемое изменение фазы определялось фазовым шумом лазера и
составило 10–4 рад на частоте 300 Гц, при динамическом диапазоне 90 дБ.
Обычно частота несущей ωH в 3…10 раз больше максимальной частоты
полезного сигнала (порядка 100 кГц).
При псевдогетеродинном детектировании разность фаз на выходе
интерферометра включает в себя три компоненты:
где ϕH – амплитуда синусоидальной модуляции фазы (~2,6 рад),
ωH – частота этой модуляции, ϕ(t) = ϕs + ϕd – регистрируемый сигнал,
ϕs – полезный сигнал, ϕd – набег фазы, вызванный внешними некон-
тролируемыми факторами (дрейф). Подставим это выражение в (2.12) и
применим разложение по функциям Бесселя. Тогда по аналогии с (2.14)
можно записать:
(2.32)
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 51
В методе синтетического гетеродинирования сигнал (2.32) подается
на вход системы обработки, представленной на рис. 2.22.
Из этого сигнала с использованием полосовых фильтров выделяются
две компоненты с частотой ωH и 2ωH:
(2.33а)
(2.33б)
Как видно из рис. 2.22, далее сигнал S1 умножается на синусоидальный
сигнал модуляции частотой 2ωH, а сигнала S2 – на синусоидальный сигнал
модуляции частотой ωH. В результате формируются сигналы
где ϕc – фазовый сдвиг между сигналами модуляции и поступающими
с выхода интерферометра модулированными сигналами.
После фильтрации на частоте 3ωH сигналы S1A и S2A можно записать
следующим образом:
(2.34а)
(2.34б)
Если обеспечить выполнение условия J1(ϕH) = J2(ϕH), а затем сложить
сигналы (2.34), то результирующий сигнал будет описываться выражением
Интерфе%
рометр
cos(ω
H
t)
cos(2ω
H
t)
S
1
sinϕ(t)
S
2
cosϕ(t)
ПФ
2ω
H
ПФ
ω
H
ϕ
H
cos(ω
H
t) ПФ
3ω
H
ПФ
3ω
H
ФМ%
детектор
Рис. 2.22. Блок-схема метода синтетического гетеродинирования. ПФ –
полосовой фильтр
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
52
(2.35)
S(t) представляет собой аналогичный (2.31) гетеродинный сигнал,
который может быть демодулирован с использованием ФМ-детектора.
Для демодуляции обычно используют контур фазовой автоподстройки
частоты. Равенство амплитуд сигналов (2.34а) и (2.34б) достигается при
ϕH = 2,63 рад.
Метод синтетического гетеродинирования уступает истинному ге-
теродинированию в точности результата, так как флуктуации в фазах и
амплитудах вносят искажения в выходной сигнал ФМ-детектора, что
ухудшает порог детектирования.
Следует учитывать, что величина дрейфа ϕd на много порядков пре-
вышает величину полезного сигнала ϕs. Их отношение может достигать
величины 106 (120 дБ). Изготовить компактный ФМ-детектор для по-
левых условий, который будет эффективно выделять полезный сигнал
весьма проблематично. Если дрейфовую компоненту и полезный сигнал
детектировать отдельно, то указанная проблема будет решена. Такой под-
ход применяется в методе квадратурной рекомбинации [58]. Разумеется,
это возможно только в том случае, если регистрируемый полезный сигнал
лежит в полосе частот, отличной от частот дрейфового сигнала (частота
дрейфового сигнала много ниже частоты полезного). Преимуществом
метода квадратурной рекомбинации является исключение фазовых шу-
мов модулятора. Однако из-за сложности применяемой в этом методе
обработки сигналов он не нашел распространения.
В дальнейшем были предложены другие способы реализации псев-
догетеродинных методов детектирования, например метод, описанный
в [82], в котором был достигнут частотный диапазон 0,5 Гц…100 кГц.
Однако все эти методы оказались слишком сложными в реализации и
не нашли применения.
Реализация истинного гетеродинирования без применения модуля-
тора в чувствительном элементе гидрофона возможна с использованием
гетеродинирования с дифференциальной задержкой (в англоязычной
литературе – differential delay heterodyne (DDH) scheme) [83]. В этой
схеме излучающий модуль содержит низкокогерентный импульсный
лазер с частотой излучения ω0 и неравноплечий интерферометр Ма-
ха – Цендера, в коротком плече которого расположен акустооптический
модулятор (ячейка Брэгга) (рис. 2.23) [84].
Модулятор сдвигает частоту излучения на величину ωc = ω1 – ω0.
Разность плеч интерферометра больше длины когерентности лазера,
поэтому интерференции не происходит. В результате на выходе излучаю-
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 53
щего модуля формируется два импульса с частотами ω0 и ω1, которые на-
правляются на неравноплечий интерферометр чувствительного элемента
гидрофона. Если разности плеч интерферометров равны, то на выходе
чувствительного элемента импульсы интерферируют и формируется
импульсный гетеродинный сигнал вида (2.31), который направляется
на ФМ-детектор для демодуляции.
ω
0
ω
1
ФП
Р
Р
АОМ
ИЛ
Р
Р
ЧЭ
ФМ%
детектор
ω
1
ω
0
ω
1
ω
0
ω
0
ω
0
ω
1
cos(ω
c
t + ϕ(t))
ω
0
Интерференция
Рис. 2.23. Схема DDH-метода фазовой демодуляции. ИЛ – импульсный
лазер, АОМ – акустооптический модулятор, Р – волоконно-
оптический разветвитель, ЧЭ – чувствительный элемент,
ФП – фотоприемник
Демодуляцию гетеродинного сигнала вида (2.31) можно осуществлять
методами, применяемыми при гомодинировании, например, на основе
вычисления функции арктангенса [85]. Для этого необходимо сформиро-
вать сигналы вида (2.22). Сделать это можно на смесителе умножением
гетеродинного сигнала (2.31) на cos(ωct) и на sin(ωct) (рис. 2.24) [86, 87].
ФНЧ
ФНЧ
ϕ = arctg(I
1
/I
2
)
I
1
I
2
cos(ω
c
t + ϕ(t))
2cos(ω
c
t)
2sin(ω
c
t)
ϕ(t)
Рис. 2.24. Схема демодуляции гетеродинного сигнала с использованием
Atan-метода
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
54
Формирование импульсов с разной частотой можно осуществлять
с использованием двух акустооптических модуляторов, расположенных
в плечах входного интерферометра (см. разд. 4.1, рис. 4.12) [88].
Гетеродинирование с использованием оптических импульсов хорошо
сочетается с технологией временного мультиплексирования TDM, по-
этому гетеродинирование с дифференциальной задержкой совместно
с технологиями TDM и WDM широко применяется для построения
многоэлементных оптических интерферометрических гидроакустиче-
ских систем [86, 85, 87, 89] (см. главу 4).
Общим недостатком гетеродинных методов является низкая чувстви-
тельность ФМ-детектора на низких частотах, поэтому применять их на
частотах ниже 10 Гц нецелесообразно.
2.2.5. Методы демодуляции, основанные на применении
оптической несущей с модуляцией по фазе (PGC-методы)
Из предыдущего раздела следует, что выходной сигнал интерферометра
(2.32), формируемый при наличии фазовой модуляции на частоте ωH,
содержит компоненты (2.33), амплитуды которых промодулированы
функциями sin∆ϕ и cos∆ϕ. Очевидно, что синхронное детектирование
с частотами несущей ωH и 2ωH позволит выделить эти амплитуды, которые
будут представлять собой сигналы вида (2.22), применяемые в пассивных
гомодинных методах фазовой демодуляции. Сделать это можно на смеси-
теле умножением (2.33а) на Gcos(ωHt) и (2.33б) на Hcos(2ωHt) (рис. 2.25).
После прохождения фильтра нижних частот получим:
(2.36а)
(2.36б)
Поскольку такой подход к формированию сигналов (2.22) основан
на применении оптической несущей с модуляцией по фазе, то методы
демодуляции, в которых он используется, называются методами демоду-
ляции, основанными на применении оптической несущей с модуляцией
по фазе (в англоязычной литературе – phase-generated carrier (PGC)).
В PGC-методах оптическую несущую формируют на частоте, в десятки
и более раз превышающей частоту измеряемого воздействия [59]. Если
датчик является разбалансированным интерферометром, то оптическую
несущую формируют с использованием частотной модуляции лазерного
источника оптического излучения. Если датчик является согласованным
интерферометром, то оптическую несущую формируют с использовани-
ем фазового модулятора, помещенного в одно из его плеч.
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 55
PGC-методы получили распространение, так как они отличаются
широким динамическим диапазоном, высокой линейностью и большой
чувствительностью.
Сигналы (2.36) могут обрабатываться теми же способами, что и при
пассивном гомодинировании. В волоконно-оптических гидрофонах
при реализации PGC-метода широкое распространение получил метод
перекрестного перемножения (рис. 2.19). Такой метод демодуляции
называют PGC-DCM-методом [59]. Рассмотрим его более подробно.
В соответствии с методом перекрестного перемножения после фор-
мирования сигналов (2.36) осуществляется их дифференцирование:
(2.37а)
(2.37б)
Далее после умножения (2.36а) на (2.37б) и (2.36б) на (2.37а) и вы-
читания второго произведения из первого получим
После интегратора сигнал имеет вид:
(2.38)
Из (2.38) видно, что выходной сигнал прямо пропорционален произ-
ведению J1(ϕH)J2(ϕH) и для обеспечения максимальной чувствительности
волоконно-оптического интерферометра необходимо максимизировать
данное произведение, что достигается при ϕH = 2,37 рад (максимальное
значение J1(ϕH)J2(ϕH) = 0,2246) [90].
Интерфе%
рометр
Gcos(ω
H
t)
Hcos(2ω
H
t)
S
1
sinϕ(t)
S
2
cosϕ(t)
Лазер
ϕ
H
sin(ω
H
t)
ФНЧ
ФНЧ
Рис. 2.25. Схема синхронного детектирования в методе демодуляции,
основанном на применении оптической несущей с модуляцией
по фазе
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
56
Пороговая чувствительность при пассивном гомодинировании
в PGC-DCM-методе составляет величину 2×10–7 рад/Гц1/2 на частоте
1 кГц при использовании пьезокерамического фазового модулятора
в опорном плече интерферометра (симметричный интерферометр).
Частотная модуляция лазера предпочтительнее, однако созданная для
этого разность плеч интерферометра (асимметричный интерферометр)
∆l = 2 см приводит к росту фазового шума лазера и, как следствие, к ухуд-
шению пороговой чувствительности до величины 9×10–6 рад/Гц1/2 [53].
Если фазовая модуляция осуществляется путем модуляции частоты
лазера, то PGC-метод хорошо согласуется с методами мультиплек-
сирования, применяемыми при построении волоконно-оптических
гидроакустических антенн, а основанные на нем методы демодуляции
обладают широким линейным динамическим диапазоном порядка 10–7,
что позволяет уверенно детектировать как большие, так и малые сиг-
налы.
С развитием цифровой техники применение PGC-DCM-метода
в многоканальных гидроакустических системах расширилось. Так, на-
пример, программируемые логические интегральные схемы (ПЛИС),
позволяющие реализовать сложные алгоритмы цифровой обработки
сигналов в реальном времени, идеально подходят для реализации
PGC-DCM-метода в многоканальных волоконно-оптических измери-
тельных интерферометрических системах [91]. Для построения опорного
генератора также можно использовать ПЛИС [92]. Однако при исполь-
зовании цифровых систем возникает ряд проблем, вызванных ограни-
чениями частоты дискретизации и конечными полосами пропускания
цифровых схем. Так, например, зависимость динамического диапазона
PGC-метода от ширины полосы пропускания фильтров нижних частот
нелинейна для больших амплитуд входного сигнала. Нелинейный харак-
тер этой зависимости может привести к ограничениям динамического
диапазона или искажениям входного сигнала [93].
Следует отметить, что ωH должна быть вдвое больше максимальной
частоты сигнала. Общая же полоса пропускания демодулятора должна
быть в 5 раз больше максимальной частоты сигнала. Поэтому, несмотря
на то, что в PGC-методе можно использовать любые другие пары со-
седних гармоник, например 2ωH и 3ωH, предпочтительнее ограничиться
гармониками более низкого порядка. Также следует учитывать тот факт,
что на частотах ниже 1 кГц при регистрации импульсных сигналов
с большой крутизной в выходном сигнале при использовании схемы
демодуляции на основе перекрестного перемножения будут наблюдаться
значительные искажения [94].
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 57
Коэффициент A в сигнале (2.38) определяется интенсивностью из-
лучения на выходе лазера, которая может изменяться, из-за нестабиль-
ности параметров лазера, или при модуляции тока лазера. Также на
коэффициент A оказывает влияние изменение интенсивности выходного
сигнала интерферометрического датчика, вызванное поляризационным
федингом. В результате указанные изменения интенсивности лазерного
излучения (в англоязычной литературе light intensity disturbance (LID)),
повышают ошибку восстановления ϕ(t) в PGC-DCM-методе. Решить эту
проблему можно, если нормализовать выходной сигнал интерферометра,
разделив сигнал (2.32) на A [91].
Снизить влияние LID на выходной сигнал при реализации PGC-
метода можно, если вместо DCM-метода применить другой популярный
метод обработки сигналов (2.36), которым является метод на основе
вычисления функции арктангенса. Такой метод фазовой демодуляции
называют PGC-Atan [70]. В этом методе в соответствии с методом на
основе вычисления функции арктангенса (рис. 2.20) после формирова-
ния сигналов (2.36) они делятся друг на друга. В результате при G = H и
ϕH = 2,63 рад получим сигнал
(2.39)
из которого после реализации функции арктангенса можно получить
ϕ(t) [70]. Как видно из (2.39) результат демодуляции не должен зависеть
от интенсивности лазерного излучения. Первая реализация цифрового
PGC-Atan-метода фазовой демодуляции обеспечила нелинейность не
выше 0,5% и погрешность демодуляции фазы ϕ(t) 1% [70].
Сравнение методов PGC-DCM и PGC-Atan, проведенные в работах
[95–98], показали, что метод на основе вычисления значений функции
арктангенса обладает большей точностью и его амплитудная характе-
ристика линейна в большем диапазоне, поэтому при реализации PGC-
метода схема демодуляции на основе вычисления значений функции
арктангенса выглядит более привлекательной. Ее применение снижает
нелинейный эффект от применения ФНЧ на 40 дБ по сравнению
с PGC-DCM-методом.
Метод синтетического гетеродинирования также относят к разновид-
ностям PGC-метода. Он считается его гетеродинной реализацией, являясь
альтернативой формированию сигналов вида (2.36) в гомодинной версии.
Метод перекрестного перемножения, как и метод синтетического
гетеродинирования предполагает применение интегрирования для фор-
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
58
мирования сигнала пропорционального ϕ(t). Наличие интегратора огра-
ничивает возможности системы демодуляции. Альтернативным методом
обработки сигналов (2.36) в PGC-методе является метод отслеживания
фазы (phase tracking) [99], аналогичный методу активной стабилизации
рабочей точки интерферометра. В отличие от метода активной стабили-
зации обратная связь в методе отслеживания фазы организуется только
в устройстве обработки сигналов cos и sin и поэтому этот метод может
применяться в волоконно-оптических гидрофонах.
Рассмотрим метод отслеживания фазы более подробно. При ϕH = 2,6 рад
и G = H коэффициенты при sin и cos в сигналах (3.34) будут равны. Если
сигнал (3.34а) умножить на cosΨr, а сигнал (3.34б) умножить на sinΨr, а
затем вычесть один из другого, то сформируется сигнал
Используя S0 в качестве сигнала обратной связи для управления
величиной Ψr можно обеспечить выполнение равенства Ψr = ϕ(t), тогда
S0 будет всегда равно нулю. Тогда ϕ(t) можно получить из сигнала обрат-
ной связи. Схема устройства, реализующего метод отслеживания фазы,
представлена на рис. 2.26. Система обеспечивает порог детектирования
0,5×10–6 рад/Гц1/2 в диапазоне частот от 50 Гц до 50 кГц. На более низких
частотах до 2 Гц порог детектирования составил величину 2×10–6 рад/Гц1/2.
Общим недостатком всех реализаций PGC-метода является моду-
ляция интенсивности лазерного излучения, которая сопровождает мо-
дуляцию частоты, возникающую при модуляции тока лазера [100, 101].
Модуляция интенсивности лазерного излучения описывается вы-
ражением
V
r
= Ψ
r
/
γ
= ϕ(t)
Генератор
sinϕ(t)
cosϕ(t)
+
–
sinΨ
r
cosΨ
r
sin(ϕ(t) – Ψ
r
)
Рис. 2.26. Схема устройства, реализующего метод отслеживания фазы
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 59
где I0 – средняя интенсивность лазерного излучения, m-модуляционный
коэффициент, ϕm – модуляционная фазовая задержка. Тогда интенсив-
ность оптического излучения на выходе интерферометра будет опреде-
ляться выражением
(2.40)
где A и B – константы. Тогда при ϕm = 0 выходной сигнал PGC-DCM-
демодулятора принимает следующий вид [102]:
Из этого выражения видно, что модуляция интенсивности лазерного
излучения приводит к уменьшению коэффициента подавления гармо-
ник высокого порядка, ухудшению линейности выходного сигнала и
уменьшению динамического диапазона.
На рис. 2.27а представлен результат искажения спектра PGC-DCM-
демодулятора при ϕH = 2,6 и m = 0,2 [102].
Отсчеты
DCM
Входной сигнал
DCM
Новый метод
Спектральная
плотность
мощности, дБ
Спектральная
плотность
мощности, дБ
Отсчеты
Частота, Гц
Частота, Гц
×104
×104
50
0
–50
50
0
–50
100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
100 200 300 400 500 600 700 800
б)
а)
Рис. 2.27. Влияние модуляции интенсивности лазерного излучения
(m = 0,2) на выходной сигнал PGC-DCM-демодулятора (а) и
усовершенствованного PGC-Atan-демодулятора (б)
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
60
На рис. 2.28 представлено влияние глубины модуляции интенсивно-
сти лазерного излучения m на коэффициент подавления гармоник высо-
кого порядка, который характеризует линейность метода демодуляции.
На практике приемлемыми считаются значения этого коэффициента
выше 55 дБ. Как видно из рис. 2.28 (линия 1), PCG-DCM-метод остается
линейным лишь при m ≤ 0,02, в то время как при разности длин плеч
интерферометра менее 10 см m уже достигает значения 0,1.
Решить эту проблему в рамках PGC-DCM-метода можно при его
существенном усложнении. Но и в этом случае метод демодуляции
остается линейным лишь при m ≤ 0,3 [103].
Рассмотрим влияние модуляции интенсивности лазерного излучения
на результат демодуляции с использованием PGC-Atan-метода. Независи-
мость выходного сигнала (2.39), формируемого в PGC-Atan-методе, от ин-
тенсивности лазерного излучения обманчива. Модуляция интенсивности
лазерного излучения оказывает разное влияние на сигналы (2.36а) и (2.36б).
При наличии модуляции интенсивности выходной сигнал интерферометра
описывается выражением (2.40) и тогда сигналы (2.36) изменятся [104]:
(2.41а)
PGC%DCM
Глубина модуляции интенсивности (m)
Коэф. подавления гармоник
высокого порядка, дБ
65
55
45
35
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
30
40
50
60
25
2
1
3
PGC%FPD
Рис. 2.28. Влияние глубины модуляции интенсивности лазерного излу-
чения m на коэффициент подавления гармоник высокого по-
рядка в PGC-DCM-методе, в PGC-FPD-методе, в PGC-Atan-
методе с компенсацией ошибки (1) [96], в модифицированном
PGC-Atan-методе [102] (2) и в PGC-Atan-методе с компенса-
цией модуляции интенсивности (3) [104]
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 61
(2.41б)
Применение PGC-Atan-метода демодуляции к сигналам (2.41) при-
водит к возникновению ошибки E:
величина которой зависит от значений m и ϕm. Если m и ϕm достаточно
велики, то эта ошибка может оказаться настолько большой, что ϕ(t) во-
обще невозможно будет получить. По крайней мере, линейность PGC-
Atan-метода существенно снижается.
Решить эту проблему в PGC-Atan-методе можно различными спо-
собами.
Первый способ состоит в частичной компенсации ошибки E(m, ϕm)
непосредственно на выходе демодулятора [96]. В результате коэффициент
подавления гармоник высокого порядка остается выше 55 дБ при m ≤ 0,3
(рис. 2.28, линия 1).
Второй способ решения проблемы нелинейности PGC-Atan-метода
состоит в его модификации, при которой вместо традиционного деления
(2.36а) на (2.36б) предлагается использовать выражение [102]
(2.42)
где a, b, c – параметры, определяемые ϕH и m. Восстановление ϕ(t)
осуществляется путем использования преобразования обратного (2.42)
с использованием специальной таблицы. В результате коэффициент
подавления гармоник высокого порядка оказывается приемлемым при
m ≤ 0,6 (рис. 2.28, линия 2), что достижимо в большинстве измерительных
систем на основе PGC-метода.
Третий способ состоит в компенсации модуляции интенсивности
в выходном сигнале интерферометра еще до формирования сигналов
sin и cos [104]. Тогда эти сигналы снова будут описываться выражения-
ми вида (2.36), и фазовая демодуляция будет успешно осуществляться
как PGC-DCM, так и PGC-Atan-методом. На практике полной ком-
пенсации добиться невозможно, однако коэффициент подавления
гармоник высокого порядка остается выше 55 дБ при m ≤ 0,65 (рис. 2.28,
линия 3). Также удается добиться независимости результата демодуля-
ции от ϕm.
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
62
Следующий способ снижения влияния модуляции интенсивности
лазерного излучения на результат демодуляции состоит в применении
фиксированной фазовой задержки при использовании разветвителя
3×2 на выходе интерферометра [104]. Этот новый PGC-метод полу-
чил название PGC-FPD (Fixed Phase Delay). Рассмотрим его более
подробно.
Формирование сигналов sin и cos в PGC-FPD-методе осуществляется
не так, как в традиционных методах PGC. Применение разветвителя 3×2
позволяет сформировать два выходных интерференционных сигнала. На
рис. 2.29 представлена схема формирования этих сигналов на примере
интерферометра Майкельсона.
При наличии модуляции интенсивности лазерного излучения фор-
мируемые интерферометром сигналы описываются выражениями [104]
(2.43а)
(2.43б)
где ϕс должно быть равно 120°, но из-за неидеальности разветвителя 3×2
его значение может лежать в интервале от 110 до 130°.
В устройстве обработки (рис. 2.30) сигнал (2.43а) умножается на
Gcos(2ωHt + ϕ2), а сигнал (2.43б) умножается на Hcos(2ωHt + ϕ2).
В результате после НЧ фильтров формируются сигналы [104]
(2.44а)
(2.44б)
Измерительное
плечо
Опорное плечо
3×2Зеркала
Фарадея
Лазер И
ϕH sin(ωHt)
ФП
ФП
Рис. 2.29. Схема формирования интерференционных сигналов в PGC-
FPD-методе фазовой демодуляции. И – волоконно-оптиче-
ский изолятор, ФП – фотоприемник
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 63
где
Из приведенных выражений видно, что параметры M и θ, возника-
ющие в результате модуляции интенсивности, зависят не только от m и
ϕm, но также от глубины фазовой модуляции ϕH и от фазовой задержки
ϕ2, которая возникает при распространении оптического сигнала через
измерительную систему. Тем не менее влияние параметров M и θ на
сигналы S1(t) и S2(t) согласованно, поэтому при применении метода де-
модуляции на основе вычисления функции арктангенс оно может быть
существенно уменьшено.
Сигнал на выходе делителя определяется выражением
Введем обозначение P = (B2H)(B1G). Тогда
Определение
Р, ϕ
с
S
1
(t)
ϕ(t)
Gcos(2ω
H
t + ϕ
2
)
S
2
(t)
Hcos(2ω
H
t + ϕ
2
)
ФНЧ
ФНЧ
Arctg
S
1
S
2
Рис. 2.30. Схема фазовой демодуляции в PGC-FPD-методе
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
64
откуда можно получить ϕ(t), применив функцию арктангенс:
(2.45)
Учитывая тот факт, что P и ϕc являются константами, которые можно
легко определить при обработке интерференционных сигналов, резуль-
тат демодуляции будет достаточно точным, если θ не будет изменяться
слишком быстро. В результате при демодуляции с использованием
PGC-FPD-метода коэффициент подавления гармоник высокого поряд-
ка остается равным 55 дБ при изменении m от 0 до 0,8 (рис. 2.28) [105].
В работе [106] предложен еще один метод снижения влияния моду-
ляции интенсивности, основанный на решении квадратного уравнения.
Существуют и другие способы решения этой проблемы, например, пред-
ставленные в работах [107, 108, 109, 110].
Общая проблема реализации методов фазовой демодуляции, ис-
пользующих оптическую несущую, связана с тем, что длина световода,
соединяющего чувствительный элемент (интерферометр) с устройством
обработки его сигнала, в современных гидрофонах может оказаться
значительной. В этом случае выходной сигнал интерферометра (2.32)
вместо ωHt будет содержать аргумент ωH(t + ∆t), где ∆t – задержка рас-
пространения оптического излучения в волоконном световоде:
где n – показатель преломления сердцевины световода, L – длина све-
товода, c – скорость света.
Таким образом, возникает фазовый сдвиг сигнала опорного гене-
ратора относительно интерференционного сигнала θ = ωH∆t, который
называют фазовым сдвигом оптической несущей (carrier signal phase
delay) [111–113]. Дополнительный вклад в этот фазовый сдвиг вносят
задержки в электронной аппаратуре.
В результате при наличии фазовой задержки θ сигналы (2.36) преоб-
разуются к виду
что существенно снижает точность демодуляции PGC-методами.
2.2. Фазовый демодулятор интерферометрического гидрофона 65
При реализации PGC-DCM-метода фазовой демодуляции после
интегратора вместо (2.38) формируется сигнал:
который при определенной θ легко может обратиться в ноль.
Для решения проблемы фазового сдвига оптической несущей
в схему PGC-DCM демодулятора включают фазовые компенсаторы
(рис. 2.31) [111]. Тогда на выходе интегратора снова наблюдается сигнал
вида (2.38).
α
∆
ϕ
+
–
Gcos(ω
H
t)
Hcos(2ω
H
t)
sinϕ(t)
cosϕ(t)
Фазовый
компенсатор
ϕ
H
sin(ω
H
t)
ФНЧ
ФНЧ
Фазовый
компенсатор
Интерфе%
рометр
Лазер
∂/∂t
∂/∂t
Рис. 2.31. Схема PGC-DCM-метода с фазовой компенсацией
При реализации PGC-Atan-метода демодуляции при наличии фазо-
вой задержки θ сигнал (2.39) запишется в виде
Как показано в [112], для корректной работы PGC-Atan-метода
демодуляции необходимо обеспечение отклонения фазового сдвига от-
носительно его оптимальных значений (0, 180° и 360°) не более чем на 3%
(12°), что обеспечивает ошибку амплитуды выходного сигнала относи-
тельно амплитуды измеряемого фазового сигнала не более чем 4%. Для
выполнения этого условия необходимо применять усовершенствованный
PGC-Atan-метод фазовой демодуляции, в котором предусматривается
фазовая компенсация в реальном времени [114].
В работе [113] для устранения фазового сдвига в PGC-DCM и PGC-
Atan-методах предлагается использовать фазовый компенсатор, об-
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
66
ратный фазовый сдвиг которого настраивается в процессе проведения
измерений на получение максимальных сигналов S1 и S2.
В работе [115] для устранения фазового сдвига предлагается опре-
делять частоту и фазу оптической несущей по интерференционному
сигналу с последующей коррекцией опорного сигнала, подаваемого на
смесители при формировании сигналов S1 и S2.
2.2.6. Фазовая демодуляция на основе непрерывного
частотно-модулированного излучения
Данный метод фазовой демодуляции основан на использовании непре-
рывного частотно-модулированного излучения (FMCW – Frequency
Modulated Continuous Wave). FMCW-метод позволяет удаленно регистри-
ровать изменение разности фаз разбалансированного интерферометра
чувствительного элемента датчика. Метод не чувствителен к флуктуа-
циям интенсивности лазерного излучения, отличается высоким разре-
шением, широким динамическим диапазоном, подходит для измерений
в статическом режиме. Для его реализации применяется модуляция
частоты (длины волны) источника оптического излучения по линейному
закону (треугольному или пилообразному) [61, 116].
Пусть частота лазерного излучения модулируется по пилообразному
закону:
f(t) = f0 + γt,
где f0 – опорная частота, γ – скорость изменения частоты. Тогда из-за
разницы в длинах плеч интерферометра датчика на его выходе возникает
сигнал биений [116]
(2.46)
где Smax – максимальное значение выходного сигнала, Ω = γd/c – частота
биений, d – разность оптических путей в плечах интерферометра, c –
скорость света, θ – фазовый сдвиг.
Таким образом, измерив частоту биений (но проще период), можно
определить величину изменения разности оптических путей интерфе-
рометра без промежуточной регистрации изменения разности фаз.
Обеспечить модуляцию частоты источника излучения по гармониче-
скому закону проще, но в этом случае частота биений также представляет
собой гармоническую функцию, по которой определять величину изме-
нения разности оптических путей интерферометра гораздо сложнее [117].
2.3. Пороговая чувствительность интерферометрических
волоконно-оптических гидрофонов
67
2.3. Пороговая чувствительность
интерферометрических
волоконно-оптических гидрофонов
Важной характеристикой волоконно-оптических гидрофонов является
пороговая чувствительность ∆Pmin, которая в интерферометрических
гидрофонах в значительной степени определяется минимальным из-
меряемым значением фазового сдвига в сигнальной волне ∆ϕmin. В свою
очередь, ∆ϕmin определяется уровнем собственных шумов волоконно-оп-
тического интерферометрического гидрофона. Этот шум, как правило,
связан с оптоэлектронными компонентами гидрофона: источником
излучения и фотоприемником.
Рассмотрим шум, определяемый фотоприемником. В условиях
квадратурного детектирования интерферометр обладает максимальной
чувствительностью, а величина ∆ϕmin определяется дробовым шумом фо-
топриемника [118]. Пусть коэффициент усиления фотоприемника G = 1
и контраст интерференционной картины χ = 1. Тогда при квадратурном
режиме для изменения фототока фотоприемника можно записать [119]:
где W0 – мощность оптического излучения в световоде, q – квантовая
эффективность фотодетектора, e – заряд электрона, h – постоянная
Планка, ν – частота оптического излучения, ∆ϕ – фазовый сдвиг в сиг-
нальной волне, вызванный изменением давления ∆P.
Дробовой шум фотоприемника в полосе частот ∆f [12]:
Отсюда отношение сигнал/шум:
Тогда при SNR = 1 можно определить минимальное измеряемое
значение фазового сдвига в сигнальной волне интерферометра Маха –
Цендера:
(2.47)
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
68
Из выражения (2.47) следует, что поскольку энергию кванта света и
квантовую эффективность фотоприемника можно изменять лишь в не-
значительных пределах, то для достижения минимальных детектируемых
значений фазовых изменений следует добиваться увеличения мощности
излучения, попадающего на фотоприемник. При q = 0,3, длине волны
оптического излучения λ = 663 нм, W0 = 10 мВт, ∆f = 1 Гц получаем
∆ϕmin = 1,41×10–8 рад/Гц1/2.
Следует отметить, что такой хороший результат наблюдается на ча-
стотах выше 1000 Гц. На более низких частотах в интерферометрическом
датчике начинает преобладать фазовый шум, вызванный нестабильно-
стью частоты источника оптического излучения.
Как следует из (2.19), при наличии нестабильности частоты источ-
ника излучения ∆ν в случае неравенства длин плеч интерферометра на
его выходе наблюдается фазовый шум
(2.48)
где ∆l – разность длин световодов измерительного и опорного плеч
интерферометра, n – показатель преломления сердцевины световода,
c – скорость света.
Как видно из (2.48), фазовый шум лазера определяется разностью
длин плеч интерферометра и при ∆ν = 104 Гц, n = 1,5, ∆l = 1 мм составляет
3×10–7 рад. Теоретически при абсолютном равенстве плеч фазовый шум
должен отсутствовать, но на практике при длине плеч интерферометра
в несколько десятков (а иногда и сотен) метров сделать плечи одина-
ковыми невозможно. Кроме того, даже если это удастся, разность длин
плеч все равно будет возникать в процессе работы датчика. В случае же
применения разбалансированных интерферометров фазовый шум лазера
становится весьма существенным.
Экспериментальные значения фазового шума оказываются заметно
выше теоретических. На рис. 2.32 представлена зависимость порого-
вой чувствительности интерферометра Майкельсона, определяемой
в основном фазовым шумом полупроводникового GaAlAs лазерного
диода (∆ν ≈ 104 Гц), от частоты при разности длин плеч <0,01 мм, 0,4 мм
и 18 мм [120]. Как видно из рисунка, для ∆l = 0,4 мм на частоте 100 Гц
пороговая чувствительность интерферометра составляет 10–6 рад/Гц1/2.
Такое же значение пороговой чувствительности на частоте менее 10 Гц
достигается только в случае практически равноплечего интерферометра
(∆l < 0,01 мм).
2.3. Пороговая чувствительность интерферометрических
волоконно-оптических гидрофонов
69
Фазовый шум современных полупроводниковых лазеров с более
узким спектром излучения заметно ниже, поэтому на низких ча-
стотах возможно достижение пороговой чувствительности порядка
10–6÷10–7 рад/Гц1/2 [29, 121].
Помимо фазового шума, на пороговую чувствительность волоконно-
оптического гидрофона влияет амплитудный шум лазера.
Для снижения фазового и амплитудного шумов применяют различ-
ные методы стабилизации параметров лазера [122–124], однако одно-
временное ослабление обоих видов шума затруднительно. Добиться этого
можно, например, с использованием опорного интерферометра [125].
Какие бы методы снижения шумов в интерферометрическом ги-
дрофоне ни применялись, невозможно получить значение шума ниже,
чем величина внутреннего теплового шума, которая зависит от длины
чувствительного элемента L и температуры T.
На частоте 500 Гц величину внутреннего теплового шума можно рас-
считать по формуле [85]:
При 20 °C и длине чувствительного элемента 100 м (L = 200 м, так
как у интерферометра два плеча) ∆ϕT = –122,2 дБ, или 7,8×10–7 рад/Гц1/2.
Частота, Гц
Пороговая чувствительность, мкрад/Гц
0,5
1000
100
0,1
0,1 1 10 100 1000 10 000
1
10
0,01
Рис. 2.32. Зависимость пороговой чувствительности интерферо-
метра Майкельсона от частоты при разности длин плеч
∆l = 0,01 мм (), ∆l = 0,4 мм () и ∆l = 18 см ()
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
70
Для расчета пороговой чувствительности волоконно-оптического
интерферометрического гидрофона ∆Pmin по ∆ϕmin необходимо знать ко-
эффициент преобразования его чувствительного элемента [85]:
Если в качестве чувствительного элемента используется обычный
волоконный световод без покрытия, то из (2.5) следует, что коэффици-
ент преобразования чувствительного элемента будет определяться его
длиной L:
K
чэ= 4,08×10–5L.
При длинe световода L = 100 м Kчэ= 4,08×10–3 рад/Па. Если пред-
положить, что минимальное измеряемое значение фазового сдвига
в сигнальной волне ∆ϕmin определяется внутренним тепловым шу-
мом, т.е.
∆ϕmin = 7,8×10–7 рад/Гц1/2, то пороговая чувствительность
∆Pmin= 191 мкПа/Гц1/2
или 46 дБ (отн. 1 мкПа/Гц1/2).
Способы повышения чувствительности волоконного световода
к давлению, описанные в разд. 2.1, позволяют увеличить Kчэ, что приво-
дит к улучшению пороговой чувствительности интерферометрического
гидрофона. Однако следует отметить, что на частоте 100 Гц уровень
собственного акустического шума океана (DSS0) составляет величи-
ну порядка 150 мкПа/Гц1/2, а на частоте 10 Гц – уже 560 мкПа/Гц1/2,
и стремление сделать ∆Pmin ниже DSS0 в большинстве случаев нецеле-
сообразно. В результате во многих низкочастотных волоконно-опти-
ческих гидроакустических системах на частоте ниже 100 Гц величина
∆ϕmin = 10–5 рад/Гц1/2 является приемлемой [126].
2.4.
Волоконно-оптические гидрофоны на основе
интерферометра Маха – Цендера
Большинство интерферометрических приемников гидроакустических
сигналов строится по схеме волоконно-оптического интерфероме-
тра Маха – Цендера, принцип действия которого подробно описан
в разд. 2.2.1. Причиной широкого распространения этой схемы в во-
локонно-оптических гидроакустических системах послужила ее про-
стота [5, 121].
2.4. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра
Маха – Цендера
71
В работе [127] представлен гидрофон на основе интерферометра Маха –
Цендера без стабилизации рабочей точки, пороговая чувствительность
которого в лабораторных условиях составила 7 дБ (отн. 1 мкПа/Гц1/2).
В качестве источника оптического излучения в гидрофоне применялся
полупроводниковый лазер с длиной волны 0,83 мкм.
Для проведения эксперимента в полевых условиях конструкция
гидрофона была усовершенствована [128, 129]. В качестве источника
излучения использовался полупроводниковый лазер с длиной волны
1,3 мкм. Материал сердечника был заменен на более пластичный. Чув-
ствительный элемент представлял собой два цилиндра, размещенных
один в другом. На внутренний цилиндр был намотан световод опорного
плеча интерферометра, а на внешний – измерительного. В результате
получилась компактная конструкция длиной 20 см и диаметром 2,5 см.
Защитный кожух и наполненная маслом резиновая оболочка увеличили
диаметр до 4,4 см. Глубина погружения составила 800 м. Общая длина
соединительного оптоволоконного кабеля составила 2 км. Кабель со-
держал 6 световодов (по 3 на каждый из двух исследуемых гидрофо-
нов – один подводящий и два отводящих излучение). В качестве схемы
демодуляции была выбрана технология PGC. Также была применена
технология снижения фазового шума источника излучения. В результате
чувствительность гидрофона в диапазоне частот 3…2000 Гц составила
–137 дБ отн. 1 рад/мкПа. Пороговая чувствительность на частоте 1 кГц
составила 30 дБ отн. мкПа/Гц1/2. Применение в качестве источника из-
лучения твердотельного Nd:YAG лазера с большей длиной когерентности
позволило повысить чувствительность до –131 дБ и улучшить пороговую
чувствительность до 14 дБ отн. мкПа/Гц1/2.
В работе [130] в чувствительном элементе волоконно-оптического
гидрофона на основе интерферометра Маха – Цендера световод длиной
8 м не только свернут в кольца диаметром 25 см, но также имеет специ-
альное покрытие. В результате на частоте 20 кГц были получены следую-
щие параметры: чувствительность 0,5 рад/Па (–126 дБ отн. 1 рад/мкПа)
и порог детектирования 2 мкПа/Гц1/2 (6 дБ). Уровень собственного аку-
стического шума океана на этой частоте равен 8 мкПа/Гц1/2. На более
низких частотах чувствительность волоконно-оптических гидрофонов
ниже, и, как следствие, пороговая чувствительность хуже. В то же время
уровень собственного акустического шума океана на этих частотах выше.
В работе [84] представлен гидрофон на основе сплошного тефлоново-
го сердечника диаметром 4 см и длиной 20 см. Нормированная чувстви-
тельность в диапазоне от 5 до 20 кГц составила –313 дБ (отн. 1 мкПа–1),
что при длине световода чувствительного элемента 100 м обеспечило
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
72
чувствительность –153 дБ (отн. 1 рад/мкПа). Применение гетеродинной
схемы фазовой демодуляции с компенсирующим интерферометром
(рис. 2.23) обеспечило общую чувствительность гидрофона –190 дБ
отн. 1 В/мкПа.
В работе [32] представлен гидрофон с чувствительным элементом на
основе тонкостенного полого сердечника. Фазовая демодуляция осу-
ществлялась с использованием пассивного гомодинирования на основе
PGC-метода. Чувствительность гидрофона в диапазоне частот от 2 кГц
до 10 кГц составила –150 дБ отн. 1 рад/мкПа. Такая же чувствительность
получена для аналогичного гидрофона и в более низкочастотном диа-
пазоне 100…1000 Гц [131]. В работе [41] чувствительность гидрофона на
основе полого сердечника из поликарбоната длиной 10 см, радиусом
6,4 мм и толщиной стенок 1,6 мм в диапазоне частот 2…20 кГц составила
–140 дБ отн. 1 рад/мкПа.
Чувствительный элемент «push-pull» гидрофона на основе интерфе-
рометра Маха – Цендера можно создать на основе полого эллипсоида
(рис. 2.33).
a
b
t
Рис. 2.33. Чувствительный элемент «push-pull» гидрофона на основе по-
лого эллипсоида
При выполнении условия
где µ – коэффициент Пуассона материала эллипсоида, гидростатическое
воздействие приводит к такой деформации эллипсоида, что его оси a
и b деформируются с противоположным знаком [33]. Нормированная
чувствительность такого чувствительного элемента определяется вы-
ражением
(2.49)
2.5. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра
Майкельсона
73
где E – модуль Юнга материала эллипсоида, t – толщина стенок эл-
липсоида, N – отношение количества витков световода по меридиану
к количеству витков по экватору эллипсоида.
При выборе оптимальных соотношений между параметрами a, b и t
(a/b =1,52 и t/b = 0,032, N = 1,18) расчетная нормированная чувстви-
тельность чувствительного элемента на основе полого алюминиевого
(E = 7,31×1010 Па, µ = 0,33) эллипсоида составляет величину 5,4×10–10 Па–1
(−305 дБ), а экспериментально полученное значение при давлении
4,7×106 Па (что соответствует глубине 480 м) равно 2,6×10–10 Па–1
(−312 дБ) [33]. Оси эллипсоида: a = 1,6 см, b = 1,8 см.
В работе [133] представлен волоконно-оптический гидрофон на основе
двойного интерферометра Маха – Цендера, в котором используется одно
опорное плечо и два измерительных. Интерференция осуществляется
в волоконно-оптическом разветвителе 3×3, результат интерференции
регистрируется одним фотоприемником (рис. 2.34). Показано, что такой
принцип построения преобразователя может быть использован для созда-
ния распределенных гидроакустических систем. В этом преобразователе
световоды обоих чувствительных элементов также свернуты в кольца.
ФП
Лазер
ЧЭ1
ЧЭ2
К
Опорное плечо
Р
Р
Рис. 2.34. Волоконно-оптический гидрофон на основе двойного ин-
терферометра Маха-Цендера. ЧЭ – чувствительный элемент,
К – компенсирующая катушка опорного плеча, Р – разветви-
тель, ФП – фотоприемник
2.5. Волоконно-оптические гидрофоны
на основе интерферометра Майкельсона
Схема волоконно-оптического гидрофона, построенного на основе
интерферометра Майкельсона, представлена на рис. 2.35. Как и в ги-
дрофоне на основе интерферометра Маха – Цендера, чувствительный
элемент располагается в измерительном плече. Отличительной особен-
ностью интерферометра является необходимость применения отражаю-
щих покрытий на торцах световодов измерительного и опорного плеч.
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
74
В результате излучение дважды проходит через плечи, что приводит к уве-
личению вдвое чувствительности измерительного плеча интерферометра
Майкельсона по сравнению со схемой интерферометра Маха – Цендера.
В работе [138] представлен гидрофон с многовитковым чувствитель-
ным элементом на основе силиконового цилиндра диаметром 30 мм и
длиной 18 мм, на который намотано 0,8 м световода. В диапазоне частот
200…1400 Гц чувствительность гидрофона была не ниже –131,2 дБ отн.
1 рад/мкПа. Пороговая чувствительность гидрофона изменялась от 55 дБ
(отн. 1 мкПа/Гц1/2) на частоте 100 Гц до 30 дБ на частоте 1000 Гц. Макси-
мальная глубина погружения гидрофона не превышает 70 м.
В работе [134] представлен гидрофон с многовитковым чувствительным
элементом на основе металлического цилиндра диаметром 22 мм и длиной
100 мм (длина чувствительной части 40 мм). В диапазоне частот 83…1250 Гц
чувствительность гидрофона была не ниже –158 дБ отн. 1 рад/мкПа.
В работе [135] представлен гидрофон на основе интерферометра Май-
кельсона, в чувствительном элементе которого применяется волокно,
покрытое газонаполненным полимером. Чувствительность гидрофона
составляет –155 дБ отн. рад/мкПа, что обеспечивает пороговую чувстви-
тельность 50 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2 на частоте 1 кГц.
Для выравнивания АЧХ интерферометрических гидрофонов в кон-
струкции их ЧЭ применяются механические фильтры на основе резона-
тора Гельмгольца. Так в работе [136] применение одного механического
фильтра позволило обеспечить чувствительность –159 дБ отн. 1 рад/мкПа в
диапазоне частот 30…600 Гц. В гидрофоне применяется активная стабили-
зация рабочей точки интерферометра за счет управления частотой лазера.
Более сложная конструкция ЧЭ (рис. 2.36) позволяет расширить об-
ласть горизонтальной АЧХ [137]. Во всем диапазоне частот 20…5000 Гц
чувствительность такого гидрофона –140±1,5 дБ.
Р
ЧЭ
Опорное
плечо
И
Отражающие
покрытия
ФП
Лазер
Рис. 2.35. Оптическая схема волоконно-оптического гидрофона на
основе интерферометра Майкельсона. ЧЭ – чувствительный
элемент, ФП – фотоприемник, Р – волоконно-оптический
x-разветвитель, И – оптический изолятор
2.5. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра
Майкельсона
75
Во всем диапазоне частот 20…5000 Гц чувствительность такого ги-
дрофона –140±1,5 дБ. В качестве фазовой демодуляции применяется
активная стабилизация рабочей точки интерферометра за счет управ-
ления частотой лазера.
Особенностью Nd:YAG лазера является значительное снижение фазо-
вого шума с ростом частоты [139]. Поэтому этот лазер хорошо подходит
для создания высокочастотных гидрофонов. Так, в работе [40] пред-
ставлен высокочастотный волоконно-оптический гидрофон на основе
разбалансированного интерферометра Майкельсона. Чувствительный
элемент представляет собой заполненный воздухом внешний цилиндр
диаметром 1,25 см с гибкими стенками с намотанным на него световодом
измерительного плеча интерферометра длиной 40 м (рис. 2.37).
1
2
3
4 5
6 7
8
9
Рис. 2.36. Чувствительный элемент волоконно-оптического гидрофона
на основе интерферометра Майкельсона. 1 – механический
фильтр, 2 – жесткий сердечник, 3 – слой из полиэстера, 4 – све-
товод чувствительного плеча, 5 – световод опорного плеча,
6 – эпоксидное покрытие, 7 – оптоволоконный x-разветвитель,
8 – входной световод, 9 – выходной световод
Световод
измерительного плеча
Внешний
сердечник
Внутренний
сердечник
Воздушная
полость Полиуретан
Зеркала
Разветвитель
Рис. 2.37. Чувствительный элемент волоконно-оптического гидрофона
на основе интерферометра Майкельсона на основе полого
тонкостенного сердечника
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
76
Световод измерительного плеча диаметром 80 мкм имеет акрилатное
покрытие толщиной 20 мкм. Разветвитель 2×2, опорное плечо и зеркала
интерферометра размещены во внутреннем твердом сердечнике. Вся
конструкция покрыта полиуретаном. Расчетная глубина погружения –
до 1000 м. Нормированная чувствительность гидрофона составляет
–317 дБ (отн. 1 мкПа–1), что обеспечивает чувствительность −142 дБ
отн. 1 рад/мкПа в диапазоне частот от 100 Гц до 50 кГц. Пороговая
чувствительность на частоте 10 кГц составила 28 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2.
В работе [140] представлен гидрофон с аналогичным чувствительным
элементом, чувствительность которого в диапазоне частот от 100 Гц до
10 кГц составляет −130 дБ отн. 1 рад/мкПа, а пороговая чувствительность
составляет 30 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2. Глубина погружения до 500 м.
В работе [141] представлен гидрофон, в котором световод измери-
тельного плеча интерферометра Майкельсона длиной 5 м намотан на
тефлоновый тонкостенный сердечник. Световод покрыт слоем теф-
лона толщиной 1 мм. Чувствительность гидрофона в диапазоне частот
10…1000 Гц составляет −145 дБ (отн. 1 рад/мкПа).
Еще одна конструкция гидрофона на основе интерферометра Май-
кельсона с чувствительным элементом на основе полого пластикового
цилиндра диаметром 5 см и длиной 10 см представлена в работе [142].
Длина световода измерительного плеча составила 108,1 м. Нормиро-
ванная чувствительность –297,7 дБ (отн. 1 мкПа–1) обеспечила чувстви-
тельность –113,8 дБ (отн. 1 рад/мкПа) в диапазоне частот 0,01…1000 Гц.
Указанная чувствительность наблюдалась на глубинах до 1700 футов.
В работе [35] представлен гидрофон с чувствительным элементом, ана-
логичным представленному на рис. 2.37. Размер чувствительного элемента
составляет 12×55 мм. Его чувствительность –153 дБ (отн. 1 рад/мкПа)
в диапазоне частот от 10 Гц до 30 кГц. На глубине 200 м чувствительность
этого гидрофона снижается на величину не более 0,5 дБ.
Конструкция типа «push-pull», представленная на рис. 2.33, может
быть использована не только при создании гидрофонов на основе интер-
ферометра Маха – Цендера, но также и на основе интерферометра Май-
кельсона, так как он тоже является двуплечевым [132]. При t = 1,115 мм,
a = 0,0519 м, b = 0,0258 м, E = 3,18×109 Па, µ = 0,4, N = 1,26 расчетная
нормированная чувствительность такого чувствительного элемента со-
ставляет 2,1×10–8 Па–1 (−273,5 дБ).
В работе [46] представлен гидрофон на основе интерферометра Май-
кельсона, чувствительный элемент которого содержит две мембраны
(рис. 2.12). На мембранах размещены четыре оптоволоконных катушки,
которые составляют два плеча интерферометра Майкельсона (рис. 2.38.).
2.6. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Саньяка 77
Катушка А1 размещена на внешней стороне мембраны 1, катушка А2
размещена на внешней стороне мембраны 2, катушка B1 размещена на
внутренней стороне мембраны 1, катушка B2 размещена на внутренней
стороне мембраны 2. В диапазоне 1…1000 Гц чувствительность этого
гидрофона составляет 1 рад/Па (−120 дБ), пороговая чувствительность
20 дБ (10 мкПа/Гц1/2).
2.6. Волоконно-оптические гидрофоны
на основе интерферометра Саньяка
Схема интерферометра Саньяка обычно применяется в волоконно-
оптических гироскопах, однако она успешно может использоваться и
в волоконно-оптических гидрофонах [143].
Первая работа, посвященная применению интерферометра Саньяка
для создания волоконно-оптических акустических приемников, была
опубликована в 1983 году [68], и с тех пор этот тип приемников неуклонно
совершенствовался.
Схема волоконно-оптического гидрофона, построенного на основе
интерферометра Саньяка, представлена на рис. 2.39. В этой схеме, как
и в интерферометре Майкельсона, наличие оптического изолятора
обязательно. Как видно из рис. 2.39, опорное и измерительное плечи
интерферометра представлены одним и тем же волоконным световодом,
поэтому он не требует применения источника оптического излучения
с большой длиной когерентности. Кроме того, влияние флуктуаций
температуры у этого интерферометра на три порядка ниже, чем у дву-
плечевых интерферометров [144].
В рассматриваемой схеме оптический импульс лазера в разветвителе
разделяется на два, распространяющихся по часовой (cw-волна) и против
часовой стрелки (ccw-волна) по одному волоконному световоду. Участок
этого световода, являющийся чувствительным элементом, располага-
ется несимметрично относительно портов волоконного разветвителя.
Плечо A
Плечо B
Рис. 2.38. Оптическая схема чувствительного элемента гидрофона на
основе двух мембран
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
78
Участок световода, выполняющий роль линии задержки, изолируется от
внешнего воздействия, являясь аналогом опорного плеча двуплечевого
интерферометра.
Пусть на чувствительный элемент действует внешнее акустическое
давление, которое приводит к модуляции фазы оптического излучения
по закону ϕ0sin(ωt). Тогда между распространяющимися в интерфероме-
тре cw- и ccw-волнами возникает оптическая разность фаз, приводящая
к изменению интенсивности света на фотоприемнике [145]:
(2.50)
где Tз – разность времен распространения импульсов до чувствительного
элемента.
Как видно из (2.50), в отличие от двуплечевых интерферометров,
частотная зависимость чувствительности интерферометра Саньяка про-
порциональна ϕ0sin(ωTлз/2) и поэтому убывает при уменьшении частоты
до нуля при постоянном воздействии.
При равенстве длительности задержки половине периода регистри-
руемой волны:
гидрофон будет иметь максимальную чувствительность. На рис. 2.40
представлена зависимость отношения ϕ0/∆ϕ от частоты [146] для линии
Лазер
ФП
И
Р
ЛЗ
ЧЭ
сw
сcw
сcw
сw
Выход
Рис. 2.39. Схема гидрофона на основе интерферометра Саньяка. ЧЭ –
чувствительный элемент, ФП – фотоприемник, Р – волокон-
но-оптический x-разветвитель, И – оптический изолятор
2.6. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Саньяка 79
задержки длиной Lз = 40 км и Lз = 20 км. Как видно из рис. 2.40, недо-
статками гидрофонов на интерферометре Саньяка, кроме нелинейной
АЧХ, являются необходимость использования большого количества
оптического волокна и наличие резонансов частотной характерис-
тики.
0,1
1
10
10
2
10
3
10
4
Частота, Гц
ϕ0
∆ϕ
L
з
= 40 км
L
з
= 20 км
Максимальная
чувствительность
Рис. 2.40. Зависимость отношения ϕ0/∆ϕ волоконно-оптического гидро-
фона на основе интерферометра Саньяка от частоты
В результате интерференции cw- и ccw-волн интенсивность оптиче-
ского излучения на фотоприемнике
I = A{1 + cos[∆ϕ(t)]}. (2.51)
Из (2.51) следует, что постоянная компонента разности фаз в интер-
ферометре Саньяка отсутствует, что объясняется равенством его плеч.
В этом случае рабочая точка интерферометра находится в максимуме
передаточной характеристики, который характеризуется минимальной
чувствительностью. Так как опорное и измерительное плечо представле-
ны одним и тем же световодом, перевести интерферометр в квадратурный
режим, при котором разность фаз в отсутствии воздействия равна π/2,
не представляется возможным.
Выполнение условия квадратуры в интерферометре Саньяка до-
стигается либо за счет применения пассивного гомодинирования
с использованием разветвителя 3×3 [147], либо за счет размещения аку-
стооптического модулятора [148, 149] или фазового модулятора [150]
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
80
в кольце интерферометра. Так как эти методы не требуют размещения
электронных компонентов в чувствительных элементах датчиков,
интерферометр Саньяка успешно применяется для создания воло-
конно-оптических гидрофонов и гидроакустических антенн на их ос-
нове [149].
Схема волоконно-оптического гидрофона, построенного на основе
интерферометра Саньяка и волоконно-оптического разветвителя 3×3,
представлена на рис. 2.41 [147].
Лазер
ФП
И
ФП
Р
ЛЗ
ЧЭ
сw
сcw
сcw
сw
Выход
Рис. 2.41. Схема волоконно-оптического гидрофона на основе интерфе-
рометра Саньяка с разветвителем 3×3/ ЧЭ – чувствительный
элемент, ЛЗ – линия задержки, ФП – фотоприемник, Р – во-
локонно-оптический разветвитель 3×3, И – оптический изо-
лятор
Применение разветвителя 3×3 позволяет использовать для фазовой
демодуляции метод пассивного гомодинирования, обеспечивающий
устойчивость интерферометра к дрейфу рабочей точки (см. разд. 2.2.3).
Дифференциальная схема регистрации обеспечивает компенсацию
шумов интенсивности лазерного излучения.
Выходные сигналы интерферометра с разветвителем 3×3 сдвинуты
друг относительно друга на 120°, поэтому интенсивность излучения на
фотоприемниках
I
1 = A{1 + cos(∆ϕ(t) – 120°)},
I
2 = A{1 + cos(∆ϕ(t) + 120°)}.
После вычитания в дифференциальном усилителе выходных сигна-
лов фотоприемников выходной сигнал гидрофона будет определяться
выражением:
S = S1 – S2 = B sin(∆ϕ(t)). (2.52)
Как видно из (2.52), интерферометр находится в квадратурном режиме.
2.6. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Саньяка 81
Пороговая чувствительность представленной интерферометрической
схемы 2,5×10–7 рад/Гц1/2. Если длина световода чувствительного элемента
составит 1000 м, то в соответствии с выражением (2.5) чувствительность
к давлению S ≈ 0,04 рад/Па. Тогда общая пороговая чувствительность
гидрофона на основе интерферометра Саньяка достигает величины
6 мкПа/Гц1/2.
Так как интерферометр Саньяка с разветвителем 3×3 работает анало-
гично двуплечевому интерферометру, становится возможным создание
на его основе гидрофонов с чувствительным элементом типа «push-pull».
Схема такого гидрофона представлена на рис. 2.42 [151].
Чувствительный элемент гидрофона представляет собой два волокон-
ных световода равной длины, смотанные в катушки (рис. 2.43), которые
образуют толстостенный полый цилиндр высотой h. Чувствительные
элементы ЧЭ+ и ЧЭ– работают в противофазе при условии, что высо-
та h равна длине гидроакустической волны. Пороговая чувствительность
гидрофона в диапазоне частот 0,4…1 МГц составляет от 36 до 43 дБ
(отн. 1 мкПа/Гц1/2).
Лазер
ФП
И
ФП ЧЭ+
ЧЭ–
Выход
ЛЗ
Р
ЧЭ–
ЧЭ+
h
Рис. 2.42. Схема волоконно-оптического «push-pull» гидрофона на основе
интерферометра Саньяка с разветвителем 3×3. ЧЭ – чувстви-
тельный элемент, ФП – фотоприемник, Р – волоконно-опти-
ческий разветвитель 3×3, И – оптический изолятор
Рис. 2.43. Чувствительный элемент «push-pull» волоконно-оптического
гидрофона на основе интерферометра Саньяка
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
82
Сдвиг частот cw- и ccw-волн относительно друг друга также может обе-
спечить выполнение условия квадратуры, так как он приводит к появлению
постоянной составляющей в разности фаз ∆ϕ. Осуществить сдвиг частоты
можно с использованием акустооптического модулятора, несимметрично
размещенного в кольце интерферометра. Тогда в отсутствие внешнего воз-
действия разность фаз ∆ϕ будет определяться выражением [148]:
где n – показатель преломления сердцевины световода, c – скорость
света в вакууме, ∆ν – сдвиг частоты, ∆l – разность путей распростране-
ния cw- и ccw-волн, которая зависит от несимметричности положения
модулятора в кольце.
На рис. 2.44 представлен волоконно-оптический гидрофон на основе
интерферометра Саньяка, в котором для выполнения условия квадратуры
применяется акустооптический модулятор [149]. В гидрофоне применя-
ется чувствительный элемент мембранного типа, аналогичный представ-
ленному на рис. 2.54б. Чувствительный элемент гидрофона изготовлен
на основе 100 нм многослойной графитовой диафрагмы. Пороговая
чувствительность гидрофона на частоте 5 кГц составляет 450 мкПа/Гц1/2.
Для улучшения параметров гидрофонов на основе волоконно-оп-
тических интерферометров предпринимаются попытки комбиниро-
вания интерферометра Саньяка с другими интерферометрами [152].
На рис. 2.45 представлен комбинированный волоконно-оптический
гидрофон на основе интерферометров Маха – Цендера и Саньяка [153].
Лазер
ФП
И ЧЭ
ЛЗ
Р
Р
АОМ Д
Рис. 2.44. Волоконно-оптический гидрофон на основе модифицирован-
ного интерферометра Саньяка с чувствительным элементом
мембранного типа. ЧЭ – чувствительный элемент, ФП – фото-
приемник, Р – волоконно-оптический x-разветвитель, И – оп-
тический изолятор, АОМ – акустооптический модулятор,
Д – деполяризатор
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Фабри – Перо 83
Чувствительным элементом этого интерферометра является волокон-
ный световод длиной 35 м, намотанный на тефлоновый сердечник.
Предложенная схема позволяет использовать PGC-метод фазовой де-
модуляции. Нормированная чувствительность гидрофона в диапазоне
частот 7…11 кГц составляет величину –211,47 дБ при динамическом
диапазоне 33 дБ.
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны
на основе интерферометра Фабри – Перо
Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Фабри –
Перо обладают более высокой удельной чувствительностью по сравне-
нию с двуплечевыми интерферометрами, так как в них используется
явление многолучевой интерференции между двумя зеркалами [154].
Первые волоконно-оптические интерферометры Фабри – Перо (ВИФП)
создавались на основе многомодовых световодов, но затем для обеспе-
чения максимальной устойчивости их характеристик стали применять
одномодовые световоды [155].
2.7.1. Волоконно-оптические датчики давления на основе
интерферометра Фабри – Перо с собственным
резонатором
Если зеркала ВИФП образованы отражающими покрытиями, нанесен-
ными на торцы одномодового волоконного световода, а многократное
переотражение происходит внутри световода [156], то такой интерферо-
метр называют ВИФП с собственным (внутренним) резонатором [157].
Лазер
ФП
И
ЧЭ ФМ
Р1
Р2
Р2
Рис. 2.45. Схема волоконно-оптического гидрофона на основе интерфе-
рометров Маха – Цендера и Саньяка. ЧЭ – чувствительный
элемент, ФП – фотоприемник, Р1 – волоконно-оптический
Х-разветвитель, Р2 – волоконно-оптический Y-разветвитель,
И – оптический изолятор, ФМ – фазовый модулятор
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
84
При построении датчиков собственный резонатор обычно образуется при
соединении двух одномодовых волоконных световодов (рис. 2.46) [158].
Отражающие покрытия формируются на одном торце световодов. Затем
торец с отражающим покрытием световода 1 сваривается со свободным
торцом световода 2. В результате в световоде 2 формируется собственный
резонатор ВИФП.
Отражающие покрытия первоначально формировались путем напыле-
ния на торце световода одного слоя диэлектрического покрытия TiO2, ко-
торый обеспечивал коэффициент отражения R < 10% [159]. В дальнейшем
стали использовать многослойные покрытия TiO2/SiO2, обеспечивающие
коэффициент отражения R < 85% [160]. Кроме того, зеркала на торцах
световодов могут изготавливаться методом термического напыления тон-
ких слоев металлов (Al, Ag, Au) на поверхность торцов. Нанесение таких
отражающих покрытий способно обеспечить коэффициент отражения
излучения 0,05…0,95 в широком спектральном диапазоне.
ВИФП с собственным резонатором может быть сформирован с ис-
пользованием двух волоконно-оптических брэгговских решеток [161].
Такой интерферометр имеет особенности, связанные с влиянием спектра
ВОБР на спектр ВИФП (см. разд. 3.4).
Многократное переотражение в собственном резонаторе ВИФП,
образованном зеркалами с коэффициентами отражения R1 и R2, при-
водит к интерференции и изменению интенсивности отраженного и
прошедшего излучения. Так как в волоконно-оптических датчиках на
основе ВИФП обычно используется отраженное излучение (рис. 2.47),
рассмотрим коэффициент отражения собственного резонатора.
Коэффициент отражения резонатора ВИФП [162]:
(2.53)
Световод 1 Световод 2
Зеркало 1
Входное
излучение
Отраженное
излучение
Прошедшее
излучение
Резонатор
Зеркало 2
Рис. 2.46. Волоконно-оптический интерферометр Фабри – Перо с соб-
ственным резонатором
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Фабри – Перо 85
Пусть потери в зеркалах малы, а их коэффициенты отражения
R1,2 << 1. В этом случае основной вклад дает интерференция между вол-
ной, отраженной от зеркала 1, и волной, отраженной от зеркала 2 (модель
двухлучевой интерференции). Тогда знаменатель в (2.53) приближается
к единице, и коэффициент отражения определяется выражениями [158]
(2.54)
(2.55)
где ϕ – разность фаз между волнами отраженными от зеркал, β – по-
стоянная распространения моды световода, L – длина резонатора, n –
показатель преломления среды резонатора.
Как следует из (2.54), коэффициент отражения резонатора, а значит
и интенсивность отраженной волны зависят от разности фаз интерфери-
рующих волн по гармоническому закону (рис. 2.48) [163]. Простейший
способ регистрации изменений интенсивности отраженного излучения
состоит в регистрации максимумов интенсивности.
Если внешнее воздействие приводит к продольной деформации
ε = L/∆L волоконного световода резонатора ВИФП, то изменяется как
его длина, так и показатель преломления световода. В соответствии
с (2.55) изменение разности фаз, вызванное деформацией ε,
Изменение показателя преломления ∆n, вызванное продольной де-
формацией световода [164]:
∆n = –реnε,
где pe – эффективный упругооптический коэффициент световода, ко-
торый определяется выражением:
ВИФП
Лазер
Циркулятор
Фотоприемник
Рис. 2.47. Оптическая схема датчика на основе ВИФП
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
86
(2.56)
где p11 и p12 – упругооптические коэффициенты световода, µ – коэффи-
циент Пуассона световода.
Тогда зависимость между изменением разности фаз ∆ϕ и продольной
деформацией ε:
(2.57)
Для стандартного волоконного световода µ = 0,17; n = 1,456; p11 = 0,12;
p12 = 0,27, pe = 0,22, откуда [165]
Как видно из (2.57), зависимость разности фаз, возникающей в соб-
ственном резонаторе ВИФП, от продольной деформации носит линей-
ный характер, как показано на рис. 2.49 [163].
Интенсивность отраженного излучения, отн. ед.
0,05
0,04
0,01
180 360 540 720 900
Разность фаз, градусы
0,02
0,03
0
0,06
Рис. 2.48. Зависимость интенсивности излучения, отраженного от ВИФП
с собственным резонатором, от разности фаз интерферирую-
щих волн при R1 = 0,1 и R2 = 0,8, рассчитанная в рамках модели
двухлучевой интерференции
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Фабри – Перо 87
Как видно из рис. 2.49, чувствительность ВИФП к деформации со-
ставляет 0,11 рад/µε, что сопоставимо с чувствительностью двуплечевых
интерферометров. Таким образом, если рабочая точка ВИФП находится
на середине линейного участка передаточной характеристики, интен-
сивность отраженного излучения будет изменяться под действием про-
дольной деформации по линейному закону. Стабилизация положения
рабочей точки обычно осуществляется путем регулировки длины волны
излучения лазера.
Применение чувствительных элементов специальной конструкции,
которые преобразуют давление в продольную деформацию резонатора,
позволяет использовать ВИФП с собственным резонатором для создания
датчиков давления.
На рис. 2.50 представлена конструкция ЧЭ датчика давления, пред-
назначенного для применения в двигателях внутреннего сгорания [165].
Датчик размещен в отверстии, проходящем вдоль оси алюминиевого
стержня, торец которого прикреплен к стальной диафрагме. Изгиб
диафрагмы, вызванный действием давления, приводит к продольной
деформации стержня и резонатора ВИФП.
Преобразование давления P в продольную деформацию резонатора
ВИФП ε осуществляется чувствительным элементом в соответствии
с выражением [165]
Разность фаз, градусы
5000
4000
1000
0 200 400 600 800
Деформация, µε
2000
3000
0
6000
Рис. 2.49. Зависимость разности фаз ϕ от продольной деформации соб-
ственного резонатора ВИФП
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
88
(2.58)
где SP – площадь диафрагмы, E – модуль Юнга деформируемого ком-
позитного материала (стержень/световод), S0 – поперечное сечение
стержня.
Из (2.57) и (2.58) следует, что
(2.59)
При L = 12 мм, SP =0,38 см2, S0 =0,27 см2 коэффициент преобразо-
вания K = 1,82 рад/MПа.
В работе [158] представлен более чувствительный датчик давления на
основе ВИФП с собственным резонатором, в чувствительном элементе
которого применена Si3N4/SO2/Si3N4 (N/O/N) диафрагма толщиной
0,6 мкм, с которой жестко закреплен торец ВИФП. На рис. 2.51 представ-
лена зависимость изменения разности фаз от регистрируемого давления
для разных площадей диафрагмы. Как видно из рисунка, эта зависи-
мость носит линейный характер, а чувствительность датчика зависит от
площади диафрагмы S0. Для S0 = 2×2 мм2 коэффициент преобразования
K = 0,11 рад/кПа, а для S0 = 2×2 мм2, K = 1,57 рад/кПа.
Головка
цилиндра
Давление
Диафрагма
ВИФП
Компрессионная
гайка
Световод
Стержень
Держатель
стержня
Рис. 2.50. Чувствительный элемент датчика давления на основе ВИФП
с собственным резонатором
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Фабри – Перо 89
2.7.2. Волоконно-оптические датчики давления и гидрофоны
на основе интерферометра Фабри – Перо с внешним
резонатором
Отражающие покрытия могут быть нанесены на торцы волоконных
световодов, расположенных напротив друг друга. Тогда многократное
переотражение происходит в открытом пространстве между зеркалами,
образованными торцами разных световодов [166] (рис. 2.52). Такой ин-
терферометр называют ВИФП с внешним резонатором [157].
Коэффициент отражения внешнего резонатора определяется вы-
ражениями (2.54) и (2.55). При этом следует учитывать, что показатель
преломления среды резонатора n = 1. Кроме того, так как при изменении
длины резонатора изменяется эффективность ввода в первый световод
излучения, отраженного от торца второго световода, то в выражении
(2.54) вместо R2 следует использовать эффективный коэффициент от-
ражения [167]:
(2.60)
где r – радиус сердцевины первого световода, NA – числовая апертура
первого световода. Отсюда следует, что при увеличении длины резонатора
постоянная составляющая и амплитуда интерференционного сигнала
будут убывать, как показано на рис. 2.53.
Изменение разности фаз,
×
2π рад
2,5
2,0
0,5
0 10 20 30 40 50 60
Давление, кПа
1,0
1,5
0
1
2
Рис. 2.51. Зависимость изменения разности фаз от регистрируемого
давления для разных площадей диафрагмы чувствительного
элемента S: 1 – для S = 8×8 мм2, 2 – для S = 2×2 мм2
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
90
Выражение (2.60) получено в рамках приближения геометрической
оптики. Другой, более точный, подход к расчету интенсивности излуче-
ния ВИФП с внешним резонатором, основанный на теории дифракции
Кирхгофа, проведенный в работе [168], дает аналогичный результат.
Поэтому в большинстве расчетов исследователи ограничиваются при-
ближением геометрической оптики.
Применение внешнего интерферометра Фабри – Перо (ВИФП),
резонатор которого образован торцом световода и внешним зеркалом,
позволяет получить компактный чувствительный элемент с достаточно
высокой чувствительностью к давлению (рис. 2.54а). Широкое рас-
пространение получили акустические датчики, в которых в качестве
зеркала используются мембраны. Особый интерес представляют датчики
с кремниевой мембраной, так как в этом случае материал световода и
Световод 1 Световод 2
Клей
Капилляр
Зеркало 1 Зеркало 2
Резонатор
Входное
излучение
Отраженное
излучение
Прошедшее
излучение
Рис. 2.52. Волоконно-оптический интерферометр Фабри – Перо с внеш-
ним резонатором
L, мкм
0 20 40 60
1
3
2
I
Рис. 2.53. Зависимость интенсивности отраженного излучения от длины
внешнего резонатора ВИФП, рассчитанная в соответствии
с моделью двухволновой интерференции
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Фабри – Перо 91
мембраны совпадает по физическим свойствам. Диаметр такого датчика
соответствует диаметру волоконного световода и обычно составляет
величину от 200 до 500 мкм.
На рис. 2.54б представлен мембранный чувствительный элемент
датчика на основе ВИФП. Если на торец световода не наносится ника-
ких отражающих покрытий, то фактически в интерференции участвует
только два луча: отраженный от торца световода (4%) и отраженный от
мембраны. Соединение световода и мембраны обычно осуществляется
в капилляре с внутренним диаметром, равным диаметру световода [169].
а)
б)
Капилляр
Мембрана
Световод
ВИФП
Источник
Циркулятор
Фотоприемник
Рис. 2.54. Датчик на основе внешнего интерферометра Фабри – Перо (а)
и мембранный чувствительный элемент (б)
Акустическое давление модулирует длину резонатора, образованного
мембраной и торцом световода. Наибольший изгиб мембраны наблюда-
ется в ее центре, напротив торца световода. Поэтому изменение длины
резонатора ∆L при изменении давления ∆P [170]:
где – жесткость мембраны, r и h – радиус и толщина мем-
браны, E и µ – модуль Юнга и коэффициент Пуассона мембраны.
Тогда чувствительность по давлению ЧЭ с кремниевой мембраной
(µ = 0,17; E = 7×1010 Н/м2):
Экспериментальное значение чувствительности для кремниевой
мембраны толщиной 6 мкм и радиусом 62 мкм составляет 0,18 нм/кПа.
Тогда при разрешении регистрирующей аппаратуры 0,02 нм разрешение
датчика давления на основе ЧЭ с кремниевой мембраной составляет
118 Па.
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
92
Для измерения изменения длины резонатора применяется спек-
тральная интерферометрия [171]. При освещении интерферометра
широкополосным источником спектр отражения имеет периодически
расположенные минимумы и максимумы интенсивности. Изменение
длины резонатора ВИФП приводит к изменению длин волн, соответ-
ствующих минимумам и максимумам, а соответствующая обработка
спектра отражения позволяет регистрировать эти изменения. Таким
образом, интерферометр Фабри – Перо осуществляет спектральную
модуляцию, что позволяет получить сочетание высокой чувствитель-
ности, свойственной интерферометрическим приборам, с точностью и
надежностью спектрального кодирования, которое не зависит от флук-
туаций выходной мощности источника излучения.
В качестве источника излучения при спектральной интерферометрии
применяются светодиоды с длиной волны излучения 850 нм и шириной
линии излучения 60…70 нм. Так как источник низкокогерентный, для
наблюдения интерференции необходимо, чтобы длина резонатора была
в два раза меньше длины когерентности источника (учитывается двой-
ной проход волны, отраженной от второго зеркала). В результате длина
резонатора не должна превышать 40…50 мкм.
Если видность интерференционной картины γ = 1, то нормированная
на спектр излучения источника интенсивность отраженного от резона-
тора излучения определяется выражением [172]:
(2.61)
где L – длина резонатора, λ – длина волны, ϕ0 – начальная разность фаз,
n – показатель преломления среды, заполняющей резонатор.
Как следует из (2.61), максимумы спектра отражения соответствуют
длинам волн, удовлетворяющим соотношению
(2.62)
где m = 1,2,… – номер максимума.
Как видно из (2.62), длина резонатора может быть измерена по по-
ложению одного максимума, если точно определены параметры m и ϕ0.
Относительная погрешность измерения изменения длины резонатора
равна погрешности измерения смещения максимума в спектре от-
ражения:
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Фабри – Перо 93
Более простой метод состоит в измерении положения двух максиму-
мов [173, 174]. Пусть λm и λm+1 – длины волн, соответствующие соседним
максимумам в спектре отражения. Тогда с учетом (2.62) можно записать:
(2.63)
Как видно из (2.63), данный метод не требует определения каких-либо
параметров, кроме положения максимумов в спектре отражения. Однако
данный метод обладает меньшей точностью, так как его погрешность
измерения [172]
что в 15…50 раз хуже, чем в предыдущем методе.
Более сложные методы обработки спектра отражения обеспечивают
более высокую точность. Так в работе [175] предложен метод, в котором
применяется Фурье-спектроскопия. В работах [171, 176, 177] для рас-
чета L предложено использовать все максимумы (минимумы) спектра
отражения.
В случае применения спектральной интерферометрии чувствитель-
ность датчика давления может быть выражена через отношение сме-
щения спектра отражения к изменению давления. Так, в работе [178]
чувствительность датчика на кремниевой мембране толщиной 50 мкм,
выраженная через изменение длины резонатора, составляет 0,12 нм/кПа,
а чувствительность, выраженная через смещение спектра отражения,
составила 0,9 пм/кПа.
Для определения положения максимумов в спектре отражения при-
меняется анализатор оптического спектра, который обычно содержит
призму или дифракционную решетку для разделения спектральных ком-
понент излучения. Регистрация спектра осуществляется ПЗС-линейкой
или матрицей фотодиодов. Спектральное разрешение анализатора спек-
тра в значительной степени определяет погрешность измерения длины
резонатора ВИФП при использовании спектральной интерферометрии.
Для повышения точности методов спектральной интерферометрии
можно увеличить коэффициенты отражения зеркал ВИФП R1 и R2, что
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
94
приведет к уменьшению ширины спектральных максимумов [174]. Со-
временные методы спектральной интерферометрии позволяют измерять
длину резонатора с точностью до 1 µε, что при длине резонатора 20 мкм
обеспечивает разрешение 0,02 нм [177].
Сигнал (2.61) может быть обработан методами, применяемыми для
двуплечевых интерферометров. Для обеспечения устойчивой работы
интерферометра Фабри – Перо необходимо поддерживать квадратурный
режим. Активная стабилизация рабочей точки ИФП с использованием
фазового модулятора невозможна, так как нет доступа к опорному плечу,
как у двуплечевых интерферометров. Поэтому для решения этой пробле-
мы применяются методы, аналогичные методам фазовой демодуляции
двуплечевых интерферометров, среди которых наиболее популярны
PGC-методы (см. разд. 2.2.5) [179–182]. Также используется метод, осно-
ванный на применении двух длин волн (см. разд. 2.2.3) [183, 184] и метод
подстройки длины волны излучения лазера (см. разд. 2.2.2) [185–188].
Получить сигналы sin/cos можно, применив в одном чувствительном
элементе два ВИФП, у которых длины резонаторов отличаются таким
образом, чтобы разности фаз в них отличались на π/2 [166, 167].
Совершенствование технологии изготовления кремниевых мембран
позволило уменьшить их толщину, что привело к росту чувствительности
датчиков на их основе. Толщина кремниевой мембраны в таких датчиках
может составлять 0,75 мкм. Такой чувствительный элемент обеспечивает
чувствительность 11 нм/кПа [189].
Обычно мембранные датчики на основе ВИФП применяются для
регистрации ультразвуковых акустических волн (до десятков МГц).
Основная область их применения – медицина, поскольку современное
медицинское оборудование использует высокие частоты акустического
излучения для получения высокого пространственного разрешения.
Также мембранные датчики давления применяются для измерения
кровяного давления. В работе [190] представлен мембранный датчик
давления на основе ВИФП с внешним резонатором, в котором использу-
ется металлическое алюминиевое зеркало, закрепленное на кремниевой
мембране. На торце световода нанесено отражающее полупрозрачное
покрытие из хрома. Применение металлических зеркал позволяет ис-
ключить влияние длины волны на коэффициент отражения, что важно
в случае применения интерферометрии белого света.
Под действием давления происходит деформация мембраны, что при-
водит к смещению максимумов спектра отражения датчика (рис. 2.55).
Определение длины резонатора осуществляется по положению двух
максимумов в соответствии с (2.63).
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Фабри – Перо 95
На рис. 2.56 представлена зависимость длины резонатора от давления.
Чувствительность датчика составляет –0,25 нм/мм рт. ст. (7,5 нм/кПа),
пороговая чувствительность 4 мм рт. ст. (532 Па). Учитывая, что диапа-
зон измерения давления –100…400 мм рт. ст. (66 447 Па), динамический
диапазон датчика составляет 42 дБ.
Интенсивность
400
400
300
200
100
0
450 500 550 600 650 700 750 800
Длина волны, нм
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
–100 мм рт. ст.
Рис. 2.55. Спектр отражения ВИФП при освещении его широкополос-
ным источником для разных значений давления
–100 0 100 200 300 400
Давление, мм рт. ст.
1740
1720
1700
1680
1660
1640
1620
1600
L, нм
Рис. 2.56. Зависимость длины резонатора датчика давления на основе
ВИФП с внешним резонатором от давления
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
96
ВИФП с внешним резонатором может использоваться и для построе-
ния гидрофонов. Одним из примеров практической реализации высоко-
частотного гидрофона на основе ВИФП является гидрофон, представ-
ленный в работе [191]. Принцип работы рассматриваемого гидрофона
основан на изменении толщины слоя полимера, расположенного между
отражающими покрытиями из золота (рис. 2.57).
Деформация слоя полимера под действием гидроакустического
давления приводит к изменению оптической длины пути для световых
волн, распространяющихся в резонаторе Фабри – Перо, и, как следствие,
изменению интенсивности интерференционного сигнала, распростра-
няющегося по оптическому волокну в обратном направлении.
В качестве полимерного материала выбран слой парилена толщиной
порядка 10 мкм. Использование парилена обусловлено его хорошей
прозрачностью в диапазоне длин волн оптического излучения около
1,55 мкм. Помимо оптической прозрачности парилен имеет низкий мо-
дуль Юнга E = 4,5 ГПа (коэффициент Пуассона µ = 0,4), что позволяет
увеличить чувствительность датчика к гидроакустическому давлению.
Гидрофон способен регистрировать ультразвуковые сигналы частотой
до 50 МГц. Для обеспечения высокой чувствительности и стабильности
работы гидрофона рабочая точка ВИФП удерживается в оптимальном
положении (рис. 2.58) за счет применения метода частотной стабилиза-
ции (см. разд. 2.2.2). Пороговая чувствительность гидрофона на частоте
25 МГц составляет 3кПа/Гц0,5.
ВИФП с мембранным ЧЭ могут применяться и на более низких
частотах. Для работы в низкочастотном диапазоне необходимо по-
низить частоту основного резонанса мембраны, которая определяется
выражением [192]:
10 мкм
10 мкм
Оболочка световода
125 мкм
Сердцевина световода
Золотые зеркала
Полимер
Рис. 2.57. Чувствительный элемент высокочастотного волоконно-опти-
ческого гидрофона на основе ВИФП с внешним резонатором
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Фабри – Перо 97
(2.64)
где h – толщина мембраны, r – радиус мембраны, ρ – плотность мате-
риала мембраны, µ – коэффициент Пуассона мембраны, E – модуль
Юнга материала мембраны.
Как видно из (2.64), для понижения частоты резонанса необходимо
уменьшить толщину кремниевой мембраны. Так, частота резонанса
кремниевой мембраны толщиной 25 мкм и диаметром 105 мкм с на-
несенным на нее отражающим покрытием из золота толщиной 100 анг-
стрем составляет 90 кГц [193]. Акустический датчик на основе ЧЭ с этой
мембраной обладает разрешением 2,8 Па в диапазоне частот 10…80 кГц.
Также для понижения частоты резонанса используются мембра-
ны из материала с низким модулем Юнга и коэффициентом Пуас-
сона. Так, для многослойного графенового зеркала с параметрами:
h = 100 нм, r = 62,5 мкм, ρ = 2,2×103 кг/м3, частота основного резонанса
f0 = 259,84 кГц [192]. Чувствительность чувствительного элемента с та-
ким зеркалом составляет 1100 нм/кПа. Чувствительность датчика на его
основе составляет 10 мВ/Па, а пороговая чувствительность 60 мкПа/Гц1/2
в диапазоне частот 0,2…22 кГц.
Замена в ЧЭ, аналогичном представленному на рис. 2.57, парилена
на полидиметилсилоксан с модулем Юнга E = 1,3 MПа обеспечивает
1530 1550 1570 1590
Деформация, µε
Интенсивность отраженного излучения
0,2
0,3
0,4
0,5
0,1
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
Максимальная
чувствительность
Рис. 2.58. Передаточная характеристика волоконно-оптического гидро-
фона на основе внешнего интерферометра Фабри – Перо при
толщине покрытия 10 мкм
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
98
снижение частоты основного резонанса до 195 кГц [194]. Чувствитель-
ность гидрофона на частоте 80 кГц составляет 13,2 мВ/кПа.
Также в качестве материала для изготовления мембраны хорошо
подходит хитозан, модуль Юнга которого составляет 2…4 ГПа. Чув-
ствительный элемент с такой мембраной обладает чувствительностью
433 нм/кПа, что обеспечивает чувствительность акустического датчика
1 В/Па в диапазоне от 100 Гц до 15 кГц [195].
В работе [196] частота основного резонанса акустического датчика
на основе ВИФП с мембраной из полиэтилентерефталата f0 = 8,2 кГц, а
чувствительность на частоте 1 кГц составляет 92 мВ/Па при динамиче-
ском диапазоне 96 дБ.
В работе [197] представлен гидрофон на основе ВИФП с мембраной
из покрытого алюминием полиамида (модуль Юнга E = 3 ГПа, коэф-
фициент Пуассона µ = 0,335) диаметром 3 мм и толщиной 25 мкм. Для
повышения эффективности ввода отраженного от мембраны излучения
в световод в чувствительном элементе гидрофона применяется гради-
ентная линза (рис. 2.59).
За счет применения градиентной линзы количество интерферирую-
щих волн оказывается больше двух, поэтому зависимость коэффициента
отражения от длины резонатора отличается от гармонической функции,
описываемой выражением (2.61) (рис. 2.60). Как видно из рис. 2.60, при-
менение градиентной линзы повышает чувствительность, так как в ги-
дрофоне применяется прямая регистрация интенсивности отраженного
излучения. Чувствительность гидрофона, выраженная через изменение
длины резонатора, в диапазоне частот 300…3000 Гц составляет 19 нм/кПа,
или 158 дБ (отн. 1 В/мкПа). В корпусе ЧЭ сделаны специальные канавки
для компенсации внешнего давления.
а) б)
Мембрана Градиентная линза
Световод
Канавки
Рис. 2.59. Устройство (а) и фотография (б) чувствительного элемента
волоконно-оптического гидрофона на основе волоконно-оп-
тического интерферометра Фабри – Перо и градиентной линзы
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Фабри – Перо 99
Если использовать в качестве материала мембраны полиэтиленте-
рефталат (ПЭТ), то удается снизить частоту основного резонанса мем-
бранного ЧЭ до 378 Гц [198]. Для формирования зеркала на мембрану
наклеивают алюминиевую фольгу. Верхняя граница частотного диапазо-
на датчика с таким ЧЭ составляет 126 Гц, что обеспечивает регистрацию
инфразвуковых волн. Чувствительность акустического датчика на основе
такого чувствительного элемента составляет –138 дБ отн. 1 В/мкПа
в диапазоне частот 1…10 Гц.
Во внешнем резонаторе ВИФП в качестве мембраны может быть
применено фотонно-кристаллическое зеркало (ФКЗ) [199]. Кремниевая
150×150 мкм толщиной 450 нм со сформированным в нем ФКЗ облада-
ет оптимальным сочетанием механических и оптических свойств. Его
пороговая чувствительность в воздушной среде составляет величину
18 мкПа/Гц1/2 в диапазоне частот от 10 до 50 кГц, и может быть улучше-
на в 50 раз. ФКЗ, представляющее собой двумерный массив отверстий
диаметром 644 нм, расположенных на расстоянии 805 нм друг от друга,
располагается на расстоянии 15 мкм от торца одномодового световода,
на котором сформировано второе зеркало, состоящее из слоя хрома
толщиной 4 нм и слоя золота толщиной 11 нм. Его коэффициент от-
ражения составляет 79%.
В работе [200] представлен более низкочастотный акустический датчик
с ФКЗ, который обладает пороговой чувствительностью 33 мкПа/Гц1/2
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3
Длина резонатора, мкм
Интенсивность
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
Q
Рис. 2.60. Зависимость нормированной интенсивности от длины резо-
натора волоконно-оптического гидрофона на основе ВИФП
и градиентной линзы (непрерывная линия) и эта же зависи-
мость для модели двухволновой интерференции, описываемая
выражением (2.61) (прерывистая линия). Q – рабочая точка
интерферометра
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
100
в диапазоне частот 1…30 кГц. Его нормированная чувствительность
составляет 0,17 Па–1. Как показано в [201], такой чувствительный
элемент может быть успешно применен для создания гидрофонов.
На рис. 2.61 представлена конструкция ЧЭ на основе внешнего во-
локонно-оптического интерферометра Фабри – Перо с зеркалом на
фотонных кристаллах.
Мембрана
с ФКЗ
Корпус
Волоконные
световоды
Рис. 2.61. Чувствительный элемент на основе волоконно-оптического
интерферометра Фабри – Перо с зеркалом на фотонных кри-
сталлах
Коэффициент отражения ФКЗ составляет 95%. Расстояние между
зеркалами 10 мкм. Особенностью этого чувствительного элемента явля-
ется наличие трех резонаторов с разной толщиной мембраны (150 мкм,
212 мкм, 300 мкм). Совместная обработка выходных сигналов обра-
зованных ими интерферометров позволяет расширить динамический
диапазон до 200 дБ. Четвертый световод предназначен для калибровки.
Обработка его выходного сигнала позволяет компенсировать те шумы,
которые возникают при распространении излучения обратно к системе
обработки. Пороговая чувствительность такого гидрофона на частоте
30 кГц равна 10 мкПа/Гц1/2. Диапазон частот 1 Гц…100 кГц.
Если зеркала ВИФП с внешним резонатором имеют низкие коэф-
фициенты отражения, то отраженное излучение имеет низкий уровень
интенсивности. Для решения этой проблемы применяют эрбиевый
световод с лазером накачки, который с одной стороны служит источни-
ком оптического излучения, а с другой стороны осуществляет усиление
отраженного от резонатора излучения (рис. 2.62) [202]. Применение
оптического усиления обеспечивает повышение интенсивности отра-
женного излучения на 43 дБ.
2.7. Волоконно-оптические гидрофоны на основе интерферометра Фабри – Перо 101
Чувствительность мембранного датчика давления к изменению
температуры приводит к необходимости разработки методов учета
температурных изменений его выходного сигнала. Так, в работе [203]
предложено дополнить ВИФП датчиком температуры на основе воло-
конной решетки Брэгга (ВОБР) (см. разд. 3.1). Решетка записывается
в световоде перед резонатором, в результате чего регистрация темпера-
туры осуществляется непосредственно в области измерения давления.
Спектр отражения такого комбинированного датчика содержит пик,
формируемый ВОБР, положение которого соответствует температуре
(рис. 2.63).
Анализатор
спектра И
WDM
Накачка
ВИФП
EDF
1500 1520 1540 1560 1580 1600
Длина волны, нм
Температурный
пик
Рис. 2.62. Датчик на основе ВИФП с оптическим усилением. И – опти-
ческий изолятор, WDM – WDM-разветвитель, EDF- эрбиевый
световод
Рис. 2.63. Спектр отражения комбинированного датчика давления и
температуры
Так как зависимости спектров ВИФП и ВОБР от температуры линей-
ны, то зная соответствующие коэффициенты преобразования, можно
осуществить компенсацию влияния температуры в выходном сигнале
Глава 2. Интерферометрические приемники гидроакустических сигналов
102
датчика давления. В датчике на основе кремниевой мембраны толщиной
50 мкм, представленном в работе [203], чувствительность ВОБР к тем-
пературе составила 10 пм/°C, а чувствительность ВИФП к температуре
составила 4,6 нм/°C. В результате после термокомпенсации чувствитель-
ность датчика к давлению составила 0,5 нм/кПа в диапазоне температур
от –20 °C до +60 °C.
ÃËÀÂÀ 3
ÃÈÄÐÎÔÎÍÛ
ÍÀ ÂÎËÎÊÎÍÍÎ-ÎÏÒÈ×ÅÑÊÈÕ
ÐÅØÅÒÊÀÕ ÁÐÝÃÃÀ
Развитие технологии создания волоконно-оптических решеток Брэгга
(ВОБР) привело к формированию нового перспективного направления
построения волоконно-оптических гидрофонов на основе ВОБР. В таких
измерительных системах чувствительным элементом является либо сама
решетка (ВОБР-датчики), либо участок волоконного световода между
двумя ВОБР, либо резонатор волоконно-оптического брэгговского ла-
зера, сформированный в световоде с использованием ВОБР.
3.1. Волоконно-оптические брэгговские
решетки (ВОБР)
Волоконно-оптические брэгговские решетки являются простейшими
чувствительными элементами волоконно-оптических датчиков, которые
могут быть сформированы оптическим способом в объеме волоконного
световода [1–3]. Это направление развития волоконно-оптических дат-
чиков является одной из наиболее динамично развивающихся областей
волоконно-оптической техники [4, 5]. ВОБР создаются за счет периоди-
ческого изменения показателя преломления сердцевины волокна, как
это показано на рис. 3.1.
При выполнении брэгговского резонансного условия ВОБР работают
как спектральные приборы. В случае ввода в волоконный световод ши-
рокополосного светового излучения назад от ВОБР отражается узкопо-
лосное излучение, длина волны которого λb удовлетворяет брэгговскому
резонансному условию [6]:
(3.1)
где Λ – период дифракционной решетки Брэгга; n – эффективный по-
казатель преломления материала сердцевины световода.
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
104
Таким образом, ВОБР работает как зеркало, которое отражает оптиче-
ское излучение с длиной волны λ = λb, а излучение, не удовлетворяющее
этому условию, продолжает свое распространение в первоначальном
направлении.
На рис. 3.2 приведены экспериментально измеренные спектры отра-
жения и пропускания для ВОБР длиной 4,4 мм, полученные для волокна
с диаметром сердцевины 2,6 мкм [6].
Λ
Сердцевина
Оболочка
n
z
z
λ
b
λ
b
λ
λ
λ
Спектр
на входе
Спектр
прошедшего
сигнала
Спектр
отраженного
сигнала
Сдвиг
частоты
∆
n
Рис. 3.1. Волоконно-оптическая брэгговская решетка
575 576 λ
b
577 λ, нм
Отраженное излучение
42 ГГц
Прошедшее излучение
Относительный уровень сигнала
0,5
1,0
Рис. 3.2. Спектры прошедшего и отраженного излучения для волоконной
брэгговской решетки длиной 4,4 мм
3.1. Волоконно-оптические брэгговские решетки (ВОБР) 105
Эффективность процесса отражения света от ВОБР зависит от глу-
бины модуляции показателя преломления материала сердцевины во-
локна (∆n/n) и длины решетки L. Результаты решения уравнения связи
для падающей и отраженной волн позволяют получить аналитическое
выражение для коэффициента отражения ВОБР на длине волны брэг-
говского резонанса [6]:
(3.2)
где η(V) ≅ 1 – 1/V2 (V ≥ 2,4) – функция, определяющая процент интенсив-
ности основной моды в сердцевине световода, V ≥ 2,4 – нормализованная
частота волоконного световода, ∆n – глубина модуляции показателя
преломления, L – длина ВОБР. Параметр kb = (π∆nη/λb) называют силой
решетки.
Ширина полосы отраженного светового сигнала, определяется вы-
ражением [127]
(3.3)
где s ~ 1 для «сильных» решеток (R ~ 1) и s ~ 0,5 для «слабых» решеток,
N – количество периодов решетки.
Как следует из (3.3), ввиду малости ∆n/n ширина полосы отраженно-
го светового сигнала определяется длиной решетки и может составлять
0,05…0,3 нм.
Запись ВОБР производится путем облучения специальных оптических
волокон с повышенной фоторефрактивностью оптическим излучением
на определенной длине волны. На данный момент существует большое
число методов записи брэгговских решеток. Наиболее распространенны-
ми и хорошо зарекомендовавшими себя методами изготовления ВОБР
является: голографический метод с экспонированием сердцевины во-
локонного световода через оболочку [6, 7] и метод фазовой маски [8].
В процессе формирования ВОБР голографическим методом
(рис. 3.3а) сердцевина волоконного световода освещается двумя интер-
ферирующими в ее объеме лучами ультрафиолетового излучения. По-
глощение излучения в светлых участках интерференционной картины
создает периодическую модуляцию показателя преломления сердцевины
волокна. Угол между интерферирующими лучами θ и длина волны за-
писывающего излучения λUV определяют период модуляции показателя
преломления в решетке:
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
106
Для типичных периодов решетки Λ= 0,5 мкм и при длине экспониру-
емого участка L = 5 мм такая дифракционная решетка будет содержать
более 104 периодов, что обеспечит высокую эффективность отражения
падающего излучения.
В случае использования фазовой маски (рис. 3.3б) для записи брэг-
говских дифракционных решеток в волоконных световодах ультрафиоле-
товое излучение пропускается через фазовую дифракционную решетку,
которая находится в непосредственном контакте с поверхностью во-
локна. Сформированные дифракционные порядки дифрагировавшего
ультрафиолетового излучения интерферируют в объеме волоконного
световода и формируют ВОБР. Главными достоинствами этого метода
являются относительная простота технологии изготовления решеток и
отсутствие необходимости использования источников когерентного из-
лучения. Запись ВОБР методом фазовой маски исключает возможность
изменения периода решетки, а как следствие, и длины волны брэггов-
ского резонанса. Недостатками данной методики являются сложность
изготовления и дороговизна подобных масок, а также отсутствие воз-
можности контроля указанных выше параметров.
Модуляция
показателя
преломления
Когерентное
УФизлучение
Интерферен
ционная
картина
Сердцевина
Λ
Λ
Сердцевина
Фазовая маска
Когерентное
УФизлучение
а)
б)
θ
Рис. 3.3. Запись волоконных брэгговских решеток голографическим
методом (а) и методом фазовой маски (б)
3.1. Волоконно-оптические брэгговские решетки (ВОБР) 107
На рис. 3.4 приведены результаты численного расчета эффективности
отражения основной моды волоконного световода ηR в зависимости от
длины брэгговской решетки, полученные для различной глубины мо-
дуляции показателя преломления [6]. Экспериментальные значения на
графике приведены для волоконных световодов с диаметром сердцеви-
ны 2,2 мкм (NA = 0,22) и диаметром сердцевины 2,61 мкм (NA = 0,17),
которым соответствуют эффективности отражения излучения 7% и 50%.
Амплитуда изменения показателя преломления сердцевины волокон-
ного световода зависит от времени экспозиции и обычно находится
в пределах от 10–4 до 10–3.
Использование мощных KrF – эксимерных лазеров – позволяет
значительно усовершенствовать метод записи брэгговских решеток
в волоконных световодах [9]. Такие решетки записываются в течение
одного лазерного импульса и могут непосредственно формироваться
в процессе вытяжки волоконного световода. Поэтому их называют одно-
импульсными решетками (ОИР). Метод ОИР обладает безусловными
преимуществами перед остальными методами, так как обеспечивает
увеличение скорости и масштабности изготовления брэгговских решеток
(если ранее изготовление решетки занимало несколько часов, то при
таком методе скорость изготовления решеток составляет нескольких
метров в секунду). В свою очередь эти преимущества уменьшают стои-
мость производства; упрощают процесс записи, так как запись идет на
чистом волокне, без нанесенного защитного покрытия, которое ранее
100
80
60
40
20
0
0 2 4 6 8 10
L, мм
η
R
, %
∆n/n
1
×
10
–
4
5
×
10
–
5
3
×
10
–
5
1
×
10
–
5
Рис. 3.4. Расчетные зависимости эффективности отражения излучения от
волоконной брэгговской решетки от ее длины, полученные для
различной глубины модуляции ∆n/n показателя преломления
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
108
требовалось снимать, и предоставляют возможность формирования це-
лой серии массивов решеток со ступенчато перестраиваемым периодом.
За 40 секунд можно записать на отрезке волокна длиной 10 см более 100
дифракционных решеток.
Помимо высокой технологичности изготовления, ОИР также об-
ладают высокой температурной стабильностью. Оптические свойства
ОИР остаются неизменными вплоть до температуры 800 °С, и решетки
полностью исчезают при разогреве световода до температуры 2000 °С.
К недостаткам ОИР относится характерная для них низкая эффектив-
ность дифракции ∼ 3%, что обусловлено неоптимальными условиями их
записи, поскольку, во избежание оптического разрушения материала,
плотность мощности записывающего лазерного излучения не может
превышать значения 2 Дж/ см2. Метод фазовой маски позволяет решить
указанную проблему за счет увеличения времени экспозиции. Посколь-
ку фазовая маска прижимается к поверхности волоконного световода,
оказывается возможным исключить влияние механических вибраций.
А это означает, что мощность записывающего излучения может со-
ставлять 100–200 мВт, а время экспозиции ∼ 20 мин. При выполнении
этих условий записи эффективность отражения ВОБР может достигать
значений до 16%.
Таким образом, волоконно-оптические брэгговские решетки явля-
ются спектральными приборами высокого разрешения. В связи с этим
любое возмущение состояния решетки вызывает изменение положения
брэгговского максимума в спектрах отраженной или прошедшей волн.
Это свойство ВОБР используется при создании волоконно-оптических
датчиков (ВОБР-датчиков). ВОБР-датчики способны выполнять абсо-
лютные измерения физических величин, результат которых не зависит
от флуктуаций мощности лазерного излучения в световоде, посколь-
ку измеряемым параметром является сдвиг брэгговского максимума
в спектре отражения или минимума в спектре пропускания. Еще одной
отличительной особенностью ВОБР-датчиков является возможность
размещения на одном световоде большого количества датчиков, каждый
из которых формирует отклик на своей длине волны. Это обстоятельство
является одним из важнейших преимуществ ВОБР.
Из (3.1) следует, что длина волны брэгговского резонанса
λb = 2Λn. (3.4)
Если внешнее воздействие приводит к деформации волоконного
световода, в котором записана ВОБР, то изменяется как период решетки,
3.1. Волоконно-оптические брэгговские решетки (ВОБР) 109
так и показатель преломления сердцевины световода. Как следует из
(3.4), оба эти процесса приводят к смещению положения брэгговского
резонанса в спектрах отражения или пропускания [10]:
(3.5)
где εl – деформация вдоль оси световода, εr – деформация в направле-
нии, перпендикулярном оси световода, n – показатель преломления
сердцевины световода, p11 и p12 – упругооптические коэффициенты
сердцевины световода.
Продольная и поперечная деформации связаны между собой через
коэффициент Пуассона µ материала световода:
Тогда из (3.5) можно получить выражение для относительного сме-
щения брэгговского максимума:
(3.6)
где pe = 0,78 – эффективный упругооптический коэффициент световода,
определяемый выражением (2.56). Тогда нормированная чувствитель-
ность ВОБР к деформации:
(3.7)
Таким образом, зависимость смещения брэгговского резонанса
от деформации световода носит линейный характер, как показано на
рис. 3.5 для ВОБР, сформированной под излучение с длиной волны
λb = 1,3 мкм [1]. Как видно из рис. 3.5, измерение относительной
деформации ∼ 103 µε требует обеспечения спектрального разрешения
∼ 1 нм. При длине решетки 1 см это соответствует деформации 10–5 м.
Для нормированной чувствительности ВОБР к температуре можно
получить выражение, аналогичное (3.7) [1]:
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
110
Рассмотрим чувствительность ВОБР к изотропной деформации, вы-
званной изменением давления ∆P. В этом случае [11]
(3.8)
где E – модуль Юнга световода.
Из (3.5) и (3.8) получаем выражение для нормированной чувствитель-
ности ВОБР к давлению:
(3.9)
Первое слагаемое в (3.9) соответствует смещению брэгговского
резонанса, вызванному изменением периода ВОБР под действием
продольной деформации. Второе слагаемое соответствует смещению
брэгговского резонанса, вызванному изменением показателя прелом-
ления сердцевины световода под действием продольной деформации
(упругооптический эффект). Как видно из (3.9), эти смещения имеют
противоположные знаки, что существенно снижает чувствительность
ВОБР к давлению.
При µ = 0,17; E = 7×1010 Н/м2; n = 1,456; p11 = 0,12; p12 = 0,27 теорети-
ческое значение нормированной чувствительности ВОБР к давлению
0 500 1000 1500 2000
Деформация, µ
ε
∆λ, нм
0,5
1,0
1,5
2,0
0
Рис. 3.5. Экспериментальная зависимость изменения положения брэг-
говского резонанса в спектре ВОБР от величины деформации
решетки при λb = 1,3 мкм
3.1. Волоконно-оптические брэгговские решетки (ВОБР) 111
(3.10)
Тогда для λb = 1,54 мкм чувствительность ВОБР к давлению составит
–4,36 пм/МПа.
Экспериментальное значение нормированной чувствительности
–1,98×10–6 МПа–1 было получено в 1993 г. [12].
Из (3.10) следует, что зависимость смещения брэгговского резонанса
от давления носит линейный характер, как показано на рис. 3.6 для ВОБР,
сформированной под излучение с длиной волны λb = 1,54 мкм [13]. Как
видно из рис. 3.6, в отсутствие давления λb = 1540,24 нм. С ростом дав-
ления брэгговский резонанс смещается в сторону более коротких длин
волн. Также можно сделать вывод о том, что чувствительность ВОБР
к давлению невелика и составляет величину порядка –5 пм/МПа.
0 10 20 30 40 50 60 70
Давление, МПа
λ
b
, нм
1539,75
1539,50
1540,25
1540,50
1540,00
Рис. 3.6. Экспериментальная зависимость сдвига брэгговского максиму-
ма в спектре отражения ВОБР от величины гидростатического
давления
Для увеличения чувствительности ВОБР к давлению разрабатывают
чувствительные элементы специальной конструкции. Так, закрепление
ВОБР в сферическом стеклянном корпусе позволяет повысить норми-
рованную чувствительность до –21,2×10–6 МПа–1 [14].
Другой способ состоит в применении полимерных покрытий. Модуль
Юнга полимера может быть на несколько порядков меньше модуля
Юнга ВОБР, в результате деформация ВОБР, покрытой слоем полимера,
оказывается намного больше деформации обычной ВОБР без покрытия.
Удобным материалом для покрытий является поликарбонат с модулем
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
112
Юнга E = 108 Н/м2 и коэффициентом Пуассона µ = 0,23. Размещение
ВОБР в параллелепипеде из поликарбоната (10×15×50 мм) обеспечивает
увеличение чувствительности к давлению до –62,5×10–6 МПа–1 [15].
Применение полимера с модулем Юнга E = 9×106 Н/м2 и коэффи-
циентом Пуассона µ = 0,49 позволяет обеспечить чувствительность
–1,1×10–3 МПа–1 [16].
Применение конструкции чувствительного элемента, представленной
на рис. 3.7, позволяет изолировать световод от поперечных деформаций,
что в сочетании с полимерным покрытием позволяет увеличить норми-
рованную чувствительность до –3,41×10–3 МПа–1 для полимера с модулем
Юнга 1,9×108 Н/м2 [17].
P
ВОБР
Полимер
Световод
Алюминиевый цилиндр
Рис. 3.7. Чувствительный элемент ВОБР-датчика давления с защитой от
поперечных деформаций
С использованием чувствительного элемента особой конструкции
можно получить В результате с ростом давления длина волны
брэгговского резонанса растет. Такой ЧЭ представлен на рис. 3.8 [18].
В рассматриваемом чувствительном элементе ВОБР заключена в ме-
таллический цилиндр, наполовину заполненный полимером (силикон),
конец которого прикреплен к центру круглой пластины, прикреплен-
ной к поверхности полимера. Другой конец ВОБР через отверстие
приклеивается к левому концу цилиндра. Модуль Юнга полимера на
четыре порядка ниже, чем у ВОБР. Цилиндр имеет два отверстия на
противоположных сторонах стенок области, заполненной полимером.
Под действием давления полимер деформируется в направлении оси
волоконного световода, что приводит только к аксиальной деформации
ВОБР.
Нормированная чувствительность к давлению такого датчика опре-
деляется выражением:
3.1. Волоконно-оптические брэгговские решетки (ВОБР) 113
где pe определяется (2.56), A – площадь круглой пластины, µ – коэффи-
циент Пуассона полимера, LВОБР – длина ВОБР, Lпол – длина полимера,
a – площадь поперечного сечения ВОБР.
При модуле Юнга полимера 1,8×106 Н/м2 нормированная чувстви-
тельность датчика к давлению составляет 2,15×10–2 МПа–1. Дальнейшее
совершенствование конструкции описанного чувствительного элемента
позволило увеличить чувствительность до 2,6×10–2 МПа–1 [19].
Применение волоконно-оптических брэгговских решеток с фазовым
сдвигом обеспечивает повышение чувствительности гидрофонов на
основе ВОБР до 20 дБ [20]. Отличие ВОБР с фазовым сдвигом от стан-
дартной решетки заключается в том, что для стандартной ВОБР излуче-
ния, отраженные от граней решетки, находятся в фазе на длине волны
брэгговского резонанса. В случае с ВОБР с ϖ-сдвигом решетка условно
разделяется на две части, суммарные излучения от которых находятся
в противофазе между собой, в результате чего в спектре пропускания на
длине волны брэгговского резонанса возникает узкая область пропуска-
ния, порядка нескольких десятков, иногда единиц пикометров (рис 3.9).
Формирование ВОБР с фазовым сдвигом может осуществляться не-
сколькими способами.
Жесткое закрепление Круглая пластина
Световод Полимер ВОБР
Отверстие
Рис. 3.8. Чувствительный элемент ВОБР-датчика давления с положи-
тельной нормированной чувствительностью
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
114
1. Метод фазовой маски, аналогичный методу создания обычных
ВОБР, в котором применяется фазовая маска с заранее сформиро-
ванным фазовым сдвигом [21]. Таким образом, наведение фазового
сдвига происходит на этапе записи всей структуры.
2. Метод перекрытия брэгговских решеток [22]. Суть метода заклю-
чается в том, что после записи первой ВОБР осуществляется сдвиг
оптического волокна на расстояние, равное длине решетки без
одного периода, и далее происходит запись второй решетки Брэгга
так, что первый период второй ВОБР совпадает с последним пери-
одом первой ВОБР. Результатом является решетка Брэгга, в центре
которой один период имеет повышенный показатель преломления,
что обуславливает возникновение фазового сдвига в описанной
структуре. Несмотря на то что данная методика позволяет до-
статочно точно вносить сдвиг фаз π, ее недостаток заключается
в использовании высокоточных трансляторов и дополнительной
системы контроля положения волокна с помощью интерферометра
Майкельсона.
1,0
0,5
0
Пропускание
1549,95 1550,00 1550,05 1550,10 1550,15 1550,20
Длина волны, нм
б)
A
1,0
0,5
0
Пропускание
1549,95 1550,00 1550,05 1550,10 1550,15 1550,20
Длина волны, нм
а)
A
Рис. 3.9. Спектры пропускания обычной ВОБР (а) и ВОБР с π-сдвигом (б).
A – положение рабочей точки
3.1. Волоконно-оптические брэгговские решетки (ВОБР) 115
3. Метод записи ВОБР с использованием луча, сканирующего фа-
зовую маску, при котором в момент позиционирования луча в об-
ласти формирования фазового сдвига осуществляется смещение
световода (или фазовой маски) на соответствующую долю периода
ВОБР [23]. Этот метод предполагает применение линейного транс-
лятора, обладающего пикометровой точностью.
4. Метод ультрафиолетовой постобработки узкой области в центре
сформированной ВОБР [24]. Метод заключается в том, что облу-
чение волокна ультрафиолетовыми лучами создает относительно
узкую область с повышенным показателем преломления, что
вносит разность фаз между решетками, разделенными указан-
ной областью. Недостаток данного способа заключается в не-
обходимости точного определения центра ВОБР. Кроме того,
постобработка приводит к частичному затиранию решетки, что
негативным образом сказывается на ее дифракционной эффек-
тивности.
5. Метод формирования фазового сдвига с помощью воздействия
электрической дуги сварочного аппарата в центре сформирован-
ной ВОБР [25]. В основе данной методики лежит изменение гео-
метрических параметров оптического волокна под воздействием
электрической дуги, влекущее за собой внесение фазового сдвига.
Недостатки данного способа заключаются, во-первых, в необхо-
димости воздействия электрической дугой ровно в центре сформи-
рованной решетки Брэгга, во-вторых, в меньшей дифракционной
эффективности такой структуры после воздействия электрической
дуги по сравнению с первоначально сформированной стандарт-
ной ВБР.
6. Метод формирования фазового сдвига с помощью воздействия
электрической дуги сварочного аппарата в центре расстояния
между двумя идентичными ВОБР до получения спектрального от-
клика решетки, свидетельствующего о возникновении ϖ-сдвига.
Расстояние между записанными решетками не должно превы-
шать длину временной когерентности отраженных от решеток
излучений. В случае невыполнения данного условия излучения,
отраженные от первой и от второй решеток, не будут интерфе-
рировать между собой, что приведет к отсутствию области про-
пускания в полосе отражения сформированной дифракционной
структуры.
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
116
3.2. Детектирование выходных сигналов
датчиков с чувствительным элементом
на основе ВОБР
Разработка методов и оборудования, обеспечивающих возможность
измерения малых изменений положения брэгговских пиков с высокой
точностью, определяет практическое применение ВОБР-датчиков [26].
Обобщенная схема построения ВОБР-датчика представлена на
рис. 3.10 [4].
ВОБР
Регистратор
Источник
оптического
излучения
Регистратор
Р
Рис. 3.10. Обобщенная схема датчика на основе волоконно-оптической
брэгговской решетки. Р – волоконно-оптический разветвитель
В зависимости от способа регистрации сдвига брэгговского резонанса
для освещения ВОБР применяется либо узкополосный, либо широко-
полосный источник оптического излучения. Чаще всего в таком датчике
применяется регистрация отраженного излучения, так как в этом случае и
излучающая, и регистрирующая аппаратура легко объединяется в единый
блок, а чувствительный элемент соединяется с ним одним волоконным
световодом. При регистрации отраженного излучения вместо волоконно-
оптического разветвителя предпочтительнее использовать циркулятор.
3.2.1. Прямые методы детектирования сигналов
ВОБР-датчиков
Простейший (прямой спектроскопический) способ регистрации вы-
ходных сигналов ВОБР-датчиков состоит в применении широкопо-
лосного источника оптического излучения и оптического анализатора
спектра (рис. 3.11). Коммерчески доступные анализаторы обладают
разрешением до 1 пм, что согласно (3.7) при длине волны излучения
1550 нм соответствует продольной деформации ВОБР равной 0,85 µε.
Однако практическое применение таких приборов ограничено в силу
их высокой стоимости.
3.2. Детектирование выходных сигналов датчиков с чувствительным
элементом на основе ВОБР
117
Известны другие прямые спектроскопические методы измерения
величин воздействий на ВОБР-датчики. Один из методов основан на
использовании обычных дисперсионных элементов (линейные дифрак-
ционные решетки, призмы и др.) в комбинации с линейками фотодиодов
или приборов с зарядовой связью. Другой метод состоит в использовании
Фурье-анализа отраженного оптического сигнала.
Схема обработки сигнала с использованием дифракционной решетки
показана на рис. 3.12 [27]. Отраженный оптический сигнал излучается
из волокна и попадает на дифракционную решетку, которая разлагает
его в спектр.
Разнесенные по пространству спектральные компоненты регистри-
руются линейкой фотоприемников. Каждая точка на данной линейке
соответствует определенному значению сдвига максимума отражения
в спектре ВОБР-датчика. Поэтому изменения в спектре отражения легко
могут быть зафиксированы. Разрешение такой измерительной системы
достигает 1 µε/Гц1/2.
Измерительная схема, использующя Фурье-анализ отраженного
оптического сигнала, представлена на рис. 3.13 [28]. В данном методе
регистрации отраженное от ВОБР-датчика излучение вводится в интерфе-
рометр Майкельсона, одно из зеркал которого сканируется, для создания
дополнительной разности хода между интерферирующими волнами.
ШИ
Оптический
анализатор
спектра
Циркулятор
ВОБР
Рис. 3.11. Регистрация выходного сигнала ВОБР-датчика с использова-
нием оптического анализатора спектра
Линза
ПЗС
линейка
Дифракционная
решетка
Световод от ВОБР
Рис. 3.12. Дифракционно-решетчатый спектральный фильтр
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
118
Когда в результате сканирования зеркала разность хода между пле-
чами интерферометра оказывается равной нулю, на выходе измеритель-
ной схемы наблюдается сигнал биений. Деформация ВОБР-датчика
вызывает модуляцию соответствующей частоты биений, что позволяет
осуществлять измерение соответствующего воздействия на датчик. Такая
измерительная схема может быть выполнена полностью на компонентах
элементной базы волоконной оптики, что позволяет существенно рас-
ширить область применения спектральных измерительных устройств.
Разрешение данной схемы может составлять 12 µε.
3.2.2. Детектирование сигналов ВОБР-датчиков методами
фильтрации
Простейшей системой, позволяющей выделить сигнал, отраженный от
ВОБР, является полосовой оптический фильтр. Схема метода детекти-
рования с применением такого фильтра показана на рис. 3.14 [29].
Источником излучения, направляемого на ВОБР, является светодиод
с центральной длиной волны 830 нм и шириной спектра излучения 15 нм.
Отраженное от ВОБР излучение делится разветвителем на два, одно на-
правляется непосредственно на фотоприемник, другое проходит через
полосовой фильтр, после чего направляется на другой фотоприемник.
Полоса пропускания фильтра 815…830 нм, максимум пропускания 0,5
соответствует длине волны 828 нм. В результате на выходе аналогового
делителя формируется электрический сигнал, величина которого про-
порциональна отношению интенсивностей излучения прошедшего через
фильтр и опорного IF/IR. Функция пропускания фильтра подбирается
ВОБР
Анализатор
ШИ
Сканирующий
интерферометр
Майкельсона
Г
Циркулятор
Рис. 3.13. Схема Фурье-спектрометра для обработки сигналов ВОБР-
датчиков. ШИ – широкополосный источник оптического
излучения, Г – генератор
3.2. Детектирование выходных сигналов датчиков с чувствительным
элементом на основе ВОБР
119
таким образом, чтобы зависимость выходного сигнала от деформации
ВОБР была линейной. Соответствующая зависимость представлена на
рис. 3.15 для диапазона деформаций от –5500 µε до 5500 µε.
Ограничение чувствительности такого метода измерений обуслов-
лено двумя главными причинами: механической нестабильностью
оптической схемы, включающей в свой состав объемные элементы, а
также нестабильностью работы широкополосного источника излучения.
ВОБР
ШИ I
ФП
ФП
Выход
I
F
I
R
I
F
/I
R
Фильтр
F(λ) = A(λ
–
λ
0
)
Р Д
÷
Циркулятор
Рис. 3.14. Схема детектирования сигналов ВОБР-датчика с использова-
нием полосового спектрального фильтра. ШИ – широкополос-
ный источник оптического излучения, ФП – фотоприемник,
Д – аналоговый делитель
–
6000
–
4000
–
2000 0 2000 4000 6000
Деформация,
µ
ε
0,52
0,56
0,64
0,48
0,60
I
F
/I
R
Рис. 3.15. Зависимость выходного сигнала в схеме обработки сигналов
ВОБР-датчика с использованием полосового спектрального
фильтра
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
120
Экспериментально достигнутое разрешение для данного метода измере-
ний составляет величину порядка 375 µε. Улучшить разрешение до 5 µε
можно за счет применения WDM-фильтра [30]. Преимуществом данного
метода является его простота и возможность регистрации динамических
деформаций.
Другим методом обработки спектров является способ, основанный
на использовании управляемых спектральных фильтров, функцию ко-
торых могут выполнять перестраиваемые акусто-оптические фильтры,
фильтры на перестраиваемых брэгговских решетках и перестраиваемые
интерферометры Фабри – Перо.
На рис. 3.16 приведена схема обработки сигналов ВОБР-датчиков с ис-
пользованием перестраиваемого акустооптического фильтра [31]. Пре-
имуществом данной схемы является большой динамический диапазон.
ВОБР
ШИ ПАОФ ФП
Синхронный
усилитель
Управляемый
генератор У
Генератор
сигналов
ω
0
Рис. 3.16. Схема обработки сигналов ВОБР-датчиков с использованием
акустооптического фильтра. ШИ – широкополосный источник
оптического излучения, АОФ – перестраиваемый акустоопти-
ческий фильтр, У – усилитель, ФП – фотоприемник
Оптическое излучение от широкополосного источника через ВОБР-
датчик и перестраиваемый акустооптический фильтр (ПАОФ) направ-
ляется на фотоприемник. Частота пропускания ПАОФ является функ-
цией частоты ω0 сигнала управляемого генератора [32]. Обратная связь,
формируемая с использованием синхронного усилителя, обеспечивает
постоянную настройку ПАОФ на длину волны брэгговского резонанса λb.
Таким образом, при изменении λb при внешнем воздействии на ВОБР-
датчик изменяется частота ω0, значение которой является выходным
сигналом системы обработки.
3.2. Детектирование выходных сигналов датчиков с чувствительным
элементом на основе ВОБР
121
Чувствительность описанной системы к аксиальной деформации
световода с ВОБР составляет –0,098 кГц/µε. При регистрации давления
на световод это соответствует чувствительности 0,26 кГц/МПа.
На рис. 3.17 приведена схема обработки сигналов ВОБР-датчиков с ис-
пользованием волоконного брэгговского перестраиваемого фильтра [33].
Излучение от широкополосного источника направляется на от-
ражающую брэгговскую волоконную решетку датчика, после чего от-
раженное излучение поступает на приемную ВОБР, закрепленную на
пьезокерамике. Подача напряжения на пьезокерамику деформирует
приемную ВОБР и тем самым изменяет период дифракционной решет-
ки. Если первоначально обе ВОБР были идентичными, то перестройка
периода приемной ВОБР позволяет прописать спектр отраженного от
ВОБР-датчика светового сигнала. Разрешение, достигнутое в данном
методе измерений, для статического удлинения составило 4 µε, а для
динамического удлинения 64 µε/Гц1/2.
Применение интерферометрических перестраиваемых фильтров
обеспечивает возможность достижения пороговой чувствительности
порядка 10–4 Па [34]. На рис. 3.18 приведена схема обработки сигналов
ВОБР-датчиков с использованием фильтра на основе перестраиваемого
интерферометра Фабри – Перо [35, 36]. Такая область применения интер-
ферометров Фабри – Перо обусловлена их высокой чувствительностью
к изменениям длины волны излучения. В данном устройстве отражен-
ное от ВОБР излучение распространяется через фильтр Фабри – Перо,
который пропускает только узкую полосу спектра.
ВОБР
ФП
Перестраиваемая
ВОБР
ШИ
Выход
Сканирующий
сервопривод
Рис. 3.17. Схема обработки сигналов ВОБР-датчиков с использова-
нием волоконного брэгговского перестраиваемого фильтра.
ШИ – широкополосный источник оптического излучения,
ФП – фотоприемник
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
122
Положение максимума пропускания фильтра зависит от расстояния
между зеркалами интерферометра. Закрепление одного из зеркал интер-
ферометра на пьезокерамике позволяет управлять спектральным про-
пусканием фильтра за счет изменения взаимного положения зеркал при
подаче напряжения на пьезокерамику. Подавая на фильтр переменное
напряжение с частотой ω, можно просканировать спектр отраженного
ВОБР
ШИ
Выход
ПИФП
ФП
Интегратор
ФНЧ
ω
0 200 400 600 800
Деформация,
µε
0,2
0,4
0,0
0,6
0,2
∆
λ
B
,
нм
0,4
0,6
0,8
U
FFP
,
В
Рис. 3.18. Схема обработки сигналов ВОБР-датчиков при помощи спек-
трального фильтра на основе перестраиваемого интерфероме-
тра Фабри – Перо (ПИФП)
Рис. 3.19. Зависимость выходного сигнала и смещения положения
брэгговского максимума от деформации ВОБР в схеме со
спектральным фильтром на основе перестраиваемого интер-
ферометра Фабри – Перо
3.2. Детектирование выходных сигналов датчиков с чувствительным
элементом на основе ВОБР
123
от ВОБР излучения и тем самым произвести измерение положения его
максимума в единицах электрического напряжения, подаваемого на
фильтр при настройке на максимум пропускания (рис. 3.19).
Как показали результаты исследований, такой метод измерений
обеспечивает разрешающую способность при продольной деформации
ВОБР 0,3 µε.
3.2.3. Интерферометрическое детектирование сигналов
ВОБР-датчиков
Перестраиваемые спектральные фильтры не обладают достаточным
быстродействием для работы в динамическом режиме. В быстродей-
ствующих измерительных системах на основе ВОБР-датчиков пред-
почтительнее использовать интерферометрическое детектирование
сигналов, обеспечивающее больший динамический диапазон и более
высокое разрешение (табл. 3.1) [37]. В данном методе детектирования
в качестве спектрального фильтра используется разбалансированный
интерферометр Маха – Цендера (рис. 3.20) [38].
Таблица 3.1. Характеристики различных методов детектирования сигналов ВОБР
Разрешение
×
10–9
ε
/Гц1/2
Динами-
ческий
диапазон,
дБ
Частотный
диапазон,
Гц
Количество
ВОБР
на одном
световоде
Перестраиваемый
фильтр на ИФП 100 94 0–360 16
Интерферометри-
ческое детектиро-
вание
5–10 108 1–40 000 4–8
Излучение, отраженное от ВОБР-датчика, пропускается через такой
разбалансированный интерферометр. В результате две волны сигналь-
ного и опорного плеч интерферометра приобретают по отношению друг
к другу разность фаз
где ∆Lи – разность длин плеч интерферометра, n – показатель прелом-
ления сердцевины световода.
Интенсивность излучения на выходе интерферометра определяется
выражением
(3.11)
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
124
где A – константа, определяемая мощностью излучения лазера и коэффи-
циентом отражения ВОБР, ϕ0 – фазовая компонента, определяемая по-
ложением рабочей точки интерферометра, k – видность интерферометра.
Изменение спектра отраженного сигнала ∆λ при внешнем воздей-
ствии на ВОБР-датчик вызовет дополнительное изменение разности фаз:
(3.12)
Важным условием настройки разбалансированного интерферометра
является выполнение условия, чтобы оптическая разность хода в плечах
интерферометра не превышала эффективной длины когерентности от-
раженного от ВОБР-датчика излучения (1 см для длины решетки 1 см).
Обратная связь используется для стабилизации положения рабочей
точки интерферометра. Если удерживать интерферометр в квадратурном
режиме, то интерферометрическое детектирование позволяет обеспечить
высокую чувствительность к малым изменениям в перестройке спектра
отраженного сигнала. Разрешающая способность представленной схе-
мы детектирования достигает 0,6×10–3 µε/Гц1/2 на частотах выше 100 Гц.
Ее недостатком является невозможность работы в квазистатическом
режиме, так как система активной стабилизации положения рабочей
точки интерферометра подстраивается под низкочастотные сигналы.
Для работы в квазистатическом режиме применяют другие методы де-
тектирования, устойчивые к дрейфу рабочей точки интерферометра, что
вносит дополнительные шумы и снижает точность измерений.
Обратная
связь
Выход
сos(ϕ)
ВОБР
Источник
излучения
ФП
ФП
Неравноплечий
ИМЦ
Циркулятор
Рис. 3.20. Интерферометрическое детектирование сигналов ВОБР-
датчиков с использованием неравноплечего интерферометра
Маха – Цендера (ИМЦ)
3.2. Детектирование выходных сигналов датчиков с чувствительным
элементом на основе ВОБР
125
В работе [39] представлен метод интерферометрического детектиро-
вания сигнала ВОБР, который позволяет работать в квазистатическом
режиме. Схема детектирования представлена на рис. 3.21.
Для повышения стабильности работы измерительной системы в нее
добавляется изолированная от регистрируемой физической величины
опорная ВОБР, полностью идентичная ВОБР-датчика.
Излучение широкополосного источника направляется в разбалан-
сированный интерферометр Маха – Цендера, содержащий фазовый
модулятор. Интерферометрический сигнал с выхода интерферометра
направляется в опорную ВОБР и ВОБР-датчика. Отраженное излучение
регистрируется фотоприемниками, на выходе которых формируются
следующие сигналы
(3.13)
где ϕs,r = 2πνδ/λs,r, As и Ar определяются параметрами ВОБР и источника
излучения, k – видность интерференционных сигналов, λs и λr – длина
волны излучения, отраженного от ВОБР датчика и опорной ВОБР со-
ответственно, d – разность длин плеч интерферометра, n – показатель
преломления световода интерферометра, Ψ(t) – медленное изменение
ШИ
ФП
ПФ
ФП
ВОБР
Деформация
Изолированная
ВОБР
Фазометр
cos(
ω
t + Ψ
+ ϕ
r
(
λ
r
))
cos(
ω
t + Ψ
+ ϕ
s
(
λ
s
))
ϕ
s
(
λ
s
) – ϕ
r
(
λ
r
)
ФМ
ω
ПФ
Циркулятор
Циркулятор
Рис. 3.21. Интерферометрическое детектирование сигналов ВОБР-
датчиков для работы в квазистатическом режиме. ПФ – поло-
совой фильтр, ШИ – широкополосный источник оптического
излучения, ФП – фотоприемник
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
126
фазы, вызванное влиянием окружающей среды (дрейф рабочей точки
интерферометра).
Изменение длины волны λ s, вызванное деформацией ВОБР-датчика,
приводит к соответствующему изменению фазы ϕs, в соответствии
с (3.12). Электронная часть системы регистрирует разность фаз сигналов
(3.13) с использованием псевдогетеродинного метода (см. разд. 2.2.4).
Для этого на фазовый модулятор интерферометра подается пилоо-
бразный сигнал частотой 300 Гц и амплитудой, обеспечивающей из-
менение разности фаз на 2π. После прохождения полосовых фильтров,
настроенных на частоту модуляции интерферометра ω, формируются
сигналы
каждый из которых представляет собой несущую, промодулированную
по фазе. Далее на фазовом детекторе выделяется разность этих фаз.
В результате случайное изменение фазы ψ(t) исключается из выходного
сигнала. Разрешающая способность описанного метода детектирования
сигналов ВОБР-датчиков составляет 6×10–9 ε/Гц1/2 на частоте 1 Гц. Дан-
ный метод получил распространение в распределенных измерительных
системах на основе ВОБР-датчиков.
Интерферометрическое детектирование сигналов ВОБР-датчиков
может быть реализовано с использованием разбалансированного интер-
ферометра Маха – Цендера с разветвителем 3×3 (рис. 3.22) [40].
Как было показано в разд. 2.2.3, сигналы на выходах фотоприемников
определяются выражениями (2.25):
Восстановление изменения разности фаз ϕs, вызванного деформацией
ВОБР, осуществляется в соответствии с выражением
3.2. Детектирование выходных сигналов датчиков с чувствительным
элементом на основе ВОБР
127
где a2 = C2/C1; a3 = C3/C1.
Разрешающая способность описанного метода детектирования сиг-
налов ВОБР-датчиков составляет 10×10–9 ε/Гц1/2 на частотах выше 200 Гц.
Теоретически интерферометрическое детектирование позволяет до-
стичь разрешающей способности 35×10–12 ε/Гц1/2 [1].
3.2.4. Детектирование сигналов ВОБР-датчиков
с применением узкополосных источников
оптического излучения
К недостаткам ВОБР-датчиков на основе широкополосных источников
оптического излучения следует отнести необходимость применения
сложной и дорогостоящей спектральной аппаратуры для регистрации
сигналов. Применение такой аппаратуры окупается только при создании
протяженных ВОД, имеющих в своем составе сотни датчиков. Поэто-
му при построении одиночных гидрофонов для регистрации давления
часто применяется другой подход, при котором на ВОБР направляется
излучение узкополосного источника (лазера), длина волны которого
настроена на резонансную частоту ВОБР (рис. 3.23). В этом случае при
смещении резонансной частоты наблюдается изменение интенсивности
отраженного или прошедшего излучения.
Узкополосным источником оптического излучения является ла-
зер, к которому предъявляются высокие требования по стабильности
длины волны. Поэтому в таких системах применяются специальные
частотно-стабилизированные лазеры (frequency-locked laser) [41].
ВОБР
Источник
излучения
3
×
3
ФП
ФП
ФП
Обработка
сигналов
U
1
U
2
U
3
Рис. 3.22. Интерферометрическое детектирование сигналов ВОБР-
датчиков с использованием интерферометра Маха – Цендера
с разветвителем 3×3
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
128
Стабилизация длины волны излучения лазера позволяет ВОБР-датчику
работать как в динамическом, так и в квазистатическом режиме. По-
роговая чувствительность ВОБР-датчика в квазистатическом режиме
составляет 1,2×10–9 ε/Гц1/2 на частоте 1,5 Гц [42].
Если первоначально длина волны излучения λизл, направляемого на
ВОБР, равна длине волны брэгговского резонанса λb, то коэффициент
отражения ВОБР будет максимальным, а коэффициент пропуска-
ния – минимальным. При изменении давления λb будет смещаться,
коэффициент отражения ВОБР будет уменьшаться, а коэффициент
пропускания – увеличиваться. Зависимость коэффициента отраже-
ния ВОБР от разности длин волн (λb – λизл) определяется выражени-
ями [43]
,
где L – длина ВОБР, ∆n – амплитуда моду-
ляции показателя преломления сердцевины световода.
Аналогично можно рассчитать коэффициент пропускания: T = 1–R.
Если ВОБР-датчик предназначен для работы только в динамическом
режиме, то стабилизация длины волны излучения лазера λизл не требуется,
так как в этом случае достаточно удерживать ee на середине линейно-
го участка спектра отражения ВОБР за счет ее подстройки (рис. 3.24).
ФП
Лазер
Циркулятор
ВОБР
Выход
Рис. 3.23. Регистрация выходного сигнала ВОБР-датчика с использо-
ванием узкополосного источника оптического излучения.
ФП – фотоприемник, ВОБР – ВОБР-датчик
3.2. Детектирование выходных сигналов датчиков с чувствительным
элементом на основе ВОБР
129
Такой подход обеспечивает разрешение 45×10–12 ε/Гц1/2 на частоте 3 кГц
при динамическом диапазоне 110 дБ [44]. С появлением DFB-лазеров,
обладающих сверхузкой шириной спектра излучения, реализовать под-
стройку длины волны излучения стало относительно просто. С этой
целью используется цепь обратной связи, управляющая элементом
Пельтье, который контролирует температуру лазера [45]. При изменении
температуры DFB-лазера от 5 до 40 °С диапазон перестройки длины
волны излучения составляет 4 нм.
Недостатком применения частотно стабилизированных лазеров
с ВОБР-датчиками является ограниченный динамический диапазон
системы автоподстройки длины волны излучения лазера.
Альтернативный подход в применении лазеров для регистрации сиг-
налов ВОБР-датчиков основан на модуляции длины волны излучения
лазера на радиочастоте (radio-frequency modulation of laser wavelength
(LRFM)). Данный метод регистрации спектров поглощения применяется
в спектроскопии с модуляцией длины волны [46–49]. Взаимодействие
модулированного лазерного излучения с решеткой Брэгга формирует
сигнал биений, который позволяет отслеживать любые сдвиги длины
волны брэгговского резонанса ВОБР.
Схема метода регистрации выходных сигналов ВОБР-датчиков на
основе модуляции длины волны лазера представлена на рис. 3.25 [50].
В качестве источника излучения применяется DFB-лазер мощно-
стью 20 мВт, длиной волны излучения 1560,6 нм и шириной линии из-
лучения 5 МГц. Его излучение направляется на ВОБР (λb = 1560,78 нм).
Длина волны излучения лазера модулируется с частотой ω0 = 2,2 ГГц
путем модуляции тока накачки его драйвера. Это приводит к возник-
новению пары боковых частот на расстоянии ω0 от частоты несущей.
1,0
0,5
0
λ
b
λ
изл
Длина волны
A
Линейный
участок
Излучение
DFBлазера
Коэф. отражения
ВОБРдатчика
Рис. 3.24. Выбор рабочей точки ВОБР-датчика при использовании в ка-
честве источника излучения узкополосного DFB-лазера
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
130
Выбор частоты модуляции основан на компромиссе между высокой
чувствительностью и разумными требованиями к регистрирующей
электронике.
Отраженное от ВОБР излучение регистрируется фотоприемником
с шириной полосы 5 ГГц и затем усиливается усилителем (fверх = 2,4 ГГц).
Демодуляция на частоте ω0 выполняется двойным балансным смесите-
лем, который формирует на выходе постоянное напряжение, пропор-
циональное амплитуде биений, возникающих при наложении сигналов
несущей и двух ее боковых частот, начальные фазы которых отличаются
на 180°. Если длина волны излучения лазера совпадает с длиной волны
брэгговского резонанса ВОБР, то сигнал биений равен нулю. При скани-
ровании длины волны излучения лазера по линейному закону наблюдает-
ся линейная зависимость выходного сигнала смесителя от длины волны
(рис. 3.26). Отсюда следует, что при смещении длины волны брэгговского
резонанса, возникающем при деформации ВОБР, произойдет изменение
выходного сигнала смесителя по линейному закону. Таким образом, вы-
ходной сигнал смесителя содержит информацию о деформации ВОБР.
При этом флуктуации интенсивности излучения лазера практически не
влияют на выходной сигнал смесителя.
Так как интенсивность излучения на фотоприемнике всегда имеет вы-
сокий уровень, шумы фотоприемника не оказывают влияние на уровень
шумов измерительной системы, что повышает пороговую чувствитель-
ность, которая составляет 150×10–9 ε/Гц1/2 на частоте 2 Гц (квазистатиче-
ский режим) и от 1,6×10–9 ε/Гц1/2 на частоте 1 кГц (динамический режим).
Перспективным подходом сканирования спектра отражения ВОБР-
датчиков является применение в качестве узкополосного источника
оптического излучения перестраиваемого волоконного лазера. При-
ВОБР
DFBлазер
Циркулятор
Генератор
ω
0
ФП ПК
ω
0
Смеситель
У
Рис. 3.25. Схема метода регистрации выходных сигналов ВОБР-датчиков
на основе модуляции длины волны лазера. ВОБР – ВОБР-
датчик, ФП – фотоприемник, У – усилитель, ПК – персо-
нальный компьютер
3.2. Детектирование выходных сигналов датчиков с чувствительным
элементом на основе ВОБР
131
менение перестраиваемого DBR-лазера позволяет достичь разрешения
2,3 пм [51]. Основное преимущество данного метода – возможность
обеспечить высокое разрешение измерений при потенциально низкой
стоимости устройства. Оптимальным в качестве перестраиваемого
источника излучения является использование эрбиевых волоконных
лазеров, обладающих такими преимуществами, как широкий диапазон
перестройки, генерация в области 1,55 мкм, соответствующей минимуму
потерь в оптоволокне, отсутствие юстировок и доступная диодная на-
качка [52, 53].
0 5 10 15 20
Сканирование длины волны лазера, ГГц
0,06
0,04
0,02
0,00
–
0,02
–
0,04
–
0,06
LRFM сигнал, В
Рис. 3.26. Выходной сигнал смесителя при сканировании длины волны
излучения лазера по линейному закону
Известно множество различных схем резонаторов перестраиваемых
эрбиевых волоконных лазеров, среди которых можно выделить три,
обеспечивающие наилучшие выходные характеристики [52, 53]: лазер
с линейным резонатором (рис. 3.27а), лазер с кольцевым резонатором
(рис. 3.27б), лазер с кольцевым резонатором и циркулятором (рис. 3.27в).
Как показали результаты исследований, представленных в [52, 53],
в схеме с линейным резонатором, образованным перестраиваемой ВОБР
и зеркалом на основе волоконного ответвителя с коэффициентом от-
ражения 0,5, достигается наибольшая мощность, однако флуктуации
мощности и длины волны генерации оказались неудовлетворительными.
Использование кольцевого резонатора приводит к снижению мощно-
сти, но позволяет обеспечить меньшие флуктуации мощности и длины
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
132
волны излучения. Наилучшая стабильность за счет однонаправленно-
го режима генерации и отсечения брэгговской решеткой усиленного
спонтанного излучения достигается в схеме с кольцевым резонатором
и циркулятором. Cтабильность мощности <δP>/P = 0,005, стабильность
длины волны генерации <δλ> = 0,001 нм, ширина линии излучения
0,014 нм. Выходная мощность данного лазера оказалась наименьшей
из сравниваемых, что объясняется наличием дополнительных потерь
~ 1 дБ, вносимых циркулятором. Поскольку стабильность длины волны
и мощности излучения лазера наиболее сильно влияют на погрешность
при регистрации сигналов ВОБР-датчиков, предпочтение следует отдать
схеме с кольцевым резонатором и циркулятором. Применение пере-
страиваемой ВОБР позволяет изменять длину волны излучения такого
лазера в диапазоне 1537…1582 нм с шагом 4 пм.
ЛН
WDM
Эрбиевый световод
Выход
ПВОБР
Р
а) ЛН
WDM
Эрбиевый световод
б)
ПВОБР
Р
WDM
Р
Выход
Выход
в)
ЛН
Эрбиевый световод
Ц ПВОБР
Рис. 3.27. Схема перестраиваемого эрбиевого волоконного лазера
с линейным резонатором (а), с кольцевым резонатором (б),
с кольцевым резонатором и циркулятором (в). ЛН – лазер
накачки, ПВОБР – перестраиваемая волоконно-оптическая
брэгговская решетка, Р – волоконно-оптический разветвитель,
WDM – WDM-мультиплексор, Ц – циркулятор
3.2.5. Разделение температурных и деформационных
эффектов в ВОБР-датчиках
Как и двухплечевые интерферометры, волоконно-оптические решетки
Брэгга подвержены влиянию изменений температуры окружающей сре-
ды. Один из путей решения данной проблемы состоит в использовании
3.2. Детектирование выходных сигналов датчиков с чувствительным
элементом на основе ВОБР
133
в измерительных устройствах опорного ВОБР-датчика, подключаемого
параллельно исходному. Опорный датчик, так же как и исходный, нахо-
дится в тепловом контакте со средой, но не подвержен деформационным
воздействиям, что позволяет измерить только температуру. Используя
же разностные сигналы от этих двух ВОБР-датчиков, можно выделить
результат деформационного воздействия. В этом случае данный метод
измерений аналогичен методам, разработанным для разделения эф-
фектов совместного действия нескольких физических величин в других
типах датчиков. Однако такой метод разделения не совсем удобен, так
как требует усложнения измерительных трактов, кроме того, не всегда
оказывается возможным устранить эффекты воздействия на опорный
датчик деформации и вибрации.
Другим, достаточно просто реализуемым на практике методом разде-
ления воздействий является использование комбинации ВОБР-датчика
с датчиком другого типа, ориентированным на измерение только тем-
пературы среды [54]. Такими «независимыми» датчиками могут быть
волоконно-оптические датчики температуры, основанные на эффекте
рамановского рассеяния или вынужденного рассеяния Мандельштама –
Бриллюэна. К недостаткам такого способа разделения эффектов внеш-
него воздействия следует отнести тот факт, что измерение температуры
может производиться совсем не в том месте, где находится ВОБР-датчик,
что связано с недостаточным пространственным разрешением датчиков
температуры (≥ 1 м).
Более перспективным для практического использования, по-
видимому, является метод, в котором используется двухволновая методика
измерений, основанная на применении двух волоконных брэгговских
решеток с различными периодами [55]. Решетки располагаются либо
в непосредственной близости друг от друга, либо накладываются одна
на другую. В этом случае воздействие температуры или деформации
световода приведет к изменению спектров отражения для данных ВОБР.
Учитывая линейный характер соответствующих зависимостей, можно
предварительно откалибровать каждый из таких ВОБР-датчиков по
отношению к соответствующему раздельному действию температуры и
деформации, установив тем самым коэффициенты наклона соответствую-
щих зависимостей. Тогда в результате произошедших при одновременных
изменениях температуры (∆Т) и относительной деформации световода
(∆ε) соответствующие сдвиги брэгговских максимумов в спектрах отра-
жения излучения от каждой из дифракционных решеток составят
(3.14)
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
134
(3.15)
где Kε
1 и Kε
2 – коэффициенты для зависимостей сдвига спектральных
максимумов при деформации световода, а KT
1 и KT
2 – температурные
коэффициенты в зависимостях для сдвига спектральных максимумов,
индексы 1 и 2 относятся к первой и второй ВОБР соответственно.
Совместное решение уравнений (3.14)–(3.15) позволяет получить
раздельные значения для изменения температуры и величины дефор-
мации световода
Результаты исследований, выполненных для двух рядом располо-
женных ВОБР, настроенных на отражение излучения с длинами волн
0,85 мкм и 1,3 мкм, показали, что рассматриваемый метод позволяет
разделить эффекты кооперативного действия нагрева и деформации
ВОБР-датчика и обеспечить разрешающую способность при измерениях
деформаций ± 10 µε.
3.3. Гидрофоны с чувствительным элементом
на основе ВОБР
Первые работы, посвященные применению ВОБР-датчиков для регистра-
ции гидроакустических сигналов, были опубликованы в конце 90-х [56].
В этих гидрофонах применялся узкополосный источник излучения.
На рис. 3.28 представлена схема экспериментальной установки для
испытания гидрофона на ВОБР с лазером в качестве источника оптиче-
ского излучения, в которой предусматривается регистрация отраженного
от ВОБР излучения. В эксперименте используется лазер, длина волны
которого перестраивается в пределах от 1500 до 1580 нм.
При равенстве длины волны излучения лазера резонансной длине
волны ВОБР гидрофона (λb = 1550 нм) отраженное излучение имеет
максимальную интенсивность. Коэффициент отражения ВОБР при
этом R = 50%. При смещении резонансной частоты ВОБР под действием
гидроакустического давления коэффициент отражения уменьшается.
Соответствующая зависимость R(λ) представлена пунктиром на рис. 3.29.
3.3. Гидрофоны с чувствительным элементом на основе ВОБР 135
Если на гидроакустический излучатель подается переменное на-
пряжение, то амплитуда переменной компоненты выходного сигнала
гидрофона U0 будет прямо пропорциональна производной ∂R/∂λ, поэто-
му максимальный выходной сигнал будет наблюдаться на подъеме и на
спаде зависимости R(λ) (сплошная линия на рис. 3.29), что соответствует
длинам волн излучения лазера 1549,1 нм и 1551,1 нм.
Как показали результаты дальнейших экспериментов, проводившихся
при длине волны излучения лазера 1549,1 нм, амплитуда переменной
составляющей выходного напряжения линейно зависит от амплитуды
Лазер
ФП
ВОБР
Анализатор
спектра
Излучатель
У
Генератор
Р
90:10 Циркулятор
Выход
U
0
1545 1547 1549 1551 1553 1555
Длина волны излучения лазера, нм
0,2
0,4
0,0
0,6
10
R, %
20
30
40
U
0
,
отн. ед
50
0,8
1,0
Рис. 3.28. Схема экспериментальной установки для испытания гидрофона
на ВОБР с узкополосным источником. Р – волоконно-опти-
ческий ответвитель, У – усилитель, ФП – фотоприемник
Рис. 3.29. Зависимость коэффициента отражения ВОБР R (сплошная
линия) и зависимость амплитуды переменной компоненты
выходного сигнала гидрофона U0 от длины волны излучения
лазера (пунктир)
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
136
давления в диапазоне от 65 до 137 дБ отн. 1 мкПа. Таким образом, по-
роговая чувствительность гидрофона на основе ВОБР составляет 65 дБ,
а динамический диапазон 72 дБ. Частотный диапазон гидрофона со-
ставляет интервал от нескольких герц до 200 кГц.
Порог детектирования данного устройства составляет 1 Па при дина-
мическом диапазоне 70 дБ. Преимуществом такого гидрофона является
широкий диапазон частот: от 1 кГц до 3 МГц. Низкая чувствительность
описанного преобразователя вызвана низкой чувствительностью ВОБР
к изменению давления. Смещение спектра пропускания ВОБР под дей-
ствием давления составляет всего 6 пм/МПа [57].
Увеличение чувствительности ВОБР на 25 дБ за счет применения спе-
циальных упругих покрытий было теоретически доказано еще в 1999 г. [58].
Эти результаты нашли практическое подтверждение. Современные по-
крытия позволяют увеличить чувствительность гидрофонов на основе
ВОРБ-датчиков на 60 дБ [59]. Так, покрытие световода с ВОБР материа-
лом Damival E 13650 (модуль Юнга 200 МПа, коэффициент Пуассона 0,4)
обеспечивает пороговую чувствительность гидрофона на основе ВОБР
10 мПа/ Гц1/2 на частоте 6 кГц [60].
Дополнительное повышение чувствительности гидрофонов с чув-
ствительным элементом на основе ВОБР было достигнуто при разработке
новых методов регистрации их выходных сигналов. Так, в работе [61]
при построении гидрофона в чувствительном элементе применяется две
ВОБР, которые осуществляют взаимную демодуляцию. Решетки прикреп-
лены к упругим покрытиям чувствительного элемента, выполненного
в форме катушки (рис. 3.30).
Оптическое излучение проходит сначала через ВОБР1, а затем на-
правляется на ВОБР2 (рис. 3.31). Спектры отражения решеток под
действием давления смещаются в противоположных направлениях.
Чувствительность системы составляет 0,78 нм/МПа, что в 130 раз выше
чувствительности обычной ВОБР [61].
ВОБР1 ВОБР2
Упругая
среда
Несущая
конструкция
Рис. 3.30. Чувствительный элемент гидрофона на основе двух ВОБР
3.3. Гидрофоны с чувствительным элементом на основе ВОБР 137
Применение интерферометрического детектирования в сочетании
с особой конструкцией чувствительного элемента обеспечивает суще-
ственное повышение чувствительности гидрофона на основе ВОБР. На
рис. 3.32 представлена конструкция чувствительного элемента гидрофо-
на, в котором применяется интерферометрическое детектирование сиг-
нала ВОБР (см. рис. 3.20) на основе PGC-демодуляции. Под действием
давления мембраны деформируются, что приводит к деформации ВОБР.
Так как модуль Юнга мембран в 1320 раз меньше модуля Юнга световода
и пластин, чувствительность к давлению значительно возрастает, до-
стигая 7 нм/МПа. Интерферометрическое детектирование обеспечивает
пороговую чувствительность гидрофона 140 мкПа/Гц1/2.
С разработкой методов формирования ВОБР с фазовым сдвигом
началось создание волоконно-оптических гидрофонов с такими ВОБР.
На рис. 3.33 представлена конструкция чувствительного элемента ги-
дрофона на основе ВОБР с π-сдвигом [20]. ВОБР сформирована ультрафи-
олетовым излучением по технологии, описанной в [62]. Световод жестко
закреплен с одной стороны на корпусе, а с другой – на металлической
пластине толщиной 0,1 мм. Длина ВОБР равна 2 см. Под действием дав-
ления пластина деформируется, что приводит к аксиальной деформации
ВОБР. Начальное натяжение световода с ВОБР задается при изготовле-
нии датчика. Данная конструкция ЧЭ не чувствительна к изменениям
температуры [63]. Средняя нормированная чувствительность гидрофона
к давлению в диапазоне частот от 2 до 12 кГц составляет 2,42×10–3 МПа–1.
ВОБР 1
ШИ
Выход
Р
И
ФП ВОБР 2
ВОБР Жесткая
пластина
Воздушная
полость
Отверстие Металлический цилиндр
Мембрана
Рис. 3.31. Схема гидрофона на основе двух ВОБР
Рис. 3.32. Чувствительный элемент гидрофона с двумя мембранами
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
138
Пороговая чувствительность составляет 500 мкПа/ Гц1/2 на частоте 5 кГц.
В случае применения в описанном гидрофоне обычной ВОБР без фазового
сдвига пороговая чувствительность составит величину 3500 мкПа/ Гц1/2.
3.4. Гидрофоны с чувствительным элементом
на основе волоконно-оптического
интерферометра Фабри – Перо,
образованного двумя ВОБР
Волоконно-оптический интерферометр Фабри – Перо (ВИФП) может
быть образован двумя ВОБР [64]. В этом случае участок волоконного
световода между двумя ВОБР является чувствительным элементом, на
основе которого можно создавать высокочувствительные гидрофоны.
Такой интерферометр часто обозначают ВИФП/ВОБР.
Существует два подхода к реализации датчиков на основе ВИФП/
ВОБР. Первый подход основан на применении схемы разностной ин-
терферометрии с согласованными траекториями (в англоязычной лите-
ратуре – path-matched differential interferometry (PMDI)). Второй подход
основан на реализации классической многолучевой интерференции
в резонаторе Фабри – Перо.
Медная
трубка Световод
ВОБР
Эпоксидная
смола
Металлический
диск
Корпус
P
Рис. 3.33.
Чувствительный элемент гидрофона на основе ВОБР
с π-сдвигом
3.4. Гидрофоны с чувствительным элементом на основе волоконно-оптического
интерферометра Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР
139
3.4.1. Применение волоконно-оптического интерферометра
Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР, в схеме
интерферометрии PMDI
Схема интерферометрии PMDI широко используется при когерентном
мультиплексировании в измерительных и телекоммуникационных си-
стемах (см. рис. 4.1) [65]. При реализации разностной интерферометрии
с согласованными траекториями оптическая схема интерферометриче-
ского датчика делится на две части: измерительную и компенсацион-
ную. В состав измерительной части входит чувствительный элемент на
основе интерферометра с разбалансированными плечами от нескольких
сантиметров до сотни метров. В состав компенсационной части входит
компенсирующий интерферометр с таким же рассогласованием плеч,
что и у чувствительного элемента. Компенсационная часть обычно
расположена в базовом блоке рядом с регистрирующей аппаратурой.
Если длина когерентности источника излучения меньше разности плеч
интерферометров, то на выходе компенсирующего интерферометра будет
формироваться интерференционный сигнал, определяемый фазовым
сдвигом, вызванным действием измеряемой величины на чувствитель-
ный элемент измерительного интерферометра.
При реализации схемы PMDI в датчике на основе ВИФП/ВОБР
источник излучения работает в импульсном режиме, а интерференция
осуществляется между импульсами, отраженными от ВОБР-зеркал
интерферометра Фабри – Перо, который играет роль измерительно-
го интерферометра с разбалансированными плечами (рис. 3.34) [66].
В качестве компенсирующего интерферометра применяется разбалан-
сированный интерферометр Майкельсона или Маха – Цендера. Рассо-
гласование плеч компенсирующего интерферометра равно удвоенному
расстоянию между ВОБР.
Лазерный импульс распространяется по оптическому волокну до
ВОБР1 чувствительного элемента, которая частично отражает импульс, а
частично пропускает. От ВОБР2 прошедший импульс также отражается.
В результате на компенсирующий интерферометр направляются два им-
пульса, которые следуют друг за другом с задержкой во времени, равной
удвоенному времени распространения оптического излучения между
ВОБР. В компенсирующем интерферометре происходит разделение на
две пары импульсов. Каждая пара проходит по своему плечу. Так как
разность длин плеч компенсирующего интерферометра равна удвоен-
ному расстоянию между ВОБР, то после прохождения интерферометра
импульс К2 от решетки ВОБР2 в коротком плече совпадает по времени
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
140
с импульсом Д1 от решетки ВОБР1 в длинном плече. Поэтому на выходе
наблюдается три импульса, средний из которых является результатом
интерференции импульсов К2 и Д1.
Ц
ЧЭ
ИЛ
Гидроакустический
сигнал
ВОБР1 ВОБР2
Р
РКомпенсирующий
интерферометр
ДП КП
ФП
К
1
К
2
+ Д
1
Д
2
1 2
Рис. 3.34. Схема гидрофона на основе ВИФП/ВОБР, в котором приме-
нена схема интерферометрии PMDI. ИЛ – импульсный лазер,
ЧЭ – чувствительный элемент, Р – оптоволоконный развет-
витель, ФП – фотоприемник, Ц – циркулятор, ДП – длинное
плечо, КП – короткое плечо
Воздействие гидроакустической волны на ЧЭ приводит к изменению
фазы импульса К2, что вызывает изменение интенсивности излучения
в интерференционном импульсе. Далее интерференционный сигнал
поступает на фотоприемник. Фазовая демодуляция осуществляется
одним из способов, описанных в разд. 2.2. Как показано в разд. 4.3, при
размещении компенсирующего интерферометра на входе интерферо-
метра Фабри – Перо в качестве метода фазовой демодуляции удобно
воспользоваться гетеродинированием с дифференциальной задержкой
(DDH-метод фазовой демодуляции), описанным в разд. 2.2.4.
Видность интерференционной картины на входе фотоприемника
зависит от когерентности источника оптического излучения, рассогла-
сования длин волокон компенсационного интерферометра и чувстви-
тельного элемента, соотношения мощностей импульсов, отраженных
от первой и второй решеток Брэгга.
Мощность каждого из отраженных импульсов зависит от идентич-
ности спектра излучения лазера и спектра отражения решеток Брэгга.
В случае полного соответствия спектров достигается максимальный
коэффициент отражения. Однако при изменении условий окружающей
среды (температура, давление) ВОБР деформируются, что приводит к из-
3.4. Гидрофоны с чувствительным элементом на основе волоконно-оптического
интерферометра Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР
141
менению их периода и сдвигу центральной длины волны. В результате
мощности отраженных импульсов уменьшаются. Если деформируется
только одна ВОБР, то ухудшается видность интерференционной карти-
ны, так как интерферируют два импульса с разными мощностями. Если
обе ВОБР, составляющие чувствительный элемент, деформируются одно-
временно, то уменьшается оптическая мощность интерференционного
импульса, что приводит к понижению соотношения сигнал/шум. Для
поддержания видности интерференционной картины и оптической мощ-
ности на максимальном уровне необходимо осуществлять подстройку
центральной длины волны лазера в соответствии с текущей центральной
длиной волны ВОБР.
Для подстройки длины волны лазера используется ее зависимость
от температуры лазера. В работе [67] предложен метод, основанный на
широтно-импульсной модуляции управляющего сигнала контроллера
элемента Пельтье, который регулирует и стабилизирует температуру по-
верхностно-излучающего лазера с вертикальным резонатором (Vertical-
cavity surface-emitting laser, VCSEL), который генерирует линейно-по-
ляризованное излучение на длине волны 1550 нм. Предложенный метод
позволяет регулировать температуру источника оптического излучения
с шагом 0,05 К и подстраивать центральную длину волны источника
оптического излучения с шагом 0,005 нм. Это обеспечивает работоспо-
собность массива из четырех волоконно-оптических датчиков основе
ВИФП/ВОБР при изменении температуры решеток Брэгга от 0 °С до
300 °С и при механическом растяжении оптического волокна силой до 2 Н.
В схеме интерферометрии PMDI для фазовой демодуляции при-
меняются PGC-методы (см. разд. 2.2.5). С этой целью в одно из плеч
компенсирующего интерферометра помещается фазовый модулятор.
Пример гидрофона на основе ВИФП/ВОБР с фазовой демодуляцией
сигнала компенсирующего интерферометра Майкельсона по методу
PGC-Atan представлен в работе [68]. В качестве ЧЭ гидрофона при-
меняется световод длиной 1,5 м с силиконовым покрытием RTV655
(коэффициент Пуассона 0,5; модуль Юнга 5,6 МПа) диаметром 3,5 мм.
Чувствительность гидрофона составляет 0,06 рад/Па на частоте 40 Гц.
Более высокая чувствительность, до 0,1 рад/Па на частоте 3 кГц, мо-
жет быть получена при намотке световода на упругий цилиндрический
сердечник [69]. Однако размеры сердечника ограничены длиной волны
регистрируемого гидроакустического сигнала, а намотка световода в не-
сколько слоев снижает эффективность чувствительного элемента, так
как при этом растет его жесткость. Решением данной проблемы является
применение нескольких чувствительных элементов на одном световоде.
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
142
Так, применение двух ЧЭ на основе цилиндрических силиконовых сер-
дечников (RTV655) длиной 12 см и диаметром 48 мм позволяет повысить
чувствительность гидрофона до 5,5 рад/Па на частоте 1 кГц и 0,77 рад/Па
на частоте 3 кГц [70]. При этом следует учитывать, что увеличение ко-
личества чувствительных элементов приводит к изменению диаграммы
направленности гидрофона на высоких частотах, когда длина волны
становится соизмерима с размерами гидрофона.
3.4.2. Применение волоконно-оптического интерферометра
Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР, в схеме
многолучевой интерференции
При реализации классической схемы многолучевой интерференции на
ВИФП/ВОБР интерферометр направляет непрерывное оптическое излуче-
ние, и интерферометр фактически является интерферометром Фабри – Пе-
ро с собственным резонатором, описанным в разд. 2.7.1. Но есть одно прин-
ципиальное отличие. На спектр интерферометра накладывается спектр
ВОБР, в результате спектр отражения чувствительного элемента ВИФП/
ВОБР представляет собой спектр отражения ВОБР-датчика, промоду-
лированный с периодом, определяющимся базой ВИФП (рис. 3.35) [71].
R
0,4
0,3
0,2
0,1
0,0
Длина волны, нм
1540,5 1541,0 1541,5 1542,0
Рис. 3.35. Экспериментальный спектр отражения интерферометра Фа-
бри – Перо, образованного двумя ВОБР, в отсутствии продоль-
ной деформации (сплошная линия) и при деформации ~ 30 µε
(штрих-пунктирная линия)
3.4. Гидрофоны с чувствительным элементом на основе волоконно-оптического
интерферометра Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР
143
Как видно из рисунка, этот спектр так же смещается при деформации,
как и спектр ВОБР-датчика, поэтому для регистрации внешних воздей-
ствий на датчик можно применять те же методы, которые применяются
для ВОБР-датчиков. Причем наличие более узких спектральных структур
позволяет выполнять измерения более точно.
При построении гидрофонов с чувствительным элементом на основе
ВИФП/ВОБР может быть применена технология «push-pull», описанная
в разд. 2.1. Чувствительный элемент такого гидрофона образован полым
тонкостенным алюминиевым цилиндрическим сердечником (внешним)
с намотанным на него световодом первого ВИФП (рис. 3.36) [72]. Внутри
внешнего сердечника соосно размещен второй сердечник (внутренний)
с намотанным на него световодом второго ВИФП. Длина резонаторов
интерферометров одинаковая и равна 10 м, резонаторы образованы
одинаковыми ВОБР с резонансной длиной волны 1549,26 нм и имеют
ширину спектральной линии 0,1 нм.
Внешний сердечник
Световод первого ВИФП Воздушная полость
Внутренний сердечник
Световод второго ВИФП ВОБР
Рис. 3.36. Чувствительный элемент гидрофона на основе двух ВИФП/
ВОБР
В гидрофоне применяется интерферометрическое детектирование
сдвига спектра отражения ВИФП, аналогичное интерферометрическому
детектированию сигнала ВОБР-датчика, представленному на рис. 3.19,
но вместо псевдогетеродинирования применяется фазовая демодуляция
на основе PGC-метода (рис. 3.37). Поэтому в гидрофоне применяется не-
равноплечий интерферометр Майкельсона с пьезокерамическим модуля-
тором, предназначенным для формирования несущей частотой 12,5 кГц.
Источник излучает в диапазоне длин волн от 1549,1 нм до 1549,6 нм.
Так как чувствительный элемент гидрофона работает по технологии
«push-pull», то после PGC-демодуляции выходные сигналы интерфе-
рометров оказываются в противофазе. Поэтому после их вычитания
выходной сигнал не только удваивается, но также из него удаляет-
ся низкочастотный шум, вызванный влиянием окружающей среды.
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
144
В результате снижение уровня шумов составило 40 дБ при повышении
чувствительности на 5,7 дБ. Чувствительность гидрофона в диапазоне
частот 80…2500 Гц составляет –149 дБ отн. 1 рад/мкПа. Нормированная
чувствительность составляет –311 дБ отн. мкПа–1.
Для регистрации смещений спектра отражения ВИФП/ВОБР приме-
няется подход, основанный на совместном применении стабилизации ча-
стоты излучения лазера методом Паунда – Древера – Холла (PDH-метод)
и гетеродинной регистрации смещений спектра отражения на основе
модуляции длины волны лазера (LRFM-метод (см. разд. 3.2.4)) [73].
В англоязычной литературе такой метод регистрации называется «radio-
frequency Pound–Drever–Hall technique» [74]. Далее будем обозначать
его как «PDH-метод».
В классическом PDH-методе стабилизации частоты излучения
лазера применяется высокоэффективный оптический частотный дис-
криминатор (интерферометр Фабри – Перо) и схема стабилизации
длины волны лазера на его основе [75, 76]. Этот метод прост, эффек-
тивен и заключается в гетеродинном детектировании резонансного
излучения, отраженного из резонатора Фабри – Перо, и в получении
сигнала ошибки для петель обратной связи, являющегося производной
интенсивности этого излучения по частоте. Этот метод успешно при-
меняется для стабилизации частоты различных лазеров, в том числе и
полупроводниковых [77]. В случае полупроводниковых лазеров элек-
тронная петля обратной связи по току инжекции диода может иметь
спектральную ширину полосы подстройки, превышающую 10 МГц,
что позволяет уменьшить спектральную ширину излучения диодных
лазеров при привязке к высокодобротным резонаторам Фабри – Перо
до субгерцевых величин [78].
Источник
излучения
ВОБР
Циркулятор
Выход
ФМ
f
0
Чувствительный элемент
ФП
ФП
+
–
PGC
демодуляция
ВОБР
Рис. 3.37. Схема гидрофона с чувствительным элементом типа «push-
pull» на основе двух ВИФП/ВОБР. ШИ – широкополосный
источник, ФМ – фазовый модулятор, ФП – фотоприемник
3.5. Гидрофоны на основе волоконных лазеров 145
При использовании PDH-метода в схеме регистрации выходных
сигналов ВИФП/ВОБР (рис. 3.38) роль частотного дискриминатора
играет ВИФП/ВОБР, поэтому лазер оказывается постоянно настроен
на его спектр [73]. Частота модуляции длины волны лазера f0 = 50 МГц.
Формируемый сигнал рассогласования, использующийся для подстрой-
ки длины волны лазера, является выходным сигналом датчика на основе
ВИФП/ВОБР.
Применение PDH-метода для регистрации выходного сигнала дат-
чика на основе ВИФП/ВОБР обеспечивает пороговую чувствительность
к деформации 20×10–9 ε/Гц1/2 на частоте 1 Гц (квазистатический режим)
и 20×10–12 ε/Гц1/2 на частоте 1,3 кГц (динамический режим) [73].
3.5. Гидрофоны на основе волоконных лазеров
Волоконно-оптические брэгговские решетки являются идеальными
спектральными приборами, что послужило основой использования их
для создания резонаторов волоконных лазеров. Эти лазеры обладают
очень узкой линией излучения (десятки килогерц). Они могут быть ис-
пользованы для создания высокочувствительных датчиков физических
величин, в том числе и гидрофонов.
Для построения гидрофонов применяются следующие типы воло-
конных лазеров:
– волоконные лазеры с распределенным брэгговским отражателем
(Distributed Bragg reflector fiber laser (DBR-лазеры));
– волоконные лазеры с распределенной обратной связью (Distributed
feedback fiber laser (DFB-лазеры));
– волоконные лазеры с композитным резонатором (Composite cavity
fiber laser (CCFL)).
ВИФП/ВОБР
DFBлазер
Циркулятор
Генератор
f
0
ФП
f
0
Смеситель
У
Выход
Рис. 3.38. Схема регистрации выходных сигналов ВИФП/ВОБР на основе
PDH-метода. ФП – фотоприемник, У – усилитель
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
146
В гидрофоне на основе волоконного лазера изменение давления при-
водит к перестройке длины волны излучения. Чувствительность такого
гидрофона к давлению ∆λ/∆P может составлять 10–7 нм/Па. Обычно
модуляция длины волны преобразуется в модуляцию фазы с использо-
ванием неравноплечего интерферометра.
3.5.1. Гидрофоны на основе волоконных DBR-лазеров
Основу конструкции волоконно-оптического DBR-лазера составляют
два брэгговских зеркала, выполненные на основе ВОБР, которые огра-
ничивают с двух сторон участок волоконного световода, тем самым
создавая резонатор лазера (рис. 3.39) [79].
Накачка
980 нм
Изолятор
980 нм
λ
изл
λ
накач
ВОБР
Рис. 3.39. Волоконно-оптический DBR-лазер
Сердцевина кварцевого волоконного световода в промежутке между
ВОБР легирована редкоземельными добавками (неодим (Nd3+), эрбий
(Er3+), иттербий (Yb3+), гольмий (Ho3+), тулий (Tu3+)). В результате на-
качки легированного материала сердцевины энергией можно получить
лазерную генерацию. Для накачки эрбиевого DBR-лазера используют
лазер, длина волны которого составляет λнакач = 980 нм. В этом случае
длина волны излучения DBR-лазера λизл = 1550 нм.
Эффективность накачки можно оценить по зависимости выходной
мощности DBR лазера от поглощенной мощности излучения накачки.
Пример такой зависимости для эрбиевого лазера длиной 50 см пред-
ставлен на рис. 3.40 [80]. Как видно из рисунка, эффективность накачки
на линейном участке зависимости для такого лазера составляет 27%.
Для обеспечения сверхмалой ширины спектра излучения DBR-лазер
должен работать в одномодовом режиме. В первой реализации одномо-
дового режима неодимового волоконного лазера (λизл = 1082 нм) ширина
линии излучения составила 1,3 МГц [81]. Через два года ширина линии
излучения эрбиевого DBR лазера составила 1,4 кГц [82], однако для этого
использовался достаточно сложный кольцевой резонатор. Позднее было
показано, что в обычном линейном резонаторе эрбиевого DBR-лазера,
образованном двумя ВОБР, также можно получить достаточно узкую
линию излучения менее 47 кГц [80].
3.5. Гидрофоны на основе волоконных лазеров 147
Многомодовый режим генерации DBR-лазера наблюдается, когда
расстояние между модами ∆νm в спектре излучения лазера оказываются
меньше ширины спектра обеспечиваемого ВОБР-резонатором. Таким
образом, для обеспечения одномодового режима ∆νm должно быть больше
спектральной полосы ВОБР. Это позволяет ограничить спектральную
полосу излучения и обеспечить генерацию только одной лазерной моды.
При длине резонатора L и показателе преломления сердцевины волокна n
расстояние между соседними модами резонатора составляет
(3.16)
Из (3.16) следует, что для обеспечения одномодового режима работы
DBR-лазера необходимо использовать короткий резонатор и зеркала
с высокой спектральной селективностью. ВОБР являются идеальными
устройствами для осуществления этой задачи, так как имеют высокий
коэффициент отражения в узкой спектральной полосе (< 0,1 нм). Но
даже в случае применения ВОБР, когда ширина спектральной полосы
составляет 0,1…0,2 нм, для обеспечения одномодового режима работы
DBR-лазера расстояние между решетками должно составлять 2…5 см [83].
Столь малый размер области активной среды лазера требует использо-
вания очень сильного легирования сердцевины световода и высоких
уровней мощности накачки, чтобы обеспечить достаточное усиление
излучения для лазерной генерации. В работе [80] длина резонатора
0
1
2
3
4
5
6
0 10 20 30 40 50
Мощность излучения накачки, мВт
Выходная мощность, мВт
Рис. 3.40. Зависимость выходной мощности DBR-лазера длиной 50 см от
поглощенной мощности излучения накачки
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
148
эрбиевого DBR-лазера составляла 50 см. В работе [79] она составляла
10 см. В работе [84] длина резонатора составила 1 см.
Уменьшение длины резонатора снижает выходную мощность DBR ла-
зера. Так, при длине резонатора 50 см она составляет 5 мВт [80], при длине
2 см – 181 мкВт, а при длине 1 см – 57 мкВт [84]. Введение в материал
сердцевины световода примесей двух типов Еr/Yb позволяет обеспечить
высокую эффективность усиления, что открывает перспективы для ис-
пользования коротких отрезков активного волокна в DBR лазере [85].
В том случае, когда DBR-лазер используется как чувствительный
элемент волоконно-оптического датчика, внешнее воздействие на воло-
конный резонатор вызывает изменение характеристик излучения лазера,
что используется для измерения физических величин. В случае слабых
динамических продольных деформационных воздействий на волоконный
световод резонатора DBR-лазера либо в случае изменения температуры
преимущественно наблюдается изменение длины волны излучения лазера.
Изменение длины волны излучения DBR-лазера при деформации
световода может быть рассчитано с использованием (3.6):
(3.17)
где pe – эффективный упругооптический коэффициент световода, ε –
относительная деформация резонатора DBR-лазера.
Таким образом, согласно (3.17), существует линейная зависимость
между величиной изменения длины волны излучения DBR-лазера и
продольной деформацией световода, в котором он сформирован.
На рис. 3.41 представлена экспериментальная зависимость изменения
длины волны излучения от удлинения резонатора для эрбиевого DBR-
лазера длиной 3 см [86].
Как видно из рисунка, чувствительность к продольной деформации
DBR-лазера ∆λ/λ ≈ 0,83ε, что при длине волны излучения λ = 1550 нм
соответствует 1,3 пм/µε.
Применение на выходе DBR-лазера спектральных устройств, спо-
собных разрешить малые изменения длины волны в спектре излучения,
открывает перспективы для создания сверхчувствительных волоконно-
оптических датчиков. К таким устройствам относится разбалансирован-
ный интерферометр Маха – Цендера, который преобразует сдвиг длины
волны излучения DBR-лазера в изменение интенсивности оптического
излучения. Применение волоконно-оптического DBR-лазера в сочета-
нии с разбалансированным интерферометром Маха – Цендера (рис. 3.42)
позволяет регистрировать деформации световода порядка 10–8 [87].
3.5. Гидрофоны на основе волоконных лазеров 149
Применение разбалансированных интерферометров для регистрации
выходных сигналов DBR-лазеров аналогично интерферометрическому
детектированию сигналов ВОБР-датчиков (см. разд. 3.2.3) [87]. В соот-
ветствии с выражением (3.12) при изменении длины волны излучения
DBR-лазера ∆λ разность фаз опорной и сигнальной волн в разбаланси-
рованном интерферометре
(3.18)
1531
1533
1536
Длина волны, нм
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4
×
10
–
3
ε
1532
1534
1535
ВОБР
I
Легированный
световод
Неравноплечий
интерферометр
Лазер
накачки
Детектор
I
∆
L
и
ВОБР
λ
∆
λ
I
WDM
разветвитель
λ
н
λ
изл
λ
изл
Выход
Рис. 3.41.
Экспериментальная зависимость изменения длины излучения
от удлинения резонатора для эрбиевого DBR-лазера длиной 3 см
Рис. 3.42. Датчик на основе волоконно-оптического DBR-лазера
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
150
где n – эффективный показатель преломления сердцевины световода,
λизл – частота излучения DBR-лазера, ∆Lи – разность плеч интерферо-
метра.
Тогда с учетом (3.17) и (3.18) вызванное продольной деформацией
изменение разности фаз на выходе интерферометра:
(3.19)
Из (3.19) следует, что чем больше разность плеч интерферометра,
тем выше коэффициент преобразования ∆ϕ/ε. Высокая степень коге-
рентности излучения DBR-лазера (длина когерентности порядка 1 км)
позволяет создавать разность хода в разбалансированных интерферо-
метрах Маха – Цендера до 100 м и более. В этом случае коэффициент
преобразования достигает значений до 104 рад/µε [38]. При стандартном
разрешении интерферометра 1×10–6 рад/Гц1/2 открывается возможность
измерения относительной деформации резонатора DBR-лазера с раз-
решением до 10–10 µε/Гц1/2. Однако следует помнить, что на практике
пороговая чувствительность датчиков на основе волоконных лазеров
определяется фазовым шумом лазера.
Так как под действием давления происходит деформация волоконного
световода, то волоконно-оптические DBR-лазеры могут быть применены
в качестве чувствительного элемента гидрофона [34]. Чувствительность
DBR-лазера к давлению определяется выражением, аналогичным (3.9):
(3.20)
где p11 и p12 – упругооптические коэффициенты сердцевины световода,
µ – коэффициент Пуассона световода, E – модуль Юнга световода.
Интерферометрическое детектирование сигнала DBR-лазера по схеме
рис. 3.32 обеспечивает чувствительность на уровне 104…105 относитель-
но ширины линии излучения, которая может составлять 4×10–8 нм [88].
Таким образом, возможна регистрация сдвига длины волны излучения
DBR-лазера на уровне 10–12 нм. Так как чувствительность DBR-лазера
к давлению составляет величину порядка 3,3 пм/МПа (см. рис. 3.42), то
пороговая чувствительность гидрофона на основе DBR-лазера состав-
ляет 300 мкПа. Этого недостаточно для удовлетворения предъявляемым
требованиям (уровень шумов океана DSS0 на частоте 1 кГц составляет
100 мкПа).
3.5. Гидрофоны на основе волоконных лазеров 151
Для повышения чувствительности гидрофонов на основе DBR-лазера
применяются методы, описанные в разд. 2.1. Так, тефлоновое покры-
тие, радиус которого в 20 раз превышает радиус обычного световода,
обеспечивает повышение чувствительности DBR-лазера к давлению
на 30 дБ [34].
В работе [88] представлен гидрофон на основе эрбиевого DBR-лазера
с длиной резонатора 2 см, в котором применяется покрытие из упругого
материала диаметром 6 мм и длиной 10 см (модуль Юнга 4 ГПа, коэффи-
циент Пуассона 0,26). Накачка на длине волны 980 нм источником мощ-
ностью 200 мВт обеспечивает мощность излучения DBR-лазера 1 мВт.
На рис. 3.43 представлена зависимость сдвига длины волны излуче-
ния DBR-лазера от приложенного давления при наличии и в отсутствие
покрытия. Как видно из рис. 3.43, применение покрытия повышает
чувствительность DBR-лазера к давлению в 15 раз.
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Давление, МПа
∆λ, пм
10
0
–
10
–
20
–
30
–
40
–
50
–
60
–
70
–
80
Рис. 3.43. Зависимость сдвига длины волны излучения DBR-лазера от
приложенного давления при наличии () и в отсутствие ()
упругого покрытия
В гидрофоне применяется интерферометрическая регистрация вы-
ходного сигнала DBR-лазера на основе неравноплечего интерферометра
Маха – Цендера. Чтобы обеспечить сдвиг фазы в 1 мкрад при сдвиге
длины волны излучения в 1 пм разность плеч интерферометра равняется
300 м. В интерферометре применяется активная фазовая демодуляция в
режиме малого усиления (см. разд. 2.2.2), которая обеспечивает его ра-
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
152
боту в «квадратурном» режиме. Пороговая чувствительность гидрофона
в диапазоне частот 20…100 кГц составляет 320 мкПа/Гц1/2.
Дальнейшее повышение чувствительности гидрофонов на основе
DBR-лазеров достигается за счет применения чувствительных элементов
специальной конструкции. Пример такого чувствительного элемента
представлен на рис. 3.44. Для усиления воздействия давления на DBR-
лазер с длиной резонатора 3 см применяется гибкая мембрана. Пороговая
чувствительность гидрофона на частоте 1 кГц составляет 74 мкПа/Гц1/2.
Диафрагма
Давление
Упругий материал
DBRлазер
Рис. 3.44. Чувствительный элемент гидрофона на основе DBR-лазера
В работе [89] представлен гидрофон на основе DBR-лазера, ЧЭ ко-
торого имеет конструкцию, аналогичную представленной на рис. 3.44.
Его отличие состоит в том, что DBR-лазер опирается на жесткую опору,
а между диафрагмой и лазером расположен упругий элемент. Чувстви-
тельность гидрофона составляет 105±7 дБ отн. 1 Гц/Па в диапазоне
частот от 200…1000 Гц. Пороговая чувствительность на частоте 400 Гц
составляет 0,02 Па.
Для построения ультразвуковых гидрофонов на основе волоконного
DBR-лазера можно использовать вызываемую ультразвуком модуляцию
двулучепреломления резонатора лазера акустическим давлением. При
этом возникает модуляция частоты биений двух ортогонально поляризо-
ванных мод DBR-лазера. Этот метод позволяет измерять ультразвук с ча-
стотой до нескольких десятков мегагерц. Он намного проще регистрации
смещения длины волны излучения. Частота и амплитуда ультразвука, а
также температура могут быть определены одновременно путем измерения
амплитуды и частоты боковых полос, а также частоты биений выходного
сигнала лазера с использованием относительно недорогого фотоприем-
ника и коммерческого радиочастотного (ВЧ) анализатора спектра [90].
В 2001 г. была обнаружена люминесценция в ближнем инфракрас-
ном диапазоне в стеклах, легированных висмутом [91], а в 2005 г. был
изготовлен первый ИК-люминесцирующий легированный висмутом
3.5. Гидрофоны на основе волоконных лазеров 153
световод [92, 93]. Это послужило основой для создания висмутовых
DBR-лазеров, позволяющих получать лазерную генерацию в разных
спектральных областях [94].
3.5.2. Гидрофоны на основе волоконных DFB-лазеров
Резонатор волоконного лазера с распределенной обратной связью (DFB-
лазера) представлен на рис. 3.45.
Излучение
Фазовый сдвиг π
Накачка
Излучение
ВОБР
Световод
Рис. 3.45. Резонатор волоконного DFB-лазера
Как и в DBR-лазерах, активной средой является сердцевина кварцево-
го волоконного световода, легированного редкоземельными элементами.
Именно в эту область направляется излучение лазера накачки. Обратная
связь в резонаторе волоконного DFB-лазера возникает из-за периоди-
ческой модуляции показателя преломления вдоль оси световода, кото-
рая представляет собой волоконно-оптическую брэгговскую решетку
с периодом 350…700 нм и длиной 4…10 см. В продольном направлении
лазерный режим локализуется вокруг центральной области ВОБР, где
за счет увеличения показателя преломления создается фазовый сдвиг.
В зависимости от легирующего элемента различают эрбий-иттербие-
вые [95], эрбиевые [96, 97], иттербиевые [98] и легированные тулием [99]
волоконные DFB-лазеры.
На рис. 3.46 представлена зависимость выходной мощности эрбие-
вого волоконного DFB-лазера длиной 36 мм [97] и эрбий-иттербиевого
волоконного DFB-лазера длиной 5 см [85] (λизл = 1546 нм) от мощности
накачки (λнакач = 1480 нм). Как видно из рисунка, применение Еr/Yb
световодов, как и в случае DBR-лазеров, позволяет обеспечить более
высокое усиление, по сравнению с эрбиевыми световодами.
Как и в случае DBR-лазеров, внешнее воздействие приводит к изменению
длины резонатора лазера, которое, в свою очередь, приводит к смещению
длины волны излучения DFB-лазера. Регистрацию этого смещения можно
осуществлять с использованием неравноплечего интерферометра Маха –
Цендера или Майкельсона по схеме, представленной на рис. 3.42 [100].
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
154
Датчик на основе волоконного DFB-лазера длиной 4,5 cм способен за-
регистрировать деформацию световода 12×10–8 µε [101].
Фазовая демодуляция в гидрофонах на основе волоконного DFB-
лазера может осуществляться различными методами, например с ис-
пользованием PGC-метода, который первоначально был успешно
применен в диапазоне от 60 до 2000 Гц [102], а затем в диапазоне от 20
до 20 000 Гц [103].
Чувствительность волоконного DFB-лазера к давлению определя-
ется выражением (3.20). Для эрбиевого DFB-лазера длиной 5 см чув-
ствительность к акустическому давлению в воздухе ∆λ/∆P изменяется от
4,6×10–15 м/Па (115,5 дБ отн. 1 Гц/Па) на частоте 100 Гц до 2,3×10–18 м/Па
(49,5 дБ отн. 1 Гц/Па) на частоте 15 кГц [104]. В работе [105] чувствитель-
ность эрбий-иттербиевого DFB-лазера к гидроакустическому давлению
на частоте 1000 Гц составила 3,5×10–9 нм/Па (52 дБ отн. 1 Гц/Па). При
разности длин плеч регистрирующего интерферометра 200 м (рекомен-
дованное значение) это обеспечивает чувствительность 2,7×10–3 рад/Па.
Этого недостаточно для создания высокочувствительных гидрофонов,
так как для достижения DSS0 необходима чувствительность порядка
1×10–7 нм/Па.
0
1
2
3
4
5
6
0 10 20 30 40 50
Мощность накачки, мВт
Выходная мощность, мВт
7
8
Рис. 3.46. Зависимость выходной мощности эрбиевого () и эрбий-иттер-
биевого () волоконных DFB-лазеров от мощности накачки
3.5. Гидрофоны на основе волоконных лазеров 155
Применение чувствительных элементов специальной конструкции
позволяет существенно повысить чувствительность гидрофонов на
основе DFB-лазеров к давлению, а также снизить их чувствительность
к ускорению (в 100…1000 раз). Пример такого чувствительного элемента
представлен на рис. 3.47 [106]. Гидрофон на основе DFB-лазера с таким
ЧЭ обладает на частоте 1000 Гц чувствительностью 5×10–7 нм/Па (96 дБ
отн. 1 Гц/Па). Применение данного способа повышения чувствитель-
ности волоконного DFB-лазера к давлению в сочетании с методами
компенсации гидростатического давления позволили увеличить чувстви-
тельность гидрофона до 108 дБ в диапазоне частот от нуля до 3 кГц [107].
Дальнейшее развитие гидрофонов на основе DFB-лазера пошло по
пути размещения лазера в специальном акусто-механическом преоб-
разователе, предназначенном для повышения чувствительности DFB-
лазера к давлению.
В работе [108] представлен гидрофон на основе волоконного DFB-
лазера с чувствительным элементом мембранного типа (рис. 3.48). Боль-
шая деформация мембраны с твердым сердечником в центре обеспечи-
вает малый диаметр и высокую чувствительность гидрофона. Оболочка
датчика представляет собой тонкостенный металлический цилиндр
с отверстиями. Оболочка покрыта слоем полиуретана и заполнена мас-
лом. Акустическое давление передается через полиуретан, воздействуя
на масло. Это приводит к деформации мембран и растяжению световода.
На рис. 3.49 представлена зависимость чувствительности гидрофона
от отношения радиуса твердого сердечника мембраны r к ее радиусу
R = 3,5 мм для разных значений модуля Юнга мембран. Толщина стенок
оболочки датчика 1 мм, длина лазера 40 мм.
Как видно из рисунка, модуль Юнга мембраны оказывает заметное
влияние на чувствительность гидрофона. Также видно, что наличие твер-
дого сердечника приводит к увеличению чувствительности. Максималь-
ная чувствительность гидрофона составила 7 нм/МПа (7×10–15 м/Па).
Давление
Давление
Световод
Рис. 3.47. Механический способ повышения чувствительности волокон-
ного DFB-лазера к давлению
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
156
Регистрация смещения длины волны излучения в гидрофоне осущест-
вляется с использованием интерферометра Маха – Цендера с фазовой
демодуляцией по методу PGC. Пороговая чувствительность гидрофона
на частоте 1 кГц составляет 140 мкПа/Гц1/2 (43 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2).
Для повышения чувствительности волоконного DFB-лазера к дав-
лению его покрывают оболочкой из упругого материала. Это позволяет
повысить чувствительность на 25 дБ. В результате чувствительность ги-
дрофона на основе волоконного DFB-лазера на частоте 100 Гц достигает
0,01 рад/Па, а на частотах выше 500 Гц она достигает значений порядка
1 рад/Па [109]. Пороговая чувствительность на частоте 1 кГц составляет
50 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2.
Упругое покрытие
Водонепроницаемая
полость
Мембрана
Оболочка
датчика
Масло
DFBлазер
Твердый
сердечник
P
P
Оболочка
Отверстие
Упругое покрытие
Световод
Рис. 3.48. Чувствительный элемент мембранного типа гидрофона на
основе DFB-лазера
0
2
4
6
8
10
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
r/R
Чувствительность, нм/МПа
Рис. 3.49.
Чувствительность гидрофона на основе DFB-лазера для
E = 17 МПа () и для E = 70 МПа ()
3.5. Гидрофоны на основе волоконных лазеров 157
Применение упругого покрытия позволяет не только увеличить чув-
ствительность гидрофонов на основе DFB-лазера, но также расширить
их частотный диапазон, который обычно ограничен 2000 Гц (частота
резонанса механической системы, образованной волоконным лазером
и корпусом, в котором он закреплен). Так, в работе [110] покрытие из
упругого материала (модуль Юнга E = 700 МПа, коэффициент Пуассона
µ = 0,3) расширило частотный диапазон гидрофона на основе DFB-
лазера до 4 кГц. Для защиты лазера от повреждения перед нанесением
покрытия он помещается в стальную трубку (рис. 3.50). Применение
неравноплечего интерферометра Маха – Цендера с разностью плеч 50 м
в сочетании с PGC методом фазовой демодуляции обеспечивает порого-
вую чувствительность гидрофона 64 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2 на частоте 1 кГц.
Дальнейшее развитие технологии создания полимерных покрытий на
DFB-лазере позволило удалить металлический цилиндр из конструкции
без ухудшения характеристик гидрофона [111]. В результате удалось рас-
ширить частотный диапазон гидрофона до 6 кГц при чувствительности
–155 дБ отн. 1 В/мкПа.
Важным достоинством гидрофонов на основе DFB-лазеров является
горизонтальная АЧХ. Однако меры, принимаемые для повышения их
чувствительности, часто приводят к ухудшению АЧХ. В то же время
возможно создание гидрофонов, обладающих одновременно и доста-
точно высокой чувствительностью, и горизонтальной АЧХ. Для этого
в чувствительном элементе мембранного типа применяют резонаторы
Гельмгольца (рис. 3.51), что позволяет обеспечить чувствительность
3,2×10–15 м/Па в диапазоне частот 100…500 Гц [112].
Усовершенствование ЧЭ, представленного на рис. 3.51, с целью улуч-
шения компенсации гидростатического давления позволило повысить
чувствительность до 9×10–15 м/Па (120 дБ отн. 1 Гц/Па), а также расши-
рить частотный диапазон, который теперь составляет 40 Гц…4 кГц [113].
DFBлазер
Стальная трубка
Полимер
Световод
Рис. 3.50. Чувствительный элемент гидрофона на основе DFB-лазера
с упругим покрытием
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
158
В гидрофоне, представленном в работе [114], применение резонатора
Гельмгольца позволило получить чувствительность –131±1,5 дБ отн.
1 рад/мкПа в диапазоне частот 20…800 Гц.
Другая конструкция чувствительного элемента, обеспечивающая
горизонтальную АЧХ в широком диапазоне частот, представлена на
рис. 3.52 [115].
Мембрана
Резонатор Гельмгольца
P
DFBлазер
Световод
Рис. 3.51. Чувствительный элемент гидрофона на основе эрбиевого DFB-
лазера с резонаторами Гельмгольца
40 мм
DFBлазер
Световод
Металлическая оболочка
Капилляр
Полимер Световод
Металлическая
оболочка
Полиэтилен
Рис. 3.52. Чувствительный элемент гидрофона на основе волоконного
DFB-лазера с горизонтальной АЧХ
Эрбиевый DFB-лазер с выходной мощностью 30 мкВт закреплен
в полой медной оболочке длиной 40 мм и толщиной 0,3 мм, в стенках
которой имеются продольные отверстия, заполненные полимером. Мед-
ная оболочка покрыта ультратонким полиэтиленовым слоем толщиной
0,3 мм, который действует как в качестве материала для повышения
чувствительности, так и в качестве водонепроницаемого слоя. Модуль
Юнга и коэффициент Пуассона полимерного слоя составляют около
700 МПа и 0,34 соответственно. Два стальных капилляра длиной 5 мм и
диаметром 1 мм используются для соединения медной оболочки с во-
локонным световодом лазера.
Принцип действия чувствительного элемента гидрофона основан на
растяжении световода под действием деформации оболочки, вызванной
гидроакустическим давлением. Преимущество описанной конструкции
3.5. Гидрофоны на основе волоконных лазеров 159
заключается в том, что продольная деформация световода усиливается
за счет деформации оболочки из меди и полиэтилена, в результате чего
происходит повышение чувствительности гидрофона, которая составляет
102,8 дБ отн. 1 Гц/Па при практически горизонтальной АЧХ (рис. 3.53).
Пороговая чувствительность гидрофона на частоте 1 кГц составляет
316 мкПа/ Гц1/2 (50 дБ).
10
2
10
3
Частота, Гц
150
100
50
Чувствительность, дБ
Жесткий
корпус
Полость с постоянным
давлением
Изгибающаяся
поверхность DFBлазер
Давление
Световод
Рис. 3.53. АЧХ гидрофона с чувствительным элементом, представленным
на рис. 3.52
Рис. 3.54. Изгибный чувствительный элемент гидрофона на основе DFB-
лазера
Применение изгибного чувствительного элемента, представленного
на рис. 3.54, обеспечивает горизонтальную АЧХ на частотах 100…5000 Гц
при чувствительности 107 дБ отн. 1 Гц/Па (2×10–15 м/Па) [116]. Преиму-
ществом такой конструкции является повышенная стабильность работы
чувствительного элемента.
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
160
В работе [117] предложена конструкция мембранного чувствитель-
ного элемента гидрофона на основе DFB-лазера, принцип действия
которой аналогичен принципу действия конструкции, представленной
на рис. 3.51, но с более сложной структурой резонаторов. Гидрофон
имеет горизонтальную АЧХ в диапазоне 10…5000 Гц при чувствитель-
ности –160 дБ отн. 1 рад/мкПа. Предусмотренная конструкцией система
компенсации статического давления обеспечивает работу гидрофона на
глубинах до 50 м.
В работе [118] предложена конструкция чувствительного элемента
гидрофона на основе DFB-лазера с двумя мембранами (аналогичная
представленной на рис. 3.48), которая обеспечивает чувствительность
105 дБ отн. 1 Гц/Па в диапазоне частот от 5 Гц до 8 кГц.
3.5.3. Гидрофоны на основе волоконных лазеров
с комбинированным резонатором
Резонатор волоконного лазера с комбинированным резонатором (CCFL-
лазер) представлен на рис. 3.55 [119].
1 2 3 4
Накачка
ВОБР A ВОБР B ВОБР C
L
2
L
3
Излучение
Первый резонатор
Второй резонатор
Рис. 3.55. Резонатор CCFL-лазера
Резонатор образован тремя ВОБР с согласованными резонансными
длинами волн, которые записаны в волоконном световоде, легирован-
ном эрбием. Фактически это резонатор DBR-лазера с дополнительным
отражателем. Такая конструкция резонатора не только способствует
сужению спектра излучения [120, 121], но также повышает стабиль-
ность длины волны излучения [122] и обеспечивает возможность ее
перестройки [123, 124].
В целом эффективность лазера с комбинированным резонатором
несколько выше эффективности DFB-лазера, так как его резонатор
длиннее. По этой же причине порог генерации несколько выше. Поро-
говое значение мощности излучения накачки примерно на 5 мВт ниже,
если накачка осуществляется со стороны первого резонатора, так как он
короче, и потери в нем меньше, чем во втором резонаторе [125].
3.5. Гидрофоны на основе волоконных лазеров 161
Если выбрать первый резонатор (область 2) в качестве основного
резонатора, отвечающего за генерацию, тогда генерация будет осу-
ществляться при выполнении следующего условия для коэффициента
усиления этой области g2 [119]:
(3.20)
где rA и rB – коэффициенты отражения ВОБР A и ВОБР B соответственно,
ϕ2 = 2k2L2, k2 = 2πnэфф/λизл, nэфф – эффективный показатель преломления
сердцевины световода в области 2, ZC – комплексный параметр обратной
связи, который определяется выражением
(3.21)
где rC – коэффициент отражения ВОБР C, ϕ3 = 2β3L3, β3 – постоянная
распространения моды световода в области 3, g3 – коэффициент усиле-
ния области 3.
Из (3.20) и (3.21) можно получить условия возникновения генерации
лазера с комбинированным резонатором для порогового усиления γпр и
фазы ϕС:
(3.22)
где m – целое число.
Фазовое условие (3.21) имеет множество решений, но реализуется
режим генерации, соответствующий наименьшему порогу.
Если чувствительным элементом является весь резонатор, то норми-
рованная чувствительность CCFL-лазера к давлению, как и у остальных
волоконных брэгговских лазеров, определяется выражением (3.9). Но
поскольку комбинированный резонатор состоит из двух резонаторов,
один из них можно сделать нечувствительным к давлению. В этом
случае наблюдаются отличия чувствительности гидрофонов на основе
CCFL-лазера от чувствительности гидрофонов на основе ВОБР и одно-
резонаторных волоконных лазеров.
Глава 3. Гидрофоны на волоконно-оптических решетках Брэгга
162
На рис. 3.56 представлены результаты сравнения откликов CCFL-
лазера и однорезонаторных DBR- и DFB-лазеров для следующих
параметров резонатора CCFL-лазера: rB = 0,7; rCg3 = 0,8; nэфф = 1,465;
L2 = 3 см; L3 = 6 см; коэффициент Пуассона световода µ = 0,23; электро-
оптические коэффициенты ρ11 = 0,121, ρ12 = 0,265; модуль Юнга световода
E = 72 ГПа [126].
Как видно из рис. 3.56, чувствительность CCFL-лазера выше, если
в качестве чувствительного элемента выступает первый резонатор. В этом
случае отклик CCFL-лазера имеет области, где его чувствительность
намного выше чувствительности однорезонаторных лазеров. Область
максимальной чувствительности имеет диапазон изменения длины вол-
ны излучения 0,01 нм, что соответствует изменению давления в 1 МПа.
Этого достаточно для обеспечения динамического диапазона 120 дБ.
Максимальная чувствительность датчика на основе CCFL-лазера может
быть достигнута путем подбора параметра rCg3.
Как показано в [126], чувствительность CCFL-лазера по давлению при
использовании только одного резонатора в диапазоне частот 100…2000 Гц
составляет –41,1 дБ отн. 1 рад/Па (0,009 рад/Па), что на 14 дБ выше, чем
при использовании обоих резонаторов. При этом пороговая чувстви-
тельность гидрофона на основе CCFL оказывается недостаточной для
достижения DSS0, но в то же время уровень фазового шума CCFL-лазера
ниже фазового шума DFB-лазера.
1535,50
1535,51
1535,52
1535,53
1535,54
0 2 4 6 8
Давление, МПа
Лина волны, нм
Область высокой
чувствительности
DFB и DBRлазеры
Первый резонатор CCFL
Второй резонатор CCFL
Рис. 3.56. Результаты сравнения откликов лазера с комбинированным
резонатором и однорезонаторных DBR- и DFB-лазеров
ÃËÀÂÀ 4
ÐÀÑÏÐÅÄÅËÅÍÍÛÅ
ÂÎËÎÊÎÍÍÎ-ÎÏÒÈ×ÅÑÊÈÅ
ÃÈÄÐÎÀÊÓÑÒÈ×ÅÑÊÈÅ ÑÈÑÒÅÌÛ
Для расширения возможностей гидроакустической системы в ее состав
включают пространственно распределенные массивы волоконно-оп-
тических гидрофонов [1]. Возможность построения распределенных
гидроакустических систем (гидроакустических антенн) вытекает из
преимущества мультиплексируемости волоконно-оптической эле-
ментной базы. Поэтому практически сразу же с появлением первых
волоконно-оптических гидрофонов начались интенсивные исследова-
ния методов мультиплексирования для построения многоэлементных
распределенных волоконно-оптических гидроакустических систем [2].
К концу 1980-х работы в области создания волоконно-оптических ги-
дроакустических антенн вышли на стадию создания эксперименталь-
ных образцов [3, 4]. Значительный вклад в эти исследования внесли
американская Naval Research Laboratory (NRL) [5], английская Defense
Evaluation and Research Agency (DERA) [6] и Plessey (ныне Thales
Underwater Systems) [7].
В распределенных волоконно-оптических гидроакустических систе-
мах применяются те же оптические схемы, которые используются при
построении одиночных гидрофонов [8]. При этом предпочтение отда-
ется интерферометрическим гидрофонам, которые, в силу их высокой
чувствительности, способны обеспечить порог детектирования на 10 дБ
ниже уровня собственного акустического шума Океана. В то же время
в последние годы значительный интерес уделяется многоэлементным из-
мерительным системам на основе волоконно-оптических решеток Брэгга
и волоконных лазеров. Интерферометрические методы регистрации сиг-
налов в таких системах обеспечивают чувствительность, сопоставимую
с чувствительностью интерферометрических измерительных систем.
Основной задачей, решаемой при построении распределенных ги-
дроакустических систем, является поиск методов эффективного муль-
типлексирования, при которых в системе размещается максимальное
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
164
количество гидрофонов при минимальном количестве информационных
каналов. При решении этой задачи был разработан целый ряд методов
мультиплексирования для применения в волоконно-оптических интер-
ферометрических многоэлементных измерительных системах [4, 9, 10]:
– когерентное мультиплексирование [11–13];
– временное мультиплексирование TDM (Time Division Multiplexing)
[7, 2, 14];
– частотное мультиплексирование FDM (Frequency Division Multi-
plexing) [15–17].
– спектральное мультиплексирование WDM (Wavelength Division
Multiplexing);
– SDM (Space Division Multiplexing) [18].
Первый метод мультиплексирования не нашел применения в рас-
пределенных волоконно-оптических гидроакустических системах, так
как он не удовлетворяет предъявляемым требованиям по количеству
мультиплексируемых датчиков и пороговой чувствительности. Когерент-
ное мультиплексирование основано на применении низкокогерентных
источников оптического излучения и разбалансированных (неравнопле-
чих) интерферометров как в самих датчиках, так и в устройстве фазовой
демодуляции (рис. 4.1). Это приводит к значительному уровню шумов,
вызванных фазовым шумом лазера. Пороговая чувствительность в си-
стеме с когерентным мультиплексированием составляет 4 мрад/Гц1/2 [12].
Применение синусоидальной частотной модуляции лазера позволяет
улучшить пороговую чувствительность до 45 мкрад/Гц1/2 [13]. Однако при
мультиплексировании всего двух таких датчиков пороговая чувствитель-
ность ухудшается до 70…100 мкрад/Гц1/2.
Остальные методы мультиплексирования способны эффективно
объединить более десяти датчиков с использованием одного или двух
световодов при уровне перекрестных шумов менее –40 дБ и фазовой
пороговой чувствительности не хуже 10 мкрад/Гц1/2 [19].
ФП
ФП
ФП
Рис. 4.1. Схема когерентного мультиплексирования
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы 165
Первой для построения распределенных волоконно-оптических
измерительных систем была применена технология временного муль-
типлексирования TDM с последовательной топологией для отража-
ющих чувствительных элементов (интерферометр Майкельсона или
волоконно-оптическая брэгговская решетка) (рис. 4.2) и с лестничной
топологией для ЧЭ, работающих на пропускание (интерферометр Ма-
ха – Цендера) (рис. 4.3) [2].
Лазер
Генератор
импульсов
Р
ФП
TDM
демульти
плексор
ЧЭ
1
ЧЭ
2
ЧЭ
3
Выходы
ЧЭ
N
1
2
3
N
P
PPP
ФП
ЧЭ
1
ЛЗ ЛЗ ЛЗ
ЧЭ
2
ЧЭ
3
ЧЭ
N
Лазер
TDM
демульти
плексор
Выходы
1
2
3
N
Генератор
импульсов
Рис. 4.2. Применение технологии временного мультиплексирования
в распределенных волоконно-оптических гидроакустических
системах с отражающими чувствительными элементами. Р – раз-
ветвитель, ЧЭ – чувствительный элемент, ФП – фотоприемник
Рис. 4.3. Применение технологии временного мультиплексирования
в распределенных волоконно-оптических гидроакустических
системах с чувствительными элементами, работающими на про-
пускание. ЧЭ – чувствительный элемент, ФП – фотоприемник,
ЛЗ – линия задержки
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
166
Как показали результаты исследований, применение последователь-
ной топологии при временном мультиплексировании чувствительных
элементов, работающих на пропускание, приводит к уменьшению
отношения сигнал/шум из-за перекрестных шумов в измерительных
каналах. Это ухудшает пороговую чувствительность. Так, для системы из
трех амплитудных приемников, представленных на рис. 4.3, пороговая
чувствительность на частоте 1 кГц составляет 82 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2, в то
время как у одиночного гидрофона она составляет 50 дБ [2, 20].
При временном мультиплексировании используется импульсный ла-
зер. По мере распространения импульса часть его оптической мощности
ответвляется к чувствительным элементам волоконно-оптических гидро-
фонов через оптические разветвители. После прохождения чувствитель-
ных элементов оптические импульсы возвращаются к фотоприемнику.
В результате фотоприемник регистрирует последовательность разде-
ленных во времени оптических импульсов, содержащих информацию
о гидроакустическом воздействии на каждый из волоконных гидрофонов.
На выходе эти импульсы разделяются демультиплексором [8].
Для успешного разделения импульсов, приходящих от соседних ги-
дрофонов, необходимо, чтобы длительность лазерного импульса была
меньше времени его распространения между ними. Например, при
разнице оптических путей соседних датчиков, равной 10 м, временной
интервал между соответствующими им импульсами составляет 100 нс.
Поэтому максимальная ширина импульса для такой системы должна со-
ставлять величину порядка 30 нс. Для увеличения времени прохождения
импульсов участки входного световода между разветвителями делают
длинными, сворачивая их в кольца, формируя линии задержки.
4.1. Распределенные волоконно-оптические
гидроакустические системы на основе
интерферометрических датчиков
Общий принцип мультиплексирования интерферометрических датчиков
в распределенной волоконно-оптической гидроакустической системе
представлен на рис. 4.4 [3].
Система состоит из двух частей: удаленный измерительный модуль,
осуществляющий сбор информации, и базовый электрооптический
модуль, осуществляющий обработку поступающей информации. Из-
мерительный модуль размещается либо на дне, либо в буксируемой
косе, а базовый модуль размещается либо на суше, либо на судне [21].
4.1. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
на основе интерферометрических датчиков
167
Как и в случае одиночных гидрофонов, важной особенностью много-
элементной системы является отсутствие активных компонентов в из-
мерительном модуле, который целиком погружается в воду. Также опти-
мально, если для связи между модулями используется всего два волокна:
по одному в измерительный модуль вводится оптическое излучение, по
другому в базовый модуль направляются выходные оптические сигналы
(в принципе обе эти функции может выполнять один световод).
Оптическое излучение, формируемое размещенным в базовом модуле
источником, передается на разделительное устройство измерительного
модуля, которое направляет это излучение на каждый интерферометри-
ческий датчик. Далее собирающее устройство объединяет выходные сиг-
налы всех датчиков в общем выходном оптическом излучении, которое
направляется на демультиплексор базового модуля. Демультиплексор
разделяет выходные сигналы отдельных датчиков, которые затем на-
правляются на устройство демодуляции, которое формирует информа-
цию о величине физического воздействия на каждый датчик системы.
Из приведенной концепции построения распределенных волоконно-
оптических интерферометрических гидроакустических систем следует
необходимость применения в них пассивных методов фазовой демоду-
ляции, исключающих размещение активных элементов (модуляторов)
непосредственно в оптической схеме волоконного интерферометра
(см. разд. 2.2.3) [17].
Базовый модуль
Фазовая
демодуляция
Источники
излучения
Демуль
типлек
соры
Разделяющее
устройство
Собирающее
устройство
Измерительный модуль
Массив
датчиков
Подводящие световоды
Отводящие световоды
Рис. 4.4. Общий принцип мультиплексирования интерферометрических
датчиков в многоэлементной волоконно-оптической системе
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
168
Для построения распределенных гидроакустических систем на ос-
нове интерферометрических приемников хорошо подходит технология
временного мультиплексирования TDM. В системах с интерфероме-
трическими чувствительными элементами, работающими на пропу-
скание, первоначально применялась последовательная топология [22].
Однако такие системы не нашли распространения, так как в них на-
блюдается высокий уровень перекрестных шумов в измерительных
каналах. Поэтому предпочтение было отдано лестничной топологии
(рис. 4.3), которая обеспечивает более низкий уровень перекрестных
шумов [8, 23, 24].
Еще до создания первых волоконно-оптических гидроакустических
антенн было показано, что демодуляция с использованием технологии
PGC является оптимальной для применения в системе работающих
на пропускание интерферометрических датчиков с временным муль-
типлексированием. При этом пороговая фазовая чувствительность
составляла 40 мкрад/Гц1/2 на частоте 600 Гц [14]. В первой распределен-
ной интерферометрической гидроакустической системе с временным
мультиплексированием и PGC-демодуляцией, состоявшей всего из
трех гидрофонов на основе интерферометра Маха – Цендера, пороговая
фазовая чувствительность составила 20 мкрад/Гц1/2 (рис. 4.5) [25]. При
этом уровень перекрестных шумов в измерительных каналах не превы-
шал –47 дБ.
ФП
ЧЭ
1
ЛЗ ЛЗ
ЧЭ
2
ЧЭ
3
Лазер
TDM
демульти
плексор
Выходы
1
2
3
ω
ω
Генератор
импульсов
Генератор PGC
демодуляция
2ω
Рис. 4.5. Распределенная волоконно-оптическая гидроакустическая си-
стема на основе интерферометров Маха – Цендера с временным
мультиплексированием TDM и демодуляцией с использованием
технологии PGC. ИЛ – импульсный лазер
4.1. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
на основе интерферометрических датчиков
169
Следующая практическая реализация такой гидроакустической
системы содержала 10 приемников [24]. Каждая линия задержки пред-
ставляла собой свернутый в кольца волоконный световод длиной 30 м,
что обеспечивало задержку 145 нс при длительности импульса 115 нс.
Пороговая фазовая чувствительность системы на частоте 1 кГц составила
12…18 мкрад/Гц1/2. При этом уровень перекрестных шумов в измеритель-
ных каналах не превышал –65 дБ.
Зависимость PGC-метода демодуляции от интенсивности лазерного
излучения приводит к тому, что флуктуации интенсивности лазерного
излучения, а также изменения распределений интенсивности лазерных
импульсов при их распространении в измерительной системе приводят
к изменению чувствительностей гидрофонов антенны. Для решения этой
проблемы кроме методов, рассмотренных в разд. 2.2.5, можно использо-
вать специальную систему автоматической регулировки усиления [26].
Так как лазерный импульс при прохождении через разветвители теряет
энергию, количество гидрофонов на одной паре световодов ограничено
количеством от 10 до 20. Для решения этой проблемы в промежутки между
разветвителями устанавливают волоконно-оптические усилители EDFA,
что позволяет увеличить количество гидрофонов до 200 [27]. Коэффици-
ент усиления такого усилителя на основе эрбиевого световода не велик и
может составлять 3…8 дБ. Для его работы в состав системы необходимо
включить лазер накачки (рис. 4.6) [28]. В качестве лазера накачки ис-
пользуется Nd:YAG лазер с длиной волны 1,06 мкм. Пороговая чувстви-
тельность такой системы, состоящей из десяти интерферометрических
датчиков, на частоте 16 кГц составляет 5,7 мкрад/Гц1/2 [29].
Лазер
ФП
ЧЭ N
У У У
ЧЭ ЧЭ ЧЭ ЧЭ
2 1 4
3
У
Лазер
накачки
Накачка
Рис. 4.6. Распределенная волоконно-оптическая гидроакустическая
система на основе интерферометров с временным мультиплек-
сированием TDM и оптическими усилителями. ФП – фото-
приемник, ЛЗ – линия задержки, ЧЭ – интерферометрический
чувствительный элемент гидрофона, У – оптический усилитель
EDFA
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
170
Применение оптических усилителей позволяет подключать несколь-
ко гидрофонов параллельно (рис. 4.7). В этом случае общее количество
гидрофонов на одной паре световодов может достигать 300 [28]. При
этом количество параллельно включенных гидрофонов следует опти-
мизировать. Так, например, для системы из 300 гидрофонов количество
параллельно подключаемых приемников должно быть равно 12 [28, 30].
Применение новой схемы распространения импульсов, при которой
оптические потери для всех гидрофонов одинаковы, позволяет приме-
нить всего два оптических усилителя EDFA: на входе и выходе системы
(рис. 4.8). Равенство потерь достигается за счет того, что сигналы всех
гидрофонов проходят через одинаковое количество разветвителей.
Лазер
ФП
М
N
Лазер
накачки М
1
Рис. 4.7. Распределенная волоконно-оптическая гидроакустическая си-
стема на основе интерферометров Маха – Цендера с временным
мультиплексированием TDM и увеличенным числом гидрофо-
нов. ФП – фотоприемник, M – массив гидрофонов
Лазер
ФП
М
8
Линии задержки
М
1
1 2 … 8 1 2 … 8 1 2 … 8 1 2 … 8
ОУ
ОУ
Рис. 4.8. Распределенная волоконно-оптическая гидроакустическая си-
стема на основе интерферометров Маха – Цендера с временным
мультиплексированием TDM, в которой потери для всех гидро-
фонов одинаковы. ФП – фотоприемник, М1-М8 – массивы
гидрофонов, ОУ – оптический усилитель EDFA
4.1. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
на основе интерферометрических датчиков
171
Первым примером успешной практической реализации такой
схемы на основе TDM-мультиплексирования является разработанная
в 1990 г. Naval Research Laboratory буксируемая гидроакустическая
антенна AOTA (All Optical Towed Array), содержащая 48-гидрофо-
нов [31]. Следующая антенна содержала уже 64 гидрофона на основе
интерферометра Маха – Цендера [32]. Длительность каждого импульса
составляет 100 нс. Источником оптического излучения является DFB-
лазер с длиной волны 1,54 мкм. Пороговая чувствительность антенны
в диапазоне частот от 5 Гц до 7 кГц определяется фазовым шумом лазера
200 мкрад/Гц1/2.
Следует, однако, отметить, что применение оптических усилителей
по схеме рис. 4.8 ограничивает общее количество гидрофонов в одном
канале. Для стандартного лазера мощностью 10 мВт для достижения
пороговой чувствительности 3…10 мкрад/Гц1/2 общее количество ги-
дрофонов в одном канале не должно превышать 25…30. Увеличение
мощности лазера приводит к возникновению нелинейных эффектов,
поэтому максимальное количество датчиков в одном канале, при
котором достигается приемлемая пороговая чувствительность, со-
ставляет 96 [33].
Применение гибридной технологии мультиплексирования TDM/
WDM позволяет получить дополнительное увеличение количества ин-
терферометрических волоконно-оптических датчиков, размещаемых на
двух волоконных световодах, за счет использования нескольких лазеров
с разной длиной волны [34]. В результате технология TDM/WDM по-
зволяет мультиплицировать несколько сотен гидрофонов [1], являясь
наиболее эффективной как по количеству каналов на один волоконный
световод, так и по количеству каналов на один лазер [35]. Например,
мультиплексирование по технологии WDM десяти измерительных ка-
налов с TDM-мультиплексированием 96 датчиков в канале позволило
объединить в единую распределенную измерительную систему 960 дат-
чиков [36]. Чувствительность гидрофонов системы составила –140 дБ
(отн. 1 рад/мкПа).
При реализации WDM-мультиплексирования в распределенной из-
мерительной системе, представленной на рис. 4.7, во входном канале
вместо обычных разветвителей устанавливаются WDM-разветвители.
Эти разветвители являются разделяющими мультиплексорами, кото-
рые направляют на массив датчиков излучение только определенной
длины волны (рис. 4.9.) [33]. Это позволяет осуществлять WDM-
мультиплексирование массивов, в то время как внутри массива при-
меняется TDM-мультиплексирование.
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
172
Выходные излучения массивов датчиков направляются в общий от-
водящий световод с использованием объединяющих оптоволоконных
мультиплексоров. Так как в этом случае вся мощность одного лазера
используется только для одного массива датчиков, количество датчи-
ков в массиве может быть увеличено до 256 и даже до 512. Также можно
убрать оптические усилители из входного канала. В результате при
16-канальном WDM-мультиплексировании и 256-канальном TDM-
мультиплексировании общее число датчиков может быть доведено до
4096 при пороговой чувствительности 2 мкрад/Гц1/2 [33].
В распределенной гидроакустической системе, представленной на
рис. 4.8, также возможно применение технологии TDM/WDM, которая
была реализована в донной антенне AODS (All Optical Deployable Ar-
ray) [37]. Система состоит из двух массивов по 32 гидрофона, выходные
сигналы которых отличаются длиной волны оптического излучения,
генерируемого двумя DFB-лазерами (λ1 = 1540 нм и λ2 = 1545 нм). Для
мультиплексирования гидрофонов в массиве применяется технология
TDM. Пороговая чувствительность антенны на частоте 6 кГц составляет
50 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2. Применение гибридной технологии TDM/WDM
при наличии 8 лазеров с разной длиной волны позволяет объединить в
антенне 512 гидрофонов. Узкая спектральная ширина линии излучения
DFB-лазеров позволяет объединять и большее количество массивов
гидрофонов.
Л1
ФП1
λ
1
Л2
Л16
…
Мультиплексор
λ
2
λ
16
РМ1 РМ2 РМ15
ОМ1 ОМ2 ОМ15
Массив
1
Массив
2
Массив
15
ФП2
…
Демультиплексор
λ
1
λ
2
λ
16
λ
1
… λ
16
λ
1
… λ
16
λ
1
λ
2
λ
15
ФП16
Массив
16
λ
16
Рис. 4.9. Распределенная волоконно-оптическая гидроакустическая си-
стема на основе интерферометров Маха – Цендера с TDM/WDM
мультиплексированием. РМ1–РМ15 – разделяющие мультиплек-
соры, ОМ1–ОМ15 – объединяющие мультиплексоры
4.1. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
на основе интерферометрических датчиков
173
При использовании технологии TDM в распределенных волоконно-
оптических интерферометрических системах с отражающими чувстви-
тельными элементами на основе интерферометра Майкельсона схема,
представленная на рис. 4.2, требует модификации, так как в таких систе-
мах чувствительными элементами являются не сами зеркала, а участки
световодов между ними. Интерферометры соединены последовательно,
поэтому опорное плечо отсутствует, и интерференцию необходимо
организовывать между импульсами, отраженными от зеркал соседних
интерферометров по схеме разностной интерферометрии с согласован-
ными траекториями (PMDI-метод) [38], как это делается в гидрофонах
на основе волоконно-оптического интерферометра Фабри – Перо, обра-
зованного двумя ВОБР (см. разд. 3.4). Выходные сигналы измерительной
линии пропускаются через неравноплечий компенсирующий интерфе-
рометр, разность плеч которого равна удвоенному оптическому пути ∆l
между зеркалами соседних интерферометров (рис. 4.10). В результате на
выходе компенсирующего интерферометра интерферируют импульс 1
с импульсом 2, импульс 2 с импульсом 3 и т.д. При этом интерфериру-
ющие импульсы оказываются разделенными во времени в соответствии
с технологией временного мультиплексирования.
Лазер
РP P
Р
TDM
демульти
плексор
12 3 N
Выходы
1
2
3
N123 N
ФП
123 4 N
123 N
–
1N
∆l
2∆l
Рис. 4.10. Схема распределенной волоконно-оптической PMDI-системы
c мультиплексированием по технологии TDM и компенсиру-
ющим интерферометром Маха – Цендера. Р – разветвитель,
ЧЭ – чувствительный элемент, ФП – фотоприемник
В работе [39] представлена 32-канальная распределенная волокон-
но-оптическая гидроакустическая PMDI-система с мультиплексиро-
ванием по технологии TDM. Гидрофоны объединены в 4 группы по 8
в каждой, поэтому связь между базовым и измерительным модулем
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
174
осуществлялась с использованием четырех световодов. Пороговая чув-
ствительность системы в диапазоне частот от 5 Гц до 4 кГц составляла
30 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2 при чувствительности –130 дБ (отн. 1 рад/мкПа).
Технология PMDI может быть реализована на основе гидрофонов с не-
равноплечими интерферометрами Майкельсона. Такая PMDI-система
представлена в работе [40]. Измерительная линия, состоит из шести
гидрофонов на интерферометрах Майкельсона с разностью плеч 26 м.
Фазовая демодуляция осуществляется с использованием PGC-Atan мето-
да. Чувствительность системы изменяется от – 122 дБ отн. 1 рад/мкПа на
частоте 20 Гц до – 116 дБ на частоте 495 Гц. Пороговая чувствительность
изменяется от 78 дБ отн. 1 мкПа на частоте 20 Гц до 28,5 дБ на частоте
495 Гц. Максимальный динамический диапазон системы составляет
120 дБ на частоте 495 Гц.
Применение мультиплексирования по технологии WDM в рас-
пределенных волоконно-оптических PMDI-системах также позволяет
увеличить количество чувствительных элементов. Распределенная
система с тремя каналами WDM при TDM-мультиплексировании
датчиков каждого канала может содержать 96 датчиков [41]. При этом
уровень перекрестных шумов в каналах не превышает –72 дБ. При при-
менении 16-ти WDM каналов со спектральной шириной 1,6 нм в окне
1525…1562 нм по технологии WDM/TDM можно мультиплексировать
до 500 датчиков [42].
Примером 6-канальной реализации PMDI-системы на основе
гибридной TDM/WDM технологии, объединяющей временное муль-
типлексирование со спектральным, является разработанная DERPA
в 2000 г. донная гидроакустическая антенна с общим количеством гидро-
фонов 96 [43, 44]. В этой антенне гидрофоны объединены в 6 массивов
по 16 последовательно соединенных гидрофона в массиве. В массиве
применяется временное мультиплексирование TDM. Массивы мульти-
плексируются с использованием технологии WDM (рис. 4.11).
В антенне используется 6 лазеров, каждый из которых излучает на
своей длине волны. Система разъединяющих и объединяющих мульти-
плексоров обеспечивает распространение оптических волн разной длины
через разные массивы гидрофонов. В этом случае на выходе можно раз-
делить информацию, поступающую от разных массивов.
В гидрофонах применена оптическая схема интерферометра Май-
кельсона с чувствительными элементами на эластичных тонкостенных
сердечниках (рис. 2.7), обеспечивающими чувствительность –128 дБ
(отн. 1 рад/мкПа) в частотном диапазоне от 20 Гц до 1 кГц. Порог детекти-
рования определяется уровнем собственного акустического шума океана.
4.1. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
на основе интерферометрических датчиков
175
Наличие оптических усилителей обеспечивает возможность удаления
измерительной части антенны на 5 км от источника и приемника. При
этом для обеспечения коэффициента усиления 15 дБ в каждом из шести
каналов мощность лазера накачки составила 3,8 мВт. Глубина размеще-
ния – до 300 м. Увеличение числа каналов до 16 потребует обеспечения
коэффициента усиления 20 дБ, для чего придется увеличить мощность
лазера накачки до 10 мВт. Увеличение длины описанной измеритель-
ной линии до 60 км потребует увеличения мощности лазера накачки
до 7 Вт [43].
Еще одной реализацией распределенной PMDI-системы является
донная волоконно-оптическая гидроакустическая антенна Centurion,
предназначенная для гидроакустического мониторинга акватории
морских портов, разработанная компанией Northrop Grumman по за-
казу военно-морского флота и береговой охраны США [45]. В системе
Centurion содержится 48 волоконно-оптических гидрофонов, мульти-
плексируемых с использованием технологии TDM. Система позволяет
обнаруживать суда, подводные угрозы (дайверы, минисубмарины и т.д.)
по их гидроакустическому излучению. Предпочтение волоконной оптике
было отдано по причине малых габаритов и возможности оперативного
развертывания, так как данная система рассматривается как средство
охраны судов США в американских и зарубежных портах от террори-
стических атак. Площадь охраняемой акватории составляет 350×400 м.
Л1
ФП1
λ
1
Л2
Л6
. . .
Мультиплексор
λ
2
λ
6
РМ1 РМ2 РМ6
ОМ1 ОМ2 ОМ6
Массив
1
Массив
2
Массив
6
ФП2
ФП6
. . .
Демультиплексор
λ
1
λ
2
λ
6
λ
1
… λ
6
λ
1
… λ
6
λ
1
λ
2
λ
6
Рис. 4.11. Схема WDM-мультиплексирования в донной волоконно-
оптической гидроакустической антенне. Л1–Л6 – лазеры,
ФП1–ФП6 – фотоприемники, РМ1–РМ6 – разделяющие
мультиплексоры, ОМ1–ОМ6 – объединяющие мультиплексоры
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
176
Представленные технологии были положены в основу серии буксиру-
емых антенн «TB». С начала 2000-х годов различные модели этой серии
размещаются на подводных лодках США в соответствии со специальной
военной программой [46].
При использовании технологии TDM в распределенных волокон-
но-оптических интерферометрических PMDI-системах для фазовой
демодуляции удобно использовать гетеродинирование с дифференци-
альной задержкой (DDH-метод) (см. разд. 2.2.4). При этом формиро-
вание импульсов с разной частотой осуществляется с использованием
двух акустооптических модуляторов, расположенных в плечах входного
интерферометра (рис. 4.12) [42, 47, 48].
ФП
Р
Р
АОМ1
Лазер
Р
ЧЭ
ω
2
ω
2
ω
2
ω
1
ω
1
ω
2
ω
1
ω
1
АОМ2
ЛЗ
ЧЭ
Р
Модулятор
M
1
M
2
M
n
ОУ
Интерференция
ФМ
детектор
cos(∆ωt + ϕ(t))
Р
Рис. 4.12. Распределенная волоконно-оптическая интерферометриче-
ская система с фазовой демодуляцией на основе DDH-метода.
АОМ – акустооптический модулятор, ОУ – оптический уси-
литель, ЛЗ – линия задержки, ЧЭ – чувствительный элемент,
M – зеркало Френеля
Отражающими чувствительными элементами распределенной из-
мерительной системы являются участки волоконного световода между
соседними зеркалами Френеля M1, M2, …Mn. При отражении импульсов
частотой ω1 и ω2 от зеркал M1 и M2 формируется две пары импульсов,
сдвинутых по времени. Если время задержки линии задержки равно
двойному времени прохода импульса от зеркала M1 до зеркала M2, то
импульс частотой ω1, отраженный от зеркала M2, и импульс частотой ω2,
отраженный от зеркала M1, совпадут по времени и проинтерферируют.
4.1. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
на основе интерферометрических датчиков
177
В результате на выходе фотоприемника будут формироваться гетеродин-
ные сигналы вида (2.31) на разностной частоте ωc = ω1 – ω2, соответству-
ющие разным гидрофонам. Затем эти сигналы демультиплексируются
по технологии TDM и демодулируются ФМ-детектором. Уровень пере-
крестных шумов в такой системе, состоящей из 32 датчиков, не превы-
шает –47 дБ [42].
Применение последовательной топологии для отражающих чувстви-
тельных элементов не позволяет полностью использовать возможности
TDM-мультиплексирования. Количество датчиков на одном световоде
ограничено мощностью импульса, которая не может быть слишком
большой, чтобы не вызвать нелинейные оптические эффекты в воло-
конном световоде (например, рассеяние Бриллюэна или Рамана). Для
решения этой проблемы применяется SDM (Space Division Multiplexing)
мультиплексирование, которое позволяет осуществить пространствен-
ное разделение каналов с использованием волоконно-оптических раз-
ветвителей (рис. 4.13) [48]. Чувствительные элементы размещаются на
нескольких волоконных световодах, образующих измерительные линии.
На их входах устанавливаются линии задержки, позволяющие разделить
импульсы от разных измерительных линий во времени.
В работе [49] использование описанной архитектуры позволило
построить 4-канальную распределенную гидроакустическую систе-
му, состоящую из 32 отражающих чувствительных элементов (по 8
в каждом канале). Расстояние между погруженными на глубину 200 м
гидрофонами и устройством обработки информации составило 5 км.
A
Массивы датчиков
A
′
B
B
′
C
C
′
A A
′
B B
′
C C
′
Р
Р
Р
ЛЗ
Рис. 4.13. Увеличение количества отражающих чувствительных элемен-
тов в распределенной измерительной системе с последователь-
ной топологией. ЛЗ – линия задержки, Р – разветвитель
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
178
Чувствительный элемент представляет собой 100 м волоконного свето-
вода, намотанного на полый цилиндр диаметром 2,5 см и длиной 10 см.
Снаружи чувствительный элемент покрыт эпоксидной резиной. Чувстви-
тельность гидрофона составляет –8 дБ отн. 1 рад/Па на частоте 1000 Гц.
В работе [50] количество гидрофонов в одном канале увеличено до 32
за счет применения 4-канального WDM-мультиплексирования. Таким
образом, общее количество чувствительных элементов в системе с 3-ка-
нальным SDM-мультиплексированием составило 96. Чувствительность
гидрофонов на основе заполненного воздухом пластикового цилиндра
диаметром 25 мм составила –127,5 дБ отн. 1 рад/мкПа в диапазоне частот
от 20 Гц до 1 кГц. Глубина погружения 375 м.
В работе [35] количество SDM-каналов увеличено до шести, так что
общее количество датчиков в измерительной системе составляет 176. Эта
распределенная измерительная система представляет собой донную 4-C
систему для постоянного мониторинга месторождений углеводородов
на морском шельфе. Ее измерительные модули, кроме гидрофонов, со-
держат также волоконно-оптические трехкомпонентные акселерометры
(рис. 4.14). Чувствительный элемент каждого датчика представляет со-
бой световод длиной 40 м, намотанный на цилиндрический сердечник.
Сердечники годрофонов реагируют на гидроакустическое давление, а
сердечника акселерометров, соединенные с инертной массой, реагируют
на сейсмоускорение (принцип действия таких акселерометров представ-
лен в [51–53]). Система позволяет увеличить количество WDM-каналов
до 16, однако общее число датчиков на одном световоде ограничено воз-
можностями регистрирующей аппаратуры и не может превышать 480.
В работе [54] технология SDM применена для мультиплексиро-
вания 32 гидрофонов на основе интерферометра Майкельсона. По-
роговая чувствительность системы с чувствительными элементами на
основе заполненных воздухом металлических сердечников составила
3,58×10–4 Па/Гц1/2 в диапазоне частот от 100 до 1000 Гц. Фазовая демо-
дуляция осуществляется PGC-методом.
Гидрофон
К другим
измерительным
модулям
M
1
M
2
M
3
M
4
M
5
Акселерометры
Рис. 4.14. Схема донного модуля распределенной 4-С измерительной
системы c TDM/WDM/SDM мультиплексированием. M – зер-
кало Френеля
4.1. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
на основе интерферометрических датчиков
179
В случае применения технологии WDM отражение удобно осу-
ществлять с использованием пар волоконно-оптических брэгговских
решеток, настроенных на одну длину волны. В этом случае схема чув-
ствительного элемента соответствует не интерферометру Майкельсона,
а интерферометру Фабри – Перо (см. разд. 4.3).
Схема интерферометра Саньяка также нашла применение в рас-
пределенных интерферометрических гидроакустических системах. Для
построения такой системы к кольцу интерферометра в соответствии
с лестничной топологией добавляется массив волоконно-оптических
чувствительных элементов (рис. 4.15) [55].
Лазер
ФП
ФП
Р
ЛЗ
N
ЧЭ ЧЭ ЧЭ
2
1
…
1 2 N
…
1 2 N
Р Р
Р Р
Рис. 4.15. Распределенная интерферометрическая гидроакустическая
система на основе интерферометра Саньяка
Для снижения перекрестных фазовых шумов применяется низко-
когерентный волоконный широкополосный источник оптического
излучения. Мультиплексирование осуществляется по технологии TDM.
Такая система функционирует как массив интерферометров Саньяка
с разной длиной колец. В результате на выходе системы формируется
набор импульсов, каждый из которых несет информацию о воздействии
на соответствующий гидрофон. Такая система теоретически способна
содержать до 200 гидрофонов. Чувствительность в системе, состоящей
из двух гидрофонов, составила 0,8×10–6 рад/Гц1/2 на частоте 19 кГц [56].
В работе [57] представлена система из 16 гидрофонов.
В работе [58] представлен массив из двух волоконно-оптических
гидрофонов на основе интерферометра Саньяка с разветвителем 2×2
с применением временного мультиплексирования (TDM). Квадратурный
режим работы интерферометров обеспечивается применением фазо-
вого модулятора. Уровень собственных шумов в этой системе составил
4×10–6 рад/Гц1/2 на частоте 5 кГц.
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
180
В двумерных распределенных волоконно-оптических гидроакусти-
ческих системах, предназначенных для размещения в корпусе судна,
применяется частотное мультиплексирование (FDM). При мощности
источника излучения 10 мВт частотное мультиплексирование обеспечи-
вает возможность объединения 1024 приемников в матрицу 32×32 [59].
Разделение каналов осуществляется за счет модуляции фазы оптической
волны на разных частотах в разных каналах [16, 59, 60]. Для модуляции
фазы лазерного излучения используется модуляция частоты, возникаю-
щая при модуляции тока полупроводникового лазера [61] (см. разд. 2.2.2).
На выходе специальные детекторы разделяют сигналы по частоте мо-
дуляции (рис. 4.16). Данный тип мультиплексирования обеспечивает
низкий уровень перекрестных шумов в каналах(–60 дБ) при пороговой
чувствительности 18 мкрад/Гц1/2 на частоте 1 кГц [16].
Примером успешного применения FDM в волоконно-оптической
гидроакустической системе является 16-канальная вертикальная антен-
на длиной 55 м, описанная в работе [62]. В гидрофонах использовалась
схема интерферометра Маха – Цендера. Сердечниками в многовит-
ковых чувствительных элементах гидрофонов служили заполненные
воздухом цилиндры. Длина световода измерительного плеча каждого
ω
1
ФП
ω
2
ω
n
…
…
ФП ФП
11 12 1m
n1 n2
nm
ω
1
ω
2
…ω
n
ω
1
ω
2
…ω
n
ω
1
ω
2
…ω
n
21 22
2m
Рис. 4.16. Схема частотного мультиплексирования в двумерной системе
волоконно-оптических гидрофонов
4.1. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
на основе интерферометрических датчиков
181
интерферометра равнялась 50 м. Применение Nd:YAG лазеров с диод-
ной накачкой, обладающих большой длиной когерентности, исключала
необходимость применения опорного плеча той же длины.Связь между
антенной и остальной аппаратурой осуществлялась по оптическому
кабелю, содержащему 9 световодов, который имел протяженность
10 км. 4 световода использовались для подвода излучения от четырех
источников, 5 – для передачи выходных оптических сигналов на фото-
приемники. Чувствительность гидрофонов в диапазоне частот от 5 Гц
до 1100 Гц составляла –178 дБ отн. 1 В/мкПа при гидростатическом
давлении 10 МПа. Уровень шумов антенны на частоте 10 кГц составил
30 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2.
В 1991 г. технология FDM была применена при разработке двумер-
ной планарной гидроакустической антенны LWPA (Light Weight Planar
Array program). Была испытана 56-канальная антенна, содержащая
49 планарных гидрофонов и 7 диагностических каналов [21]. Дальней-
шее развитие этой технологии позволило Naval Research Laboratory и
Northrop Grumman создать широкоапертурную гидроакустическую
антенну LWWAA (Light Weight Wide Aperture Array), оптимизирован-
ную для обнаружения дизель-электрических малошумных подводных
лодок [38]. Дальность обнаружения целей 129,6 км. Как и буксируемая
антенна TB-16, LWWAA установлена на всех ударных американских
подводных лодках класса «Вирджиния» (рис. 4.17) по три с каждого
борта.
LWWАА
Рис. 4.17. Подводная лодка, оснащенная двумерными волоконно-опти-
ческими гидроакустическими антеннами LWWAA [38]
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
182
Каждая антенна содержит 450 волоконно-оптических гидрофонов,
выполненных по схеме интерферометра Маха – Цендера. Чувствитель-
ный элемент гидрофона содержит два цилиндрических сердечника с на-
мотанным на них световодом измерительного плеча интерферометра,
залитыми поликарбонатом (рис. 4.18). Общая длина световода измери-
тельного плеча 40 м. Частотный диапазон антенны 10…480 Гц. В этой
реализации проявилось важное преимущество волоконно-оптической
элементной базы: в отличие от пьезоэлектрических гидрофонов воло-
конно-оптические чувствительные элементы не боятся морской воды,
и на подводной лодке они устанавливаются за пределами корпуса. Это
повышает чувствительность и упрощает модернизацию.
К методам частотного мультиплексирования относится и метод
мультиплексирования на основе непрерывного частотно-модулирован-
ного излучения FMCW (Frequency Modulated Continuous Wave) [63–65]
(см. разд. 2.2.6). Интерферометры чувствительных элементов датчиков
могут быть соединены как последовательно, так и параллельно (рис. 4.19).
Применение низкокогерентного источника позволяет избежать воз-
никновения перекрестных шумов, если расстояние между датчиками
гораздо больше длины когерентности источника. Разделение выходных
сигналов интерферометров осуществляется с использованием анализа-
тора спектра за счет того, что они имеют различные разности оптических
путей и поэтому каждому из них соответствует своя частота биений
в соответствии с (2.46).
Опорное
плечо
ЧЭ
Световод
Рис. 4.18. Один из 450 волоконно-оптических гидрофонов антенны
LWWA A
4.1. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
на основе интерферометрических датчиков
183
FMCW-метод основан на применении низкокогерентных источников
оптического излучения и разбалансированных (неравноплечих) интер-
ферометров. Это приводит к значительному уровню шумов, вызванных
фазовым шумом лазера. Пороговая чувствительность в системе на ос-
нове FMCW при мультиплексировании всего трех датчиков составляет
1 мрад/Гц1/2 [65]. Другим недостатком является ограничение количества
датчиков в системе, вызванное малой длиной когерентности источника.
Чем больше датчиков в системе, тем большей должна быть разность плеч
у последнего. В то же время она не должна превышать длину когерент-
ности лазера.
Построение распределенных интерферометрических измеритель-
ных систем по принципу, представленному на рис. 4.4, предполагает
значительную удаленность измерительного модуля от базового реги-
стрирующего модуля. Потери оптической мощности в измерительном
модуле приводят к необходимости установки оптических усилителей на
входе и выходе линии связи при его удаленности всего на 15 км [37]. При
дальнейшем увеличении длины линии связи построение измерительной
системы без применения оптических усилителей становится невозмож-
ным, даже если потери в измерительном модуле относительно невелики.
Если измерительный модуль удален на 40…50 км, то размещения оп-
ФП
Лазер
ν
t
а)
Лазер
ФП
б)
Рис. 4.19. Распределенная измерительная система на основе FMCW-
мультиплексирования: последовательное соединение датчи-
ков (а), параллельное (б)
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
184
тических усилителей только на входе и выходе линии связи в базовом
модуле оказывается недостаточно из-за потерь в самой линии, поэтому
на выходе измерительного модуля необходимо устанавливать дополни-
тельный усилитель [44, 47]. Развитие технологии эрбиевых оптических
усилителей с удаленной накачкой позволяет решать эту проблему под
водой [66]. Если потери в измерительном модуле не велики, то приме-
нение в нем одного дополнительного усилителя позволяет увеличить
расстояние между модулями до 165 км. Пороговая чувствительность
для такой системы, содержащей только один датчик, на частоте 1 кГц
составляет 5 мкрад/Гц1/2 [67].
При размещении оптических усилителей непосредственно в линии
связи через каждые 125 км возможно удаление измерительного модуля
на расстояние до 500 км [68]. При этом пороговая чувствительность си-
стемы из 16-ти интерферометров, мультиплексируемых по технологии
TDM, в лабораторных условиях составила 1 мПа/Гц1/2.
Следует отметить, что компенсировать потери увеличением мощности
излучения не представляется возможным по причине возникновения
в волоконном световоде нелинейных эффектов, приводящих к росту
шумов. Нелинейные эффекты возникают при определенном уровне
плотности мощности оптического излучения. Наименьшим порогом
обладает эффект вынужденного рассеяния Бриллюэна. Поэтому именно
этот эффект ограничивает уровень мощности оптического излучения
в распределенных волоконно-оптических измерительных системах.
В работе [69] представлены результаты лабораторных испытаний
распределенной интерферометрической гидроакустической системы,
содержащей 16 гидрофонов на основе интерферометра Майкельсона, при
длине линии связи между базовым и измерительным модулями 400 км.
Схема измерительной системы представлена на рис. 4.20. Система состо-
ит из трех частей: базового приемо-передающего модуля, 16-элементного
измерительного модуля и 400-километровой линии связи. Мультиплек-
сирование осуществляется по технологии TDM/WDM.
Передающая часть базового модуля содержит два лазерных источника
излучения, WDM-мультиплексор (WDM), акустооптический модуля-
тор (АОМ) и оптический усилитель (ОУ). Для подавления нелинейных
эффектов, связанных с четырехволновым смешением длины волн ис-
точников разнесены на 3,2 нм (1546,92 нм и 1550,12 нм). Выходная мощ-
ность оптического излучения, направляемого в линию связи, ограничена
явлением вынужденного рассеяния Бриллюэна [70]: 6 дБм (по 2 мВт на
каждый WDM-канал). Поэтому общий уровень шумов, вызванных не-
линейными эффектами, незначителен.
4.1. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
на основе интерферометрических датчиков
185
Приемная часть базового модуля содержит DWDM-демультиплексор
(DWDM) с фотоприемниками, цепи автоматической регулировки уровня
сигнала (АРУ) и АЦП. АРУ предназначена для борьбы с флуктуациями
интенсивности излучения, возникающими в протяженной линии пере-
дачи. Блок PGC-контроля реализует фазовую демодуляцию на основе
PGC-метода, который обеспечивает подавление шума, связанного
с рэлеевским рассеянием [71]. При несущей частоте ω0 = 32 кГц тактовая
частота АЦП составляет 256 кГц.
Измерительный модуль содержит два массива по 8 гидрофонов на
основе интерферометра Майкельсона с зеркалом Фарадея. TDM-муль-
типлексирование осуществляется в пределах одного массива. Мульти-
плексирование массивов осуществляется по технологии WDM с исполь-
зованием разделяющего (РМ) и объединяющего (ОМ) мультиплексоров.
Первый гидрофон первого массива предназначен для измерения шумов
системы, поэтому он изолирован от акустических воздействий (его аку-
стическая чувствительность составляет –200 дБ отн. 1 рад/мкПа). Чув-
ствительность остальных гидрофонов составляет –143 дБ отн. 1 рад/мкПа.
Л1
λ
1
Л2
λ
2
РМ
ОМ
Массив
Д1…Д8
Массив
Д9…Д16
λ
1
λ
2
λ
1
…λ
2
λ
1
λ
2
Измерительный модуль
WDM АОМ
ОУ
DWDM
АЦП
АЦП
АРУ
АРУ
TDM/PGC
демоду
лятор
Базовый модуль
ОУ1
ОУ2
ОУ3
ОУ4
ОУ8 ОУ7
ОУ6
ОУ5
Рис. 4.20. Распределенная интерферометрическая гидроакустическая
система с длиной линии связи 400 км
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
186
Параметры линии передачи определяются балансом между уровнем
шумов и количеством оптических усилителей. Интервал между усилите-
лями составляет 100 км, поэтому линия содержит 4 усилителя
(ОУ1…ОУ4)
во входном канале и 4 (ОУ5…ОУ8) в выходном. В линии применяется
стандартное оптическое волокно SMF-28 с коэффициентом потерь
0,19 дБ/км. Потери в измерительном модуле составляют 19 дБ. Каждый
эрбиевый усилитель с удаленной накачкой обладает коэффициентом
усиления 19 дБ при мощности оптического излучения на входе не менее
20 мкВт на каждой длине волны. Узкая линия излучения лазеров (~5 кГц)
и относительно большая длительность импульсов (500 нс) приводит
к пренебрежимо малой дисперсии (~16 пс/нм·км). В результате разность
длительностей распространения импульсов на длинах волн 1546,92 нм
и 1550,12 нм составляет 41 нс.
Пороговая чувствительность системы определяется фазовыми шу-
мами, уровень которых в диапазоне от 1 до 3 кГц составляет –97 дБ или
14 мкрад/Гц1/2, что соответствует 46 дБ от 1 мкПа.
4.2. Распределенные гидроакустические
системы на основе ВОБР
Как было показано в главе 3, использование волоконно-оптических
брэгговских решеток позволяет создавать высокочувствительные гидро-
фоны. Благодаря простой технологии изготовления и достаточно низкой
стоимости ВОБР прекрасно приспособлены к массовому производству.
Особенности ВОБР обеспечивают возможность размещать на одном
световоде большое число волоконных датчиков. Гидроакустическая ан-
тенна на основе ВОБР практически не содержит разветвителей и сварных
соединений световодов, что является преимуществом по сравнению
с интерферометрическими гидроакустическими системами [72]. Допол-
нительным преимуществом являются малые размеры чувствительных
элементов [73]. Поэтому ВОБР уже более 20 лет активно используются
для создания протяженных многоэлементных гидроакустических си-
стем различного назначения, что потребовало разработки специальных
методов и аппаратуры для их мультиплицирования, в основе которых
главным образом лежат технологии TDM и WDM [74–76].
4.2.1. Схемы спектрального мультиплексирования
ВОБР-датчиков
Метод спектрального мультиплексирования (WDM) играет ключевую
роль в создании распределенных гидроакустических систем на основе
4.2. Распределенные гидроакустические системы на основе ВОБР 187
ВОБР-датчиков, поскольку сбор информации в них основывается на
спектральном кодировании результата внешнего воздействия.
Одним из основных требований в методе спектрального мультиплек-
сирования является обеспечение условия, чтобы рабочие спектральные
области для ВОБР-датчиков в одной измерительной линии не пере-
крывались. Таким образом, если распределенная измерительная линия
содержит N ВОБР-датчиков, настроенных на длины волн излучения,
соответственно λ1, λ2, λ3, ... λN, каждый из которых имеет спектральную
рабочую область ∆λ1, ∆λ2, ∆λ3, ... ∆λN, то для каждого датчика с номером i
(i = 1, 2 , 3 , ... , N) должно выполняться условие
(4.1)
В случае ввода в такую распределенную измерительную линию
излучения от широкополосного источника света со спектральной по-
лосой ∆λ > (λN – λ1) отраженный сигнал будет состоять из N частотных
компонент, длина волны которого для каждой компоненты оказывается
сдвинутой в пределах отведенной ему полосы спектра на величину,
пропорциональную величине внешнего воздействия на соответству-
ющий ВОБР-датчик. Следовательно, задача спектрального мульти-
плексирования ВОБР-датчиков сводится к задаче создания условий
для одновременного измерения большого числа длин волн с высокой
точностью.
Простейший способ, позволяющий производить раздельное изме-
рение воздействия на каждый ВОБР-датчик в измерительной линии
заключается в использовании системы перестраиваемых брэгговских
дифракционных решеток (см. разд. 4.2.2). Схема организации измерений
показана на рис. 4.21 [77].
В данной схеме использован принцип параллельной топологии раз-
мещения перестраиваемых ВОБР-фильтров. Каждый из перестраивае-
мых фильтров настроен на центральную длину волны только одного из
датчиков в волоконной измерительной линии. Измерение результата
внешнего воздействия на датчик производится за счет перестройки спек-
тра отражения соответствующего ему перестраиваемого ВОБР-фильтра.
Перестройка в спектральной области ВОБР-фильтра осуществляется
за счет подачи напряжения на пьезокерамику, на поверхности которой
закреплен данный фильтр. В этом случае изменения в спектре отражен-
ного от ВОБР-датчика оптического сигнала определяются автомати-
чески, путем включения в измерительную схему цепи обратной связи.
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
188
Сигнал ошибки на выходе цепи обратной связи будет пропорционален
величине внешнего воздействия на датчик. Точность и динамиче-
ский диапазон производимых измерений в данном методе главным
образом определяются свойствами пьезокерамики. Динамическая
чувствительность такой измерительной системы, в случае объедине-
ния в одной линии четырех ВОБР-датчиков, может достичь значения
68 µε/Гц1/2 [77]
.
К недостаткам рассмотренной выше схемы измерений относится не-
эффективное использование мощности отраженного сигнала. Поэтому
была предложена последовательная схема размещения перестраиваемых
ВОБР-фильтров (рис. 4.22) [78], которая позволяет снизить потери све-
товой мощности практически в четыре раза.
В предлагаемой схеме обработки также использовалась дополнительная
низкочастотная модуляция каждой из пьезокерамик, что позволяет на-
блюдать сигнал от каждого ВОБР-датчика на своей частоте. Динамическое
разрешение для такой схемы измерений составляет ∼10–2 µε/Гц1/2. Как и
в предыдущем случае, точность измерения определяется характеристика-
ми пьезокерамики и точностью измерения напряжения ошибки в цепи
обратной связи.
Д1 Д2 Д3 Д4
I
Перестраиваемые ВОБРфильтры
Источник
излучения
ФП1
I
ФП2
I
ФП3
I
ФП4
Пьезо
керамика
III I
Сканирующее
устройство
Рис. 4.21. Параллельная схема мультиплексирования ВОБР-датчиков на
основе системы перестраиваемых брэгговских дифракционных
решеток. Д1, Д2, Д3, Д4 – ВОБР-датчики, ФП – фотоприемник
4.2. Распределенные гидроакустические системы на основе ВОБР 189
Совершенствование систем детектирования сигналов ВОБР на основе
перестраиваемых акустооптических фильтров (см. разд. 3.2.2) позволило
создавать компактные устройства, которые могут применяться для реги-
страции выходных сигналов нескольких ВОБР-датчиков (рис. 4.23) [79].
Источник
излучения
Д1 Д2
Д3
Перестраиваемые
ВОБРфильтры
ФП
Сканирующее
устройство
ФП
ФВЧ
Управляемый
генератор
ЦАП
Р
Источник
излучения
Д
1
, λ
1
III
ПАОФ
ФВЧ
АЦП
Счетчик
ПК
Д
2
, λ
2
dt
Рис. 4.22. Последовательная схема мультиплексирования ВОБР-датчиков
на основе системы перестраиваемых брэгговских дифракцион-
ных решеток. Д1, Д2, Д3 – ВОБР-датчики, ФП – фотоприемник
Рис. 4.23. Система детектирования сигналов ВОБР на основе акустооп-
тического фильтра. ПАОФ – перестраиваемый акустооптиче-
ский фильтр, ПК – персональный компьютер, ФВЧ – фильтр
высоких частот, Р – волоконно-оптический разветвитель,
ФП – фотоприемник
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
190
Излучение от широкополосного источника через разветвитель на-
правляется в измерительную линию, содержащую несколько ВОБР-
датчиков, настроенных на разные длины волн. Отраженное излучение
после прохождения через перестраиваемый акустооптический фильтр
(ПАОФ) детектируется фотоприемником. Система детектирования ра-
ботает в двух режимах: сканирование и захват. В режиме сканирования
обратная связь отключена и управляющая программа прогоняет ПАОФ
по заданному диапазону длин волн. При этом регистрируется мощность
отраженного от ВОБР-датчиков сигнала. Записанный сигнал представ-
ляет собой корреляцию суммарного спектра датчиков и ПАОФ.
В режиме захвата обратная связь обеспечивает настройку системы
на длину волны определенного датчика. ПАОФ перестраивается между
двумя длинами волн в пределах спектра пропускания выбранного
ВОБР-датчика. Если мощность отраженного оптического излучения
на этих длинах волн не одинаковая, то детектируемый оптический
сигнал оказывается промодулированным по амплитуде на частоте
перестройки ПАОФ. Умножение детектируемого сигнала на сигнал
перестройки позволяет получить сигнал рассогласования длины волны
ПАОФ и ВОБР-датчика, который используется для подстройки филь-
тра. Таким образом, осуществляется отслеживание смещения резонанса
ВОБР-датчиков при регистрации внешнего воздействия. Зависимость
частоты настройки ПАОФ от деформации ВОБР линейная, с коэф-
фициентом пропорциональности –96,7 Гц/µε. Точность измерения
сдвига резонансной частоты ВОБР-датчика определяется временем
измерения, поэтому быстродействие системы ограничено частотой
10 Гц. Также следует учитывать температурную зависимость частоты
пропускания ПАОФ 2,68 кГц/K, что соответствует –27,7 µε/K. Общая
точность измерения деформаций системы при времени измерения 0,1
с составляет 0,4 µε.
Среди схем спектрального мультиплексирования для ВОБР-датчиков
на основе перестраиваемых спектральных фильтров предпочтение от-
дается схеме на основе перестраиваемого интерферометра Фабри – Перо
(см. разд. 3.2.2). Такая схема мультиплексирования для четырех ВОБР
приведена на рис. 4.24 [80].
Обработка сигналов ВОБР-датчиков осуществляется аналогично
схеме, представленной на рис. 4.10. Отличие состоит в подаче допол-
нительного линейно изменяющегося напряжения на интерферометр.
Такая модуляция меняет по линейному закону пропускание интерфе-
рометра, резонансная частота которого зависит от расстояния между
зеркалами как
4.2. Распределенные гидроакустические системы на основе ВОБР 191
(4.2)
где с – скорость света в вакууме; lр – длина резонатора; n1 – показатель
преломления материала резонатора. Спектральная ширина каждого
спектрального пика резонатора определяется из соотношения
(4.3)
где R – коэффициент отражения зеркал интерферометра по интенсив-
ности.
Резкость Фабри – Перо фильтра однозначно определяется коэффи-
циентом отражения его зеркал
(4.4)
Обычно для волоконных интерферометров Фабри – Перо резкость
находится в пределах от 20 до 100. На практике параметр F определяет
как чувствительность интерферометра к изменению спектра анализиру-
емого излучения, так и число датчиков в распределенной измерительной
линии, сигналы от которых должны быть измеряемы независимо. Для
Д
1
Д
2
Д
3
Д
4
Выход
ПИФП
ФП
ФНЧ
Р
ω
ω
III IIII III III
Источник
излучения
λ
1
λ
2
λ
3
λ
4
λ
1
λ
2
λ
3
λ
4
output
V
FP
Рис. 4.24. Схема мультиплексирования ВОБР-датчиков с использованием
перестраиваемого интерферометра Фабри – Перо. ПИФП –
перестраиваемый интерферометр Фабри – Перо; Д1,…Д4 –
ВОБР-датчики; Р – волоконно-оптический разветвитель;
ФП – фотоприемник
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
192
того чтобы каждый из каналов передачи информации в телекоммуника-
ционной системе работал с минимальными перекрестными помехами,
необходимо их спектральное разнесение на величину частоты 3νR. В этом
случае перекрестные помехи между каналами не будут превышать –
10 дБ. Исходя из такого предположения, можно получить соотношение
для оценки максимально возможного числа ВОБР-датчиков в распре-
деленной измерительной линии
Если расстояние между спектральными каналами равно 3νR и F = 100,
то максимальное число датчиков в одной оптоволоконной измеритель-
ной линии будет равно 33 [81].
Для распределенной системы из 16 ВОБР-датчиков с использованием
описанной схемы мультиплексирования удается достичь разрешения
0,8 µε/Гц1/2 [82]. Наилучшее разрешение систем спектрального мульти-
плексирования на основе перестраиваемого интерферометра Фабри –
Перо составляет 0,1 µε/Гц1/2.
Для построения распределенных измерительных систем на основе
ВОБР также применяется интерферометрическое детектирование, опи-
санное в разд. 3.2.3. На рис. 4.25 представлена такая система, содержащая
4 ВОБР-датчика [83].
Д
1
Д
2
Д
3
Д
4
II I
II I III III
Источник
излучения
λ
1
1534 нм
ФМ
WDMдемультиплексор
ФП
ФП
ФП
λ
1
λ
2
λ
3
λ
4
PGCDCM
демодулятор
ФП
Выходы
λ
2
1542 нм
λ
3
1550 нм
λ
4
1557 нм
∆
λ
1
∆
λ
2
∆
λ
3
∆
λ
3
Рис. 4.25. Схема мультиплексирования ВОБР-датчиков с использо-
ванием интерферометрического детектирования на основе
интерферометра Маха – Цендера. ФМ – фазовый модулятор,
Д1,…Д4 – ВОБР-датчики; ФП – фотоприемник
4.2. Распределенные гидроакустические системы на основе ВОБР 193
В качестве источника оптического излучения используется эрбиевый
волоконный оптический усилитель (EDFA) мощностью 1 мВт, излуча-
ющий в диапазоне длин волн 1525…1565 нм. Соединенные последо-
вательно ВОБР-датчики измерительной линии имеют ширину линии
излучения 0,2 нм. Отраженное от измерительной линии оптическое
излучение содержит набор спектральных компонент, каждая из которых
соответствует своему датчику. Это излучение направляется на разбалан-
сированный интерферометр Маха – Цендера, который осуществляет
одновременное детектирование сдвигов длин волн всех спектральных
компонент. Разность длин плеч интерферометра составляет 5 мм. В ре-
зультате выходной сигнал интерферометра содержит сумму сигналов
демодуляции разности фаз ϕi(λ), соответствующей i-тому датчику, ко-
торые определяются согласно (2.9):
где N – число датчиков в линии, A0i – константа, определяемая мощно-
стью излучения лазера и коэффициентом отражения соответствующей
ВОБР, ϕ0i – фазовая компонента, определяемая положением рабочей
точки интерферометра для λi, ki – видность интерферометра на длине
волны λi.
Далее эти компоненты разделяются в WDM-демультиплексоре, каж-
дый из каналов которого настроен на длину волны соответствующего
датчика и имеет полосу пропускания 4 нм. В качестве фазовой демоду-
ляции применяется PGC-DCM-метод.
Пороговая чувствительность системы к деформации ВОБР-датчиков
составляет 1,5×10–3 µε/Гц1/2 в диапазоне частот от 200 до 2000 Гц. Уровень
перекрестных шумов не превышает –53 дБ и может быть доведен до
уровня –70 дБ.
Как было показано в разд. 3.2.3 для повышения стабильности схему
мультиплексирования ВОБР-датчиков с использованием интерфероме-
трического детектирования дополняют опорным каналом, в котором рас-
полагают ВОБР, изолированную от измеряемого воздействия (рис. 3.20).
Применение данного подхода в распределенных измерительных системах
с интерферометрическим детектированием позволяет снизить воз-
действие неконтролируемых изменений условий окружающей среды
на 40 дБ, что обеспечивает пороговую чувствительность к регистрации
сдвига длины волны брэгговского резонанса 10–3 пм/Гц1/2 [84].
Сравнение систем на основе перестраиваемого интерферометра Фа-
бри – Перо и интерферометрического детектирования показывает, что
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
194
чувствительность первой существенно ниже, чем у систем с интерфе-
рометрическим детектированием (см. табл. 3.1). В то же время системы
на основе ПИФП позволяют объединить на одном световоде большее
количество ВОБР-датчиков.
Если использовать перестраиваемый спектральный фильтр на основе
интерферометра Фабри – Перо только в качестве WDM-демультиплек-
сора, а регистрацию выходного сигнала ВОБР осуществлять интерфе-
рометрическим методом, то можно достичь разрешения 0,01 µε/Гц1/2
в диапазоне частот 0,1…10 000 Гц [85] для системы из четырех ВОБР
(рис. 4.26). В данной системе регистрация сигналов ВОБР осуществля-
ется с использованием метода, представленного в разд. 3.2.3 (рис. 3.21).
Д
1
Д
2
Д
3
Д
4
IIII IIII IIII
Источник
излучения
λ
1
3
×
3
ФП
ФП
ФП
Выходы
λ
2
λ
3
λ
4
ПИФП
90:10
ФП
Рис. 4.26. Схема мультиплексирования ВОБР-датчиков с использованием
интерферометрического детектирования на основе интерфе-
рометра Маха – Цендера и перестраиваемого интерферометра
Фабри – Перо в качестве WDM-фильтра
Применение интерферометра Саньяка обеспечивает возможность
мультиплексирования ВОБР-датчиков с одинаковой длиной волны
брэгговского резонанса (рис. 4.27) [86]. Оптическое излучение от широ-
кополосного источника (суперлюминесцентный диод) проходит через
опорную ВОБР. Отраженное от нее узкополосное излучение направля-
ется в интерферометр Саньяка, в резонаторе которого формируется две
волны: cw- и ccw-волны (см. разд. 2.6). cw-волна, пройдя путь La, направ-
ляется в измерительную линию, содержащую ВОБР-датчики, настроен-
ные на длину волны опорной ВОБР λ0. Отраженное от ВОБР-датчика оп-
тическое излучение продолжает распространяться в резонаторе, проходя
путь Lc до акустооптического модулятора (АОМ) в качестве cw-волны.
4.2. Распределенные гидроакустические системы на основе ВОБР 195
Пройдя АОМ, эта волна приобретает сдвиг частоты ∆ν = wt, а затем про-
ходит путь Lb до разветвителя. При этом сcw-волна проходит тот же путь,
но в противоположном направлении, приобретая тот же сдвиг частоты.
Так как АОМ расположен не симметрично, то cw- и ccw-волны имеют
разные фазы. Разность фаз этих волн
где n – показатель преломления сердцевины световода, c – скорость
света.
Тогда в результате интерференции cw- и ccw-волн на фотоприемнике
будет регистрироваться интенсивность излучения
Применяя быстрое преобразование Фурье к этому сигналу, можно
выделить характеристические частоты fi, соответствующие каждому
ВОБР-датчику:
ШИ Выход
ЛЗ
Р
Р
АОМ
БПФ
Опорная
ВОБР, λ
0
ФП
Д
1
λ
0
Д
i
λ
0
Д
N
λ
0
…
II III I
…
II
II
L
i
L
a
L
c
L
b
Циркулятор
∆ν
= wt
Рис. 4.27. Схема мультиплексирования ВОБР-датчиков с использованием
интерферометра Саньяка и акустооптического модулятора.
ШИ – широкополосный источник оптического излучения,
АОМ – акустооптический модулятор, ЛЗ – линия задержки,
Р – волоконно-оптический разветвитель, БПФ – быстрое
преобразование Фурье, Д – ВОБР-датчик
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
196
Чувствительность к аксиальной деформации распределенной си-
стемы на основе интерферометра Саньяка, включающей пять ВОБР-
датчиков, составила 96 мкВ/µε [86].
Причем амплитуда Фурье-компонент напрямую связана с коэффи-
циентом отражения ВОБР датчика. Если он изменяется при внешнем
воздействии на ВОБР, то по амплитуде Фурье-компоненты можно опре-
делить величину воздействия.
Спектральное мультиплексирование ВОБР-датчиков можно осущест-
влять с использованием узкополосного источника излучения, такого как
волоконно-оптический брэгговский лазер (ВОБЛ). Такой подход по-
зволяет получить более высокое отношение сигнал/шум по сравнению
с системами на основе широкополосных источников [87]. Однако он
имеет один недостаток: высокая когерентность узкополосного источника
излучения, которая приводит к возникновению интерференции между
волнами, отраженными от различных ВОБР в многоэлементных рас-
пределенных измерительных системах на основе ВОБР. В системах, где
регистрируется прошедшее через ВОБР излучение, эту проблему можно
решить установкой оптических изоляторов. Однако в гидроакустических
системах предпочтение отдается регистрации отраженного от ВОБР излу-
чения, и проблема когерентности источника становится актуальной. По-
этому при построении многоэлементных измерительных систем на основе
узкополосных источников для мультиплексирования ВОБР применяют
технологию TDM на основе оптических переключателей (рис. 4.28) [88].
Циркулятор
DFBлазер III IIII
II I
Д
1
Д
2
И
Д1 Д2
Фотоприемник/
TDMдемультиплексор
Драйвер
Выход
Оптический
переключатель
Рис. 4.28. Мультиплексирование ВОБР-датчиков с использованием
оптического переключателя в измерительной системе с узко-
полосным источником излучения
4.2. Распределенные гидроакустические системы на основе ВОБР 197
Спектры отражения ВОБР-датчиков Д1 и Д2 в схеме на рис. 4.28
предполагаются абсолютно одинаковыми. Однако на практике это не-
возможно, поэтому применяемая система обратной связи, подстраивая
длину волны DFB-лазера, обеспечивает требуемое положение рабочей
точки для всех датчиков измерительной системы, переключаясь син-
хронно с оптическим переключателем.
Для опроса ВОБР-датчиков, настроенных на разные длины волн,
применяются волоконные лазеры с внешним резонатором, которые по-
зволяют изменять длину волны излучения [89–91]. Для настройки длины
волны излучения на нужное значение в резонаторе лазера устанавлива-
ется перестраиваемый спектральный фильтр – волоконно-оптический
интерферометр Фабри – Перо (рис. 4.29). В такой схеме лазер излучает
на середине резонансной длины волны того ВОБР-датчика, на который
настроен фильтр в цепи обратной связи лазера.
Количество мультиплексируемых датчиков ограничено диапазоном
работы эрбиевого лазера (1525…1560 нм) и диапазоном изменения резо-
нансной частоты ВОБР-датчиков. При диапазоне перестройки ±3 нм (что
соответствует ±2500 µε) количество датчиков равно шести. При диапазоне
перестройки 45 нм количество датчиков можно довести до 12 [90, 91].
4.2.2. Комплексные методы мультиплексирования
ВОБР-датчиков
Количество ВОБР-датчиков на одной измерительной линии в распреде-
ленной измерительной системе ограничено шириной спектра источника
излучения и не превышает 20. Его можно увеличить, если использовать
Д
1
Д
2
Д
N
λ
1
λ
2
λ
N
Лазер накачки
Эрбиевый
световод
ВИФП
Выход
…
λ
1
λ
2
λ
N
ИИ
Рис. 4.29. Мультиплексирование ВОБР-датчиков с использованием
волоконно-оптического брэгговского лазера. Д1,…Д4 – ВОБР
датчики; И – изолятор, ВИФП – волоконно-оптический ин-
терферометр Фабри – Перо
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
198
комплексный подход, который заключается в объединении различных
технологий мультиплексирования.
Для увеличения количества датчиков технологию спектрального
мультиплексирования WDM можно дополнить технологией простран-
ственного мультиплексирования SDM нескольких линий на основе
оптоэлектронных переключателей, каждый из которых способен ком-
мутировать до 32 линий. На рис. 4.30 представлен пример практической
реализации такого подхода для мультиплексирования пяти линий по
12 ВОБР-датчиков (60 датчиков) [92]. В качестве источника излучения
применяется полупроводниковый лазер мощностью 150 мВт с длиной
волны 1,3 мкм. Диапазон перестройки интерферометра Фабри – Перо
составил 45 нм, поэтому максимумы отражения каждого из 12 датчиков
сдвинуты друг относительно друга на 3 нм. Разрешение в этой системе
составляет 1 µε/Гц1/2.
ВИФП
СД
Пиковый
детектор
ФП
Цифровой
контроллер
1
×
4
1
×
2
К измерительным
линиям
Драйвер
К персональному
компьютеру
ОП1
ОП2
Рис. 4.30. Мультиплексирование ВОБР-датчиков на основе технологий
WDM и SDM. ВИФП – волоконно-оптический интерферо-
метр Фабри – Перо, СД – светодиод, ФП – фотоприемник,
ОП – оптический переключатель
Дальнейшее увеличение количества мультиплексируемых ВОБР-
датчиков может быть достигнуто за счет совмещения WDM и SDM
технологий с технологией временного мультиплексирования TDM [93].
Для совместной реализации TDM- и WDM-мультиплексирования
необходимо применение широкополосного импульсного источника
излучения. Таким источником может служить непосредственно пере-
ключаемый суперлюминесцентный светодиод (SLD) [18], edge LED
(ELED) с внешней модуляцией [94], или эрбиевый волоконный опти-
ческий усилитель (EDFA) [95].
Для метода временного мультиплексирования на выходном конце
распределенной измерительной линии, составленной из последователь-
4.2. Распределенные гидроакустические системы на основе ВОБР 199
но соединенных ВОБР-датчиков, любые два отраженных импульсных
сигнала от любых двух соседних датчиков оказываются отделенными друг
от друга определенным временным интервалом. Такое временное раз-
деление сигналов достигается за счет введения между соседними ВОБР-
датчиками волоконно-оптических линий задержки. Световые импульсы
могут быть разделены при помощи высокоскоростных электрических
коммутаторов, управляемых электронным образом задержанными им-
пульсами, которые подстроены под времена оптической задержки для
каждого конкретного датчика. Дополнение этой схемы спектральным
фильтром для определения величины сдвига брэгговского пика в спектре
отражения от ВОБР-датчика позволяет измерять величину внешнего
воздействия.
На рис. 4.31 представлена схема мультиплексирования ВОБР-датчиков
на основе технологии TDM [94]. В этой схеме регистрация выходных сиг-
налов ВОБР-датчиков осуществляется с использованием интерфероме-
трического детектирования на основе интерферометра Маха – Цендера
(см. разд. 3.2.3), в котором фазовая демодуляция осуществляется по
методу псевдогетеродинирования. Длина линий задержки между со-
седними ВОБР-датчиками составляла 5 м, а динамическое разрешение
измерительной системы из четырех датчиков составило 2×10–3 µε/Гц1/2
в диапазоне частот выше 10 Гц.
Выход
λ
1
λ
2
λ
N
∆
λ
1
∆
λ
N
Интерферометр
Маха – Цендера
НЧфильтр
Р
τ
1
τ
2
τ
n
ВОБРдатчики
ЛЗ ЛЗ ЛЗ
НЧфильтр
Драйвер
ГИ
Электронные
линии
задержки
τ
1
τ
n
Источник
излучения
Переключа
тель
Рис. 4.31. Cхема мультиплексирования ВОБР-датчиков на основе тех-
нологии TDM. ГИ – генератор импульсов, Р – разветвитель,
ЛЗ – высокоскоростная оптическая линия задержки
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
200
При увеличении числа датчиков до 10 наблюдается значительный рост
уровня перекрестных помех. С целью устранения этого нежелательного
эффекта было предложено использовать последовательности световых
импульсов, кодируемые ортогональными кодами [96, 97].
При комбинированном методе TDM/WDM-мультиплексирования
ВОБР-датчики в схеме на рис. 4.31 заменяются массивами ВОБР-
датчиков. При этом разделение сигналов от датчиков одного массива
осуществляется с использованием спектрального демультиплексора
на основе перестраиваемого спектрального фильтра (интерферометр
Фабри – Перо или Маха – Цендера). Если число датчиков в каждом
массиве равно N, а количество массивов равно M, то в результате такая
система позволяет создавать измерительные линии с N×M ВОБР-датчиков
(рис. 4.32) [95]. Разрешение для системы 3×3 варьируется от 1 до 3 µε/Гц1/2.
Размерность такой системы может быть доведена до 8×8.
λ
1
λ
2
λ
N
∆
λ
1
∆
λ
N
Спектральный
демультиплексор
TDM
демультиплексор
Р
Массив 1
ЛЗ
ЛЗ
ЛЗ
М
1 N
∆
λ
1
∆
λ
N
Массив 1
Массив M
λ
1
λ
2
λ
N
Массив 2
λ
1
λ
2
λ
N
Массив M
Источник
излучения
Рис. 4.32. Схема комбинированного TDM/WDM мультиплексирования
ВОБР-датчиков. М – модулятор, ЛЗ – линия задержки
Применение интерференционного детектирования по схеме рис. 3.20
в системах WDM/TDM-мультиплексирования ВОБР-датчиков позво-
ляет получить разрешение 23×10–3 µε/Гц1/2 на частотах выше 800 Гц [93].
Создание крупномасштабных измерительных систем на основе
ВОБР-датчиков требует необходимости мультиплексирования несколь-
ких распределенных линий, каждая из которых должна функциони-
ровать независимо от других. Если для этой цели использовать только
4.2. Распределенные гидроакустические системы на основе ВОБР 201
технологии спектрального и временного мультиплексирования, то это
потребует значительного роста количества измерительного оборудова-
ния и источников излучения. Для увеличения количества измеритель-
ных линий в двумерных распределенных измерительных системах на
основе ВОБР-датчиков в дополнение к технологии TDM применяется
технология пространственного мультиплексирования SDM на основе
волоконно-оптических разветвителей.
На (рис. 4.33) представлена схема комплексного метода мультиплек-
сирования ВОБР-датчиков на оснвое технологий TDM и SDM [98].
В этой системе применяется метод интерференционного детектирова-
ния, описанный в разд. 3.2.3 (см. рис. 3.20). Широкополосным источни-
ком оптического излучения является суперлюминесцентный светодиод
(SLD) мощностью 1 мВт со спектральным диапазоном 818…836 нм.
SLD
Драйвер
ИМ
SDM
мульти
плексор
SDM
мульти
плексор
ВОБР1
ВОБР8
Генератор
ИГ
ЛЗ
ЛЗ
Фотоприемники
П1
П2&П3
ПФ
ПФ
Фазометр
Фазометр
АЦП
ПК
Задержка ПФ
Опорный сигнал
Сигнал
λ
0
λ
0
λ
0
λ
0
Рис. 4.33. Схема мультиплексирования ВОБР-датчиков на основе техно-
логий SDM и TDM. SLD – суперлюминесцентный светодиод,
ИМ – интерферометр Майкельсона, ИГ – импульсный гене-
ратор, ПФ – полосовой фильтр, П1, П2, П3 – переключатели,
ПК – персональный компьютер
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
202
На выходе источника излучения располагается сканер длин волн на ос-
нове неравноплечего интерферометра Майкельсона с перестраиваемой
разностью оптических путей 0,9±0,05 мм, которая соответствует спек-
тральному диапазону 0,765 нм. После прохождения сканера оптическое
излучение через SDM-мультиплексор, представляющий собой систему
волоконно-оптических разветвителей (рис. 4.34), направляется к восьми
ВОБР-датчикам. SDM-мультиплексор имеет 4 выходных порта, каждый
из которых содержит по две линии, имеющие взаимную задержку рас-
пространения оптического сигнала, равную 400 нс.
Генератор импульсов, подключенный к драйверу питания суперлю-
минесцентного диода, обеспечивает импульсный режим его работы.
Частота следования импульсов 1,1 МГц, длительность импульсов 300 нс.
Отраженное от ВОБР излучение регистрируется линейкой лавинных
фотодиодов, каждый из которых регистрирует сигналы от двух ВОБР,
разделенные временным интервалом 400 нс. Эти сигналы разделяются
двумя быстродействующими переключателями П2 и П3. Информация
о фазе интерференционного сигнала восстанавливается с использова-
нием псевдогетеродинирования, как описано в разд. 4.2.3. В качестве
опорной ВОБР используется ВОБР 1.
В описанной системе параметры всех ВОБР идентичны и поэтому
не влияют на количество датчиков. Резонансная длина волны ВОБР 830
нм, ширина спектра отражения 0,2 нм. Разрешение системы составляет
0,22 µε/Гц1/2.
На рис. 4.35 представлена схема комплексного метода мультиплек-
сирования ВОБР-датчиков на основе технологий WDM и SDM [99].
ЛЗ
ЛЗ
ЛЗ
ЛЗ
К измерительным
линиям
К линейке
фотодиодов
ЛЗ – линия
задержки
Рис. 4.34. Схема SDM-мультиплексора
4.2. Распределенные гидроакустические системы на основе ВОБР 203
В данной схеме применена параллельная топология пространственно-
го мультиплексирования и все измерительные линии абсолютно одина-
ковы, то есть состоят из одинакового числа и набора ВОБР-датчиков, и
возбуждаются одновременно от одного источника излучения с широким
спектром при помощи SDM-мультиплексора, аналогичного представ-
ленному на рис. 4.34. Непосредственно за выходом широкополосного
источника излучения располагается перестраиваемый Фабри – Перо-
фильтр с высоким показателем качества и интерференционный сканер
длин волн на основе разбалансированного интерферометра Майкельсона.
Такая топология системы мультиплексирования позволяет одно-
временно, на одной длине волны, опрашивать все одинаковые ВОБР-
датчики во всех измерительных линиях. Перестраиваемый фильтр Фа-
бри – Перо используется для выбора нужных ВОБР-датчиков, имеющих
одинаковое значение длины волны для центрального брэгговского мак-
симума отражения, а интерференционный сканер длин волн позволяет
с высоким разрешением и высокой скоростью определять изменения
в спектрах излучения, отраженного от каждого из датчиков.
Разрешение системы, представленной на рис. 4.35, для четырех из-
мерительных линий составило 1,8 µε в полосе частот 30 Гц (0,32 µε/Гц1/2).
Для увеличения общего числа датчиков возможно одновременное при-
менение технологий SDM, TDM и WDM могут дополняться технологи-
ей TDM.
λ
1
λ
2
λ
N
Источник
Массив
фотоприемников
SDM
мульти
плексор
Линия 1
ПФ
1 M
ИС
λ
1
λ
2
λ
N
Линия M
Переключатель
каналов
1 M
Полосовой
фильтр
Полосовой
фильтр
Фазометр
У
Процессор
Рис. 4.35. Схема пространственного мультиплексирвоания ВОБР-
датчиков. ПФ – перестраиваемый фильтр, ИС – интерферен-
ционный сканер, У – усилитель
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
204
4.3. Распределенные гидроакустические
системы на основе волоконно-оптического
интерферометра Фабри – Перо,
образованного двумя ВОБР
Схема разностной интерферометрии с согласованными траекториями
(схема PMDI) хорошо сочетается с технологиями мультиплексирова-
ния TDM и WDM. Поэтому гидрофоны на основе волоконно-опти-
ческого интерферометра Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР
(ВИФП/ВОБР) (см. разд. 3.4.1), могут быть объединены в распределен-
ную гидроакустическую систему с использованием этих технологий.
При этом для всех датчиков применяется один и тот же компенсиру-
ющий разбалансированный интерферометр Майкельсона или Маха –
Цендера.
На рис. 4.36 представлена распределенная гидроакустическая си-
стема с TDM-мультиплексированием, содержащая два чувствительных
элемента на основе ВИФП/ВОБР: X и Y [100]. В качестве компенси-
рующего интерферометра применяется интерферометр Майкельсона.
Волоконно-оптический циркулятор препятствует прохождению отра-
женных от зеркал интерферометра Майкельсона импульсов на лазеры
и чувствительные элементы.
X
ВОБР
X
1
X
1
Циркулятор
Р
Компенсирующий
интерферометр
Лазер Y
ВОБР
X
2
X
2
ВОБР
Y
1
Y
1
ВОБР
Y
2
Y
2
ФП
ЛЗ
З
З
ОЗ
ГИ
импульсы КП
импульсы ДП
выход интерферометра
ДП
КП
Рис. 4.36. Распределенная гидроакустическая система с TDM-мульти-
плексированием двух чувствительных элементов на основе
ВИФП/ВОБР. ОЗ – оптический затвор, ГИ – генератор им-
пульсов, ЛЗ – линия задержки, Р – разветвитель, З – зеркало
Фарадея, ФП – фотоприемник, КП – короткое плечо, ДП –
длинное плечо
4.3. Распределенные гидроакустические системы на основе волоконно-
оптического интерферометра Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР
205
Оптический затвор под управлением генератора импульсов форми-
рует на входе измерительной линии оптический импульс. В результате
его отражения от ВОБР гидрофонов на вход компенсирующего интер-
ферометра поступает две пары импульсов (Y1, Y2) и (X1, X2), расстояние
между которыми определяется длиной линии задержки.
В интерферометре из-за разности длин плеч на выходе осущест-
вляется интерференция импульса X2 короткого плеча и импульса X1
длинного плеча, а также импульса Y2 короткого плеча и импульса Y1
длинного плеча. Таким образом, формируются разделенные во времени
интерференционные сигналы всех гидрофонов, размещенных в изме-
рительной линии.
Максимальное количество гидрофонов в измерительной линии
определяется потерями в световоде между гидрофонами, потерями
в чувствительном элементе и коэффициентом отражения ВОБР. На
рис. 4.37 представлена зависимость между числом ВОБР и коэффициен-
том отражения ВОБР для следующих параметров измерительной линии:
энергетический запас измерительной системы равен 30 дБ (стандартное
значение для протяженной волоконно-оптической системы), расстоя-
ние между гидрофонами 100 м, потери в световоде 0,2 дБ/км, потери
в чувствительном элементе гидрофона 0,9 дБ. Как видно из рисунка,
максимальное количество ВОБР равно 13, что позволяет подключить
6 гидрофонов.
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
Количество ВОБР
Коэффициент отражения ВОБР, дБ
0
–
5
–
10
–
15
–
20
–
25
–
30
–
35
Рис. 4.37. Зависимость между числом ВОБР и коэффициентом отражения
ВОБР
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
206
Чувствительность системы из двух гидрофонов с коэффициентами
отражения –30 дБ и –10 дБ составляет –140 дБ отн. 1 рад/мкПа в диа-
пазоне частот от 200 Гц до 4 кГц. Разность чувствительностей одиночного
гидрофона и гидрофона в составе распределенной системы не превы-
шает 1 дБ.
На рис. 4.38 представлена распределенная гидроакустическая система
с WDM-мультиплексированием с двумя чувствительными элементами
на основе ВИФП/ВОБР [101]. В качестве компенсирующего интер-
ферометра применяется интерферометр Майкельсона. В качестве ис-
точников излучения применяются импульсные лазеры с длинами волн
λ1 = 1554,1 нм и λ2 = 1547,9 нм. Импульсы формируются лазерами одно-
временно и направляются через циркулятор в измерительную линию.
В результате их отражения от ВОБР гидрофонов на вход компенсирую-
щего интерферометра поступают две пары импульсов: на длине волны
λ1 и на длине волны λ2. В интерферометре из-за разности длин плеч
на выходе осуществляется интерференция импульсов от брэгговских
решеток первого гидрофона, а также осуществляется интерференция
импульсов от брэгговских решеток второго гидрофона. Разделение
импульсов с длинами волн λ1 и λ
2 осуществляется с использованием
WDM-разветвителя. Интерференционные импульсы каждого гидрофона
регистрируются своим фотоприемником. Таким образом, формируются
разделенные во времени интерференционные сигналы всех гидрофонов,
размещенных в измерительной линии.
ЧЭ1
ВОБР
Циркулятор
Р
Разветвитель
WDM
Компенсирующий
интерферометр
ФП
ИЛ2
ИЛ1
ЧЭ2
ВОБР ВОБР
ВОБР
Р
ФП
λ
1
λ
2
λ
2
З
З
ДП
КП
λ
1
λ
1
λ
1
λ
2
λ
2
Рис. 4.38. Распределенная гидроакустическая система с WDM-мульти-
плексированием двух чувствительных элементов на основе
ВИФП/ВОБР. ИЛ – импульсный лазер, Р – разветвитель,
З – зеркало Фарадея, ФП – фотоприемник, КП – короткое
плечо, ДП – длинное плечо
4.3. Распределенные гидроакустические системы на основе волоконно-
оптического интерферометра Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР
207
Чувствительность системы из двух гидрофонов с коэффициентами
отражения –30 дБ и –10 дБ составляет –140 дБ и –136 дБ отн. 1 рад/мкПа
соответственно в диапазоне частот от 200 Гц до 4 кГц. Разность чувстви-
тельностей одиночного гидрофона и гидрофона в составе распределенной
системы не превышает 1,6 дБ.
Компенсирующий интерферометр в схеме интерференции PMDI
можно разместить на входе измерительной линии [102]. В этом случае
в качестве метода фазовой демодуляции удобно воспользоваться гете-
родинированием с дифференциальной задержкой (DDH-метод фазовой
демодуляции), описанным в разд. 2.2.4 (рис. 4.39). Импульсы длитель-
ностью 100 нс формируются модулятором на основе ниобата лития.
Каждая пара ВОБР рассчитана на отражение излучения определенной
длины волны. Чувствительные элементы представляют собой волокон-
ный световод диаметром 50 мкм с акрилатным покрытием диаметром
110 мкм, намотанный на заполненный воздухом поликарбонатный ци-
линдрический сердечник диаметром 3,8 мм с толщиной стенок 0,29 мм.
Чувствительность системы из 4 гидрофонов составляет –138 дБ отн.
1 рад/мкПа в диапазоне частот 50…450 Гц, при пороге детектирования
18 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2. При длине 190 мм удельная чувствительность
системы составляет –170 дБ отн. 1 (рад/мкПа)/м.
λ
1
λ
2
λ
N
ЧЭ
ВОБР
Ц
WDM
разветвитель
Компенсирующий
интерферометр
Лазер
ЧЭ
ВОБР
ВОБР
ВОБР
Р
Лазер
Лазер
ИМ
Р
Р
АОМ
ФМдетекторы ФП
1
…ФП
N
ω
0
ω
1
ω
0
ω
0
ω
0
ω
1
ω
1
λ
1
λ
1
λ
N
λ
N
Рис. 4.39. Распределенная гидроакустическая система с чувствительными
элементами на основе ВИФП/ВОБР с фазовой демодуляци-
ей на основе DDH-метода. ИМ – импульсный модулятор,
ЧЭ – чувствительный элемент, Р – волоконно-оптический
разветвитель, АОМ – акустооптический модулятор
При объединении 8 таких датчиков на одном волоконном световоде
уровень перекрестных шумов составляет –40 дБ [103].
Для увеличения количества мультиплексируемых датчиков в распре-
деленных гидроакустических системах с чувствительными элементами на
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
208
основе участка световода между двумя ВОБР технологии TDM и WDM
применяется одновременно [75]. Все ВОБР чувствительных элементов,
мультиплексируемых по технологии TDM, настраиваются на длину
волны излучения одного и того же лазера. Это позволяет заменить две
соседние ВОБР одной.
В работе [104] представлена распределенная гидроакустическая
система, которая содержит три чувствительных элемента на основе во-
локонно-оптического интерферометра Фабри – Перо, образованного
двумя ВОБР, с TDM мультиплексированием. В этой системе ВОБР
с коэффициентами отражения 12,1, 16,1, 22,8 и 38,3% формируют на
одном световоде три чувствительных элемента. В качестве источника из-
лучения применяется поверхностно-излучающий лазер с вертикальным
резонатором, формирующий импульсы длительностью 10 нс с частотой
500 кГц. Пороговая чувствительность системы составляет от 53 мПa/Гц1/2
на частоте 495 Гц до 8,3 мПa/Гц1/2 на частоте 40 Гц.
Примером успешной коммерческой реализации распределенной из-
мерительной системы с чувствительными элементами на основе ВИФП/
ВОБР является волоконно-оптическая морская донная сейсмическая
коса OBSC (Ocean Bottom Seismic Cable), разработанная подразделением
Optoplan французской компании Sercel [105, 106]. Сейсмокоса предна-
значена для постоянного мониторинга месторождений углеводородов
на морском шельфе.
Коса длиной до 10 километров состоит из 200 донных модулей, распо-
ложенных на едином кабеле и разделенных промежутками по 50 метров.
Каждый донный модуль содержит пять чувствительных элементов – три
волоконно-оптических акселерометра, один волоконно-оптический
гидрофон и один опорный датчик, предназначенный для подавления
синфазных помех. Все ВОБР в одном донном модуле записаны на одну
длину волны. Мультиплексирование датчиков одного модуля осущест-
вляется по технологии TDM. В этом случае нет необходимости уста-
навливать по две ВОБР на каждый из пяти чувствительных элементов
модуля, достаточно шести ВОБР (рис. 4.40).
Мультиплексирование донных модулей осуществляется по техноло-
гии WDM. Это позволяет разместить на одном оптическом волокне до
20 модулей. В результате один световод используется для мультиплек-
сирования 100 датчиков. Дальнейшее увеличение количества модулей
в сейсмокосе обеспечивается за счет применения технологии SDM.
В результате мультиплексирование 200 модулей осуществляется с ис-
пользованием десяти световодов.
4.3. Распределенные гидроакустические системы на основе волоконно-
оптического интерферометра Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР
209
Размещение десяти параллельных сейсмокос OBSС на расстоянии
200…400 м позволяет строить распределенные измерительные систе-
мы, состоящие из 2000 модулей с 10000 датчиков, которые способны
осуществлять мониторинг на площади 30–40 км2 [105]. В такой системе
фазовая демодуляция осуществляется на основе гетеродинирования
с дифференциальной задержкой (см. разд. 2.2.4). В базовом модуле
системы в качестве источников излучения применяются малошумя-
щие волоконные лазеры непрерывного действия. Формируемые спе-
циальными модуляторами мультиплексора импульсы поступают на
компенсирующий неравноплечий интерферометр, на выходе которого
формируются пары импульсов, направляемые в измерительную линию
(рис. 4.41). Блок модуляторов на выходе интерферометра применяется
для снижения шумов. Общий уровень собственных шумов системы не
превышает 10 мкрад/Гц1/2 в полосе рабочих частот 150…1200 Гц.
В 2010 г. распределенная измерительная система на основе сейсмокос
OBSС была установлена на нефтяном месторождении Экофиск Северного
моря, принадлежащем Норвегии. Система содержит 3966 модулей [107].
Она позволяет осуществлять мониторинг на площади 60 км2. Позднее
количество датчиков в этой системе было доведено до 16 000 [108].
В работе [109] представлена распределенная гидроакустическая си-
стема с чувствительными элементами на основе ВИФП/ВОБР, в которой
фазовая демодуляция сигнала интерферометра Майкельсона осущест-
вляется с использованием комбинированного метода, объединяющего
PGC-метод и метод на основе разветвителя 3 3. Также система содержит
опорный датчик, изолированный от регистрируемого гидроакустического
воздействия. Преимуществом такого подхода перед PGC-DCM и PGC-
Arctan-методами является независимость выходного сигнала от флукту-
аций глубины модуляции и частоты сигнала несущей. Чувствительность
системы из четырех гидрофонов изменяется от –140 дБ отн. 1 рад/мкПа
на частоте 2 Гц до –200 дБ на частоте 1100 Гц, пороговая чувствительность
составляет 2239 мкПа/Гц1/2. Отметим, что чувствительные элементы ги-
дрофонов представляет собой отрезок обычного световода без покрытий.
Д
о
А
x
А
y
А
z
Г
λ
1
, λ
2
, λ
3
… λ
N
λ
2
, λ
3
… λ
N
λ
1
λ
1
λ
1
λ
1
λ
1
λ
1
λ
1
…
Рис. 4.40. Схема донного модуля волоконно-оптической морской донной
сейсмической косы OBSC. Аx, Аy
, Аz – акселерометры, Г – ги-
дрофон, До – опорный датчик
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
210
В оптической схеме чувствительного элемента на основе волоконно-
оптического интерферометра Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР,
может быть реализован комбинированный чувствительный элемент
ВИФП/ВОБР, в котором спектры ВИФП и ВОБР обрабатываются со-
вместно (см. разд. 3.4.2). В распределенных гидроакустических системах
на основе таких чувствительных элементов применяются слабоотража-
ющие ВОБР, которые формируют слабоотражающие интерферометры
Фабри-Перо. Такие гидрофоны, например, применяются в буксиру-
емой гидроакустической антенне TB-33, которыми укомплектованы
американские ударные подводные лодки класса «Вирджиния». В этой
антенне мультиплексирование по технологии TDM/WDM обеспечивает
разделение сигналов нескольких сотен гидрофонов с использованием
четырех световодов [110].
В распределенных гидроакустических системах на основе ВИФП/
ВОБР с 2005 года получил распространение описанный в разд. 3.4.2
Компенсирующий
интерферометр
ОУ
Лазеры
λ
1
.
.
.
.
.
.
λ
m
M
ИМ БМ
Р
1
×
N
Циркулятор
Модуль 1
λ
1
Модуль 2
λ
2
Модуль m
λ
m
Базовый модуль
Д
1
ФП
1
…ФП
m
λ
1
λ
m
Д
N
Демоду
лятор
Рис. 4.41. Схема распределенной измерительной системы на основе
волоконно-оптических морских донных сейсмических кос
OBSС. М – мультиплексор, ИМ – импульсный модулятор,
БМ – блок модуляторов, ФП – фотоприемник, ОУ – опти-
ческий усилитель, Р – волоконно-оптический разветвитель,
Д – DWDM-демультиплексор
4.3. Распределенные гидроакустические системы на основе волоконно-
оптического интерферометра Фабри – Перо, образованного двумя ВОБР
211
подход, основанный на совместном применении стабилизации часто-
ты излучения лазера методом Паунда – Древера – Холла (PDH-метод)
и гетеродинной регистрации смещений спектра отражения на основе
модуляции длины волны лазера (LRFM-метод) [111–114].
Если стабилизировать частоту лазера PDH-методом, то можно ор-
ганизовать второй контур обратной связи, в котором роль частотного
дискриминатора будет играть интерферометр Фабри – Перо чувстви-
тельного элемента датчика. При стабильной частоте лазера второй
контур обратной связи реагирует на смещение резонансной частоты
интерферометра, удерживая его рабочую точку на середине линейного
участка передаточной характеристики, а формируемый при этом сигнал
рассогласования оказывается пропорционален внешнему воздействию.
Схема распределенной измерительной системы с чувствительными
элементами на основе ВИФП/ВОБР с WDM-мультиплексированием
и PDH-методом регистрации выходных сигналов датчиков представ-
лена на рис. 4.42 [114]. Такая система способна мультиплексировать
на одном световоде до 8 датчиков при уровне перекрестных шумов
–64 дБ.
Генератор
Д
Д
М
ФП
Р
1
Датчики Фабри – Перо
АОМ
ФП
ФНЧ
Лазер, λ
i
ω
реф
ω
реф
ω
с
ω
с
F
АОМ
F
АОМ
Управление
частотой
Выход
λ
1
… λ
i
… λ
N
λ
i
λ
i
Рис. 4.42. Схема распределенной измерительной системы с датчиками
на основе ВОИФП/ВОБР с WDM-мультиплексированием и
PDH-методом регистрации их выходных сигналов. Д – WDM-
демультиплексор, M – мультиплексор, ФП – фотоприемник,
АОМ – акусто-оптический модулятор, ФНЧ – фильтр нижних
частот, Р1 – волоконно-оптический разветвитель
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
212
Излучение i-го лазера с длиной волны λi модулируется по фазе по
синусоидальному закону на частоте ωреф. Далее излучение от всех лазеров
через мультиплексор вводится в разветвитель Р1, верхний выход которого
соединен с неравноплечим интерферометром Маха – Цендера, в одном
из плеч которого стоит акустооптический модулятор АОМ. В результате
на выходе интерферометра излучение оказывается сдвинутым по частоте
на величину ωc. Далее оно разделяется демультиплексором и направляет-
ся на фотоприемники, каждый из которых регистрирует интенсивность
своего WDM-канала. Выходные сигналы фотоприемников обрабатыва-
ются НЧ-фильтрами.
Поскольку оба плеча интерферометра Маха – Цендера испытывают
одинаковую частотную модуляцию, в результате интерференции она
не будет присутствовать на выходе интерферометра. Регистрировать-
ся будет только фазовая модуляция, создаваемая АОМ, с частотой ωc,
которая содержит флуктуации частоты лазера. На выходе НЧ-фильтра
сигнал, содержащий несущую с частотой ωc, смешивается с опорным
сигналом, который подается на АОМ. В результате на выходе фазового
детектора выделяется разность фаз этих двух сигналов. Информация
о разности фаз используется для управления частотой лазера. Таким
образом, реализуется контур фазовой автоподстройки частоты лазера
по методу, PDH. Чувствительность контура определяется дисбалансом
плеч в интерферометре Маха – Цендера.
Нижний выход разветвителя Р1 соединен с измерительной линией,
состоящей из последовательно соединенных чувствительных элементов
на основе ВИФП/ВОБР. Резонансная частота интерферометра каждого
чувствительного элемента соответствует длине волны своего лазера λi.
Так как длина волны лазера модулируется, на выходе чувствительного
элемента присутствует амплитудная модуляция, размах которой опре-
деляется взаимным положением резонансной частоты интерферометра
и длины волны излучения лазера. Смещение частоты резонанса интер-
ферометра при внешнем воздействии приводит к изменению амплитуды
модуляции интенсивности на выходе чувствительного элемента. Эта
модуляция преобразуется в электрический сигнал на соответствующем
фотоприемнике, который смешивается с сигналом модуляции лазера,
в результате на выходе синхронного детектора формируется сигнал рас-
согласования, который прямо пропорционален внешнему воздействию,
регистрируемому чувствительным элементом. Сигнал рассогласования
используется для автоподстройки длины волны лазера под смещение
резонанса на соответствующем чувствительном элементе, поэтому его
4.4. Распределенные гидроакустические системы на основе волоконных лазеров 213
рабочая точка всегда находится на середине линейного участка пере-
даточной характеристики ВОБР.
Пороговая чувствительность описанной системы, имеющей в своем
составе четыре датчика на основе ВИФП/ВОБР, удаленных на расстоя-
ние 50 км, составляет 5×10–9 ε/Гц1/2 в диапазоне частот 4…5000 Гц [114].
Недостатком применения PDH-метода в распределенных измери-
тельных системах является необходимость применения двух петель об-
ратной связи на каждый лазер, а также ограниченность числа датчиков
только возможностями WDM-мультиплексирования. Тем не менее в 3-С
акселерометрах, разрабатываемых для векторных гидрофонов соколе-
блющегося типа, PDH-метод регистрации сигналов датчиков на основе
ВОБР может вполне успешно применяться (см. главу 5).
4.4. Распределенные гидроакустические
системы на основе волоконных лазеров
Гидрофоны на основе волоконных DBR- и DFB-лазеров также могут
быть объединены в распределенную многоэлементную измерительную
систему. В такой системе демодуляция осуществляется с использованием
волоконно-оптического интерферометра Майкельсона или Маха –
Цендера, а для мультиплексирования применяется технология WDM
(рис. 4.43). Фазовая демодуляция обычно осуществляется с использо-
ванием PGC-DCM-метода, что обеспечивает динамический диапазон
120 дБ [115] и изоляцию каналов до 50 дБ [116].
Лазер накачки
И
DWDM
АОМ
Фотоприемник
и демодулятор
λ
1
λ
1
λ
2
λ
2
λ
3
λ
3
λ
4
λ
4
Гидрофоны
Р
Р
Рис. 4.43. WDM-мультиплексирование гидрофонов на основе волокон-
ных лазеров. DWDM – DWDM-демультиплексор, И – изо-
лятор, АОМ – акустооптический модулятор
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
214
Впервые распределенная гидроакустическая система на основе трех
волоконных лазеров была реализована в 1999 г. [117]. В системе при-
менялись DBR-лазеры. Пороговая чувствительность на частоте 1 кГц
составила 51 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2 (уровень акустического шума океана
DD0 на этой частоте 40 дБ).
В работе [118] представлена распределенная система, содержащая
4 гидрофона на основе DFB-лазера. Чувствительность системы в диа-
пазоне частот 40…1000 Гц составляет 110 дБ отн. Гц/Па.
Применение DFB-лазеров позволило увеличить количество гидро-
фонов до 8 [119]. Для накачки применяется полупроводниковый лазер
мощностью 300 мВт с длиной волны 1475 нм. Для разделения сигналов от
разных лазеров по технологии WDM среднее расстояние между линиями
излучения соседних лазеров было выбрано 3,2 нм (400 ГГц) (рис. 4.44).
Пороговая чувствительность распределенной гидроакустической систе-
мы на частоте 1 кГц составила 60 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2.
В работе [120] представлена распределенная система, содержащая
8 гидрофонов на основе DFB-лазера. Для повышения чувствительности
DFB-лазера к давлению в гидрофонах применяется полиуретан (модуль
Юнга 320 МПа). Накачка осуществляется на длине волны 1480 нм по-
лупроводниковым лазером мощностью 300 Вт. Регистрация выходных
сигналов гидрофонов осуществляется с использованием интерферометра
Майкельсона, в котором фазовая демодуляция осуществляется на основе
PGC-DCM- или PGC-Atan-метода. Чувствительность системы в диа-
пазоне частот от 10 до 10 000 Гц составляет 115 дБ отн. Гц/Па, пороговая
чувствительность 60 мкПа/Гц1/2.
1535 1540 1545 1550 1555 1560 1565
Длина волны, нм
Оптическая мощность, дБ
–10
–30
–50
–70
Рис. 4.44. Сектр излучения массива DFB-лазеров, мультиплексируемых
по технологии WDM
4.4. Распределенные гидроакустические системы на основе волоконных лазеров 215
Уменьшение расстояния между линиями излучения лазеров до 1,6 нм
(200 ГГц) позволяет увеличить число датчиков в измерительной систе-
ме на основе волоконных лазеров до 16 при мощности лазера накачки
500 мВт, излучающего на длине волны 980 нм [121]. Чувствительность
по давлению гидрофонов такой системы составляет 120 дБ отн. 1 Гц/Па.
Дальнейшее уменьшение расстояния между линиями излучения лазе-
ров до 0,8 нм (100 ГГц) позволяет повысить эффективность накачки. В ре-
зультате система, содержащая 12 гидрофонов на основе DFB-лазеров,
успешно функционирует при мощности лазера накачки всего 200 мВт,
излучающего на длине волны 1480 нм [122]. В такой системе количество
гидрофонов легко может быть увеличено до 32. Однако общее количество
гидрофонов, ограниченное разрешением DWDM-демультиплексоров и
мощностью лазера накачки, обычно не превышает 16.
Для увеличения количества гидрофонов на основе волоконных ла-
зеров в антенне до 64 и более технология мультиплексирования WDM
дополняется технологией пространственного мультиплексирования
SDM. Технология SDM мультиплексирования на основе волоконно-
оптических разветвителей и электронных переключателей, применяемая
для ВОБР-датчиков (рис. 4.33), в этом случае неприменима, так как опти-
ческое излучение всех волоконных лазеров должно направляться на один
интерферометр. Поэтому применяется комбинированная технология
SDM/TDM на основе оптических переключателей 4×1 (рис. 4.45) [123].
Лазер накачки
λ
н
= 980 нм
Драйвер Оптический
переключатель
Интерферометр
Майкельсона
ПК
АЦП
DFBлазер
DFBлазер
DFBлазер
DFBлазер
ФП
ФП
АЦП
М
Г
Рис. 4.45. Четырехканальное SDM-мультиплексирование гидрофонов
на основе DFB-лазеров. М – модулятор, Г – генератор, ФП –
фотоприемник, ПК – персональный компьютер
Глава 4. Распределенные волоконно-оптические гидроакустические системы
216
Такие переключатели с временем переключения 10 нс изготавливают на
основе PLZT-керамики. Это позволяет опрашивать массив из четырех
гидрофонов за 4 мкс.
В интерферометре применяется пассивная фазовая демодуляция на
основе разветвителя 3×3. Для решения проблемы паразитной амплитуд-
ной модуляции, выходного сигнала, возникающей из-за несимметрично-
сти разветвителя 3×3 дополнительно применяется несущая с модуляцией
по фазе [124]. С этой целью в длинное плечо интерферометра добавляется
фазовый модулятор. Частота несущей 6 кГц выбрана за пределами ча-
стотного диапазона гидроакустической система (400…2000 Гц).
При WDM-мультиплексировании каждый DFB-лазер в системе
можно заменить на 16. Таким образом, представленная распределенная
система может содержать до 64 гидрофонов на основе DFB-лазеров.
Применение оптического переключателя 8×1 позволяет увеличить
количество измерительных линий до 8 [125]. Тогда общее количество
гидрофонов на основе DFB-лазеров в системе увеличивается до 96. При
числе гидрофонов 64 такая система обеспечивает пороговую чувстви-
тельность 45 дБ отн. 1 мкПа/Гц1/2 в диапазоне частот от 200 Гц до 20 кГц.
ÃËÀÂÀ 5
ÂÎËÎÊÎÍÍÎ-ÎÏÒÈ×ÅÑÊÈÅ
ÂÅÊÒÎÐÍÎ-ÑÊÀËßÐÍÛÅ ÏÐÈÅÌÍÈÊÈ
ÃÈÄÐÎÀÊÓÑÒÈ×ÅÑÊÈÕ ÑÈÃÍÀËÎÂ
Известно, что гидроакустическое поле, помимо скалярной составля-
ющей (давление P), обладает также и векторной составляющей – ко-
лебательной скоростью частиц среды v, совершающих колебания при
распространении гидроакустической волны. Эта скорость связана
с акустическим давлением P через градиент давления по направлению
распространения волны. Поэтому приемник, который реагирует на ко-
лебательную скорость или градиент давления, обладает характеристикой
направленности, пропорциональной косинусу угла распространения [1].
Такую характеристику направленности обычно называют дипольной
или косинусной характеристикой направленности [2], а сам приемник
называют векторным приемником [3] (vector sensor [4]). Основным пре-
имуществом векторного приемника является то, что его характеристика
направленности не зависит от частоты, так как определяется векторными
свойствами самого акустического поля. Это дает возможность не только
определять направление прихода акустического сигнала, но и осущест-
влять селекцию шумов акватории [2].
Для локализации источника акустического сигнала применяется
векторно-фазовый подход, суть которого заключается в определении
вектора акустической интенсивности за счет одновременной регистра-
ции акустического давления и колебательной скорости частиц среды
(или градиента акустического давления) [4–7]. С этой целью приемник
акустического давления (ненаправленный гидрофон) и векторный при-
емник размещают в одной точке пространства. Если оба приемника
находятся в одном корпусе и имеют единый фазовый центр, то такой
приемник называют комбинированным, или векторно-скалярным, а
если они находятся не в одном корпусе, то применяют термин «ком-
бинированный приемный модуль» [6] (в англоязычной литературе для
обозначения комбинированного приемника используют термин «vector
sensor» [4, 8] или «vector hydrophone» [9, 10]).
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
218
Известны два вида векторных приемников: приемник градиента
давления (дипольный приемник) и соколеблющаяся сфера. Приемник
градиента давления представляет собой два разнесенных гидрофона,
сигналы которых вычитаются [11]. Соколеблющаяся сфера представляет
собой три ортогонально ориентированных акселерометра (3-С акселе-
рометр), объединенных в одном корпусе и имеющих единый фазовый
центр (приемник должен обладать нейтральной плавучестью) [12]. На
инфранизких частотах применяются дипольные приемники, на средних
и высоких частотах предпочтение отдают соколеблющимся сферам [2].
Для нахождения полного градиента акустического давления не-
обходимо обеспечить измерение акустического давления в трех парах
точек, разнесенных по трем ортогональным направлениям на некоторое
расстояние друг от друга. На основе одиночного приемника градиента
давления можно реализовать гидроакустический интенсиметр, позво-
ляющий регистрировать одну из трех проекций вектора акустической
интенсивности на выбранное направление. Для определения полного
вектора акустической интенсивности требуется измерение акустического
давления одновременно в шести точках, что обуславливает необходи-
мость использования трех приемников градиента давления, ориенти-
рованных по трем взаимно перпендикулярным направлениям (рис. 5.1).
X
Y
Z
dy
Рис. 5.1. Геометрия расположения волоконно-оптических акустических
датчиков в пространстве для измерения вектора акустической
интенсивности (из тройки векторов dx, dy и dz показан только
вектор вдоль оси Y)
Вектор плотности потока акустической энергии I (вектор акустиче-
ской интенсивности) определяется в частотной области как реальная
часть произведения акустического давления P(ω) и вектора колебатель-
ной скорости V(ω) [5]:
(5.1)
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
219
где ω – частота акустического сигнала. В свою очередь, вектор колеба-
тельной скорости определяется через градиент давления и плотность
среды ρ:
(5.2)
С учетом выражений (5.1) и (5.2) компоненты вектора I(ω) = {Ix, Iy, Iz}
в точке пространства r могут быть представлены в виде:
(5.3)
где dj – вектор, соединяющий две точки в окрестности точки r, разнесен-
ных на расстояние dj вдоль оси j (рис. 5.1). Таким образом, для нахожде-
ния вектора I(ω) необходимо определить акустическое давление в трех
парах равноудаленных точек, расположенных на трех ортогональных
осях. При этом минимальная длина акустической волны, λmin, которая
может быть зарегистрирована таким способом, будет определяться
максимальным расстоянием между парами точек, в которых измеряется
акустическое давление (d0 = max{dx, dy, dz}): λmin = 6d0.
Возможность построения волоконно-оптических векторно-скаляр-
ных приемников гидроакустических сигналов (в англоязычной литерату-
ре – optical fiber vector hydrophone [13]) была продемонстрирована еще в
начале 1980-х. Наличие в двуплечевом интерферометре Маха – Цендера
опорного и сигнального плеч обеспечивает возможность построения
на его основе приемника градиента давления, так как изменения фазы
опорной и сигнальной оптических волн вычитаются естественным
образом. В опорное и сигнальное плечи интерферометра помещаются
два одинаковых чувствительных элемента на основе цилиндрических
сердечников с намотанным на них оптическим волокном длиной по
10 м, которые погружаются в водную среду на расстояние d = 10 см друг
от друга (рис. 5.2) [11].
Оптическое излучение лазера разделяется разветвителем и вводится
в два одномодовых световода опорного и сигнального плеч интерфероме-
тра. Изменение фаз опорной и сигнальной волн приводят к изменению
интенсивности на выходах второго разветвителя, которое происходит
на них в противофазе. В результате дифференциальной регистрации
устраняется постоянная составляющая выходного сигнала интерфе-
рометра, а выходной сигнал оказывается пропорциональным разности
изменений фаз опорной и сигнальной волн, которая, в свою очередь,
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
220
пропорциональна разности давлений в точках размещения чувствитель-
ных элементов. Сформированный таким образом градиентный приемник
имеет дипольную диаграмму направленности. Чувствительность такого
приемника на основе интерферометра Маха – Цендера к давлению со-
ставляет 3,6 мВ/Па на частоте 391 Гц.
Лазер
ФП
Р
Р
ФП
ЧЭ1
ЧЭ2
Опорное
плечо
Сигнальное
плечо
d
Рис. 5.2. Схема волоконно-оптического приемника градиента давления
на основе интерферометра Маха – Цендера. Р – волоконно-
оптический разветвитель 2×2, ФП – фотоприемник, ЧЭ – чув-
ствительный элемент
Лазер
ЧЭ1
ЧЭ2
Опорное
плечо
Сигнальное
плечо
d
И
Отражающие
покрытия
ФП
Р
Рис. 5.3. Схема волоконно-оптического приемника градиента давления
на основе интерферометра Майкельсона. Р – волоконно-опти-
ческий разветвитель 2×2, ФП – фотоприемник, ЧЭ – чувстви-
тельный элемент, И – изолятор
Другой двуплечевой интерферометр, интерферометр Майкельсона,
также используется для построения приемников градиента давления.
Как и в предыдущей схеме, в опорное и сигнальное плечи интерферо-
метра помещаются два одинаковых чувствительных элемента на основе
цилиндрических сердечников с намотанным на них оптическим во-
локном, которые погружаются в водную среду на расстояние d друг от
друга (рис. 5.3).
Так как в оптической схеме интерферометра Майкельсона при-
сутствуют отражающие покрытия, для защиты лазера от отраженного
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
221
излучения используется оптический изолятор. Такой приемник также
имеет дипольную диаграмму направленности, а его выходной сигнал
пропорционален градиенту давления. Чувствительность такого прием-
ника на основе интерферометра Майкельсона по давлению составляет
1 мВ/Па на частоте 200 Гц [14].
Применение двух отдельных интерферометров для построения во-
локонно-оптического приемника градиента давления имеет преимуще-
ство, которое состоит в том, что при вычитании их выходных сигналов
формируется сигнал, пропорциональный градиенту давления, а при
сложении – сигнал, пропорциональный давлению. В результате можно
построить векторно-скалярный приемник, не используя дополнительный
гидрофон. Чувствительность такого приемника к давлению на базе ин-
терферометра Майкельсона составляет 1,3 мВ/Па на частоте 200 Гц [15].
Для построения векторных приемников соколеблющегося типа раз-
рабатываются малогабаритные волоконно-оптические инерциальные
акселерометры, которые также имеют дипольную диаграмму направлен-
ности. Первоначально такие акселерометры изготавливались на основе
двуплечевых волоконно-оптических интерферометров Маха – Цендера
и Майкельсона, в плечи которых помещались инерциальные чувстви-
тельные элементы.
Первый инерциальный волоконно-оптический акселерометр,
пригодный для применения в векторных приемниках, был создан
в 1980 г. [16]. Его чувствительный элемент представляет собой инер-
ционную массу m, присоединенную к световоду измерительного плеча
интерферометра Маха – Цендера (рис. 5.4).
Ускорение a прикладывается вдоль оси световода, и относительное
изменение его длины пропорционально ускорению. При этом удлинение
световода составляет [16]
m
Световод
a
Рис. 5.4. Чувствительный элемент преобразователя волоконно-оптиче-
ского инерциального акселерометра
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
222
(5.4)
где m – величина присоединенной массы, Е – модуль Юнга для матери-
ала световода, S – площадь поперечного сечения световода, L – длина
световода.
Пренебрегая изменением постоянной распространения моды, для
изменения фазы оптической волны, распространяющейся в световоде
измерительного плеча, из (2.1) можно записать:
(5.5)
где β – постоянная распространения моды световода, n – показатель
преломления материала световода, λ – длина волны излучения.
Из (5.4) и (5.5) следует, что чувствительность акселерометра к уско-
рению
где d – диаметр волоконного световода.
Для стандартного кварцевого световода n = 1,5, E = 7,3×1010 Н/м2,
d = 125 мкм. Предположим, что m = 5 г, L = 3 см, λ = 1,55 мкм, тогда
∆ϕ/a = 1. Двухплечевой волоконно-оптический интерферометр Ма-
ха – Цендера способен осуществлять демодуляцию изменений фазы
∆ϕ = 10–6 рад/Гц1/2 [17]. Отсюда следует, что пороговая чувствительность
к ускорению акселерометра на основе двухплечевого интерферометра
составляет величину порядка 10–6 (м/с2)/Гц1/2.
Экспериментальные исследования преобразователя, представленного
на рис. 5.1, показали, что при d = 80 мкм, λ = 633 нм, m = 0,4 г, L = 1,6 см
чувствительность акселерометра составляет 0,3 рад/(м/с2), а пороговая
чувствительность к ускорению 5×10–6 (м/с2)/Гц1/2 [16]. Это доказало воз-
можность построения высокочувствительных волоконно-оптических
акселерометров на основе двухплечевых интерферометров, развитие ко-
торых продолжается на протяжении последних четырех десятилетий [18].
При разработке акселерометров для векторных приемников пред-
почтение было отдано интерферометру Майкельсона, обладающему
вдвое большей чувствительностью по сравнению с интерферометром
Маха – Цендера из-за двойного прохода оптического излучения через
измерительное плечо. Чувствительный элемент акселерометра представ-
ляет собой упругий цилиндрический сердечник, соединенный с инерци-
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
223
онной массой, на который наматывается световод измерительного плеча
интерферометра (рис. 5.5). Такая конструкция обладает более высокой
чувствительностью к ускорению за счет применения в цилиндре упругого
материала с меньшим модулем Юнга, чем у световода.
Инерционная
масса
Световод
a
Упругий
сердечник
Рис. 5.5. Инерциальный чувствительный элемент волоконно-оптическо-
го акселерометра с упругим сердечником, предназначенный для
построения векторных приемников
Изменение длины волоконного световода, намотанного с N витков
на упругий цилиндр, под действием ускорения a [19]
(5.6)
где µ – коэффициент Пуассона цилиндра, E – модуль Юнга цилиндра,
m – величина инерционной массы, D – диаметр цилиндра.
Из (2.57) следует, что изменение фазы оптической волны, дважды
распространяющейся в световоде измерительного плеча, возникающее
при изменении длины световода
(5.7)
где n –показатель преломления световода.
Подставляя (5.6) в (5.7), получаем чувствительность акселерометра:
(5.8)
При использовании стандартного световода (pe = 0,22; n = 1,5),
m = 0,6 кг, N =10, µ = 0,45, E = 10 MПа, D = 3,5 см такая конструкция
ЧЭ позволяет достичь чувствительности 300 рад/(м/с2).
При коэффициенте упругости цилиндра k = 1,7×105 Н/м частота
основного резонанса акселерометра с упругим сердечником [19]
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
224
Таким образом, инерциальный чувствительный элемент с упругим
сердечником позволяет создавать низкочастотные высокочувстви-
тельные акселерометры для построения векторных гидроакустических
приемников.
Дальнейшие исследования позволили уточнить выражения для чув-
ствительности и частоты резонанса инерциального чувствительного
элемента с учетом влияния механических параметров световода и гео-
метрии цилиндра.
Как показано в работе [20], частота основного резонанса чувстви-
тельного элемента с упругим сердечником
где mц – масса цилиндра, kэфф – эффективный коэффициент жесткости
цилиндра, определяемый выражением
где h – длина цилиндра, b1 и b2 – внешний и внутренний диаметры ци-
линдра, kfn – нормированный коэффициент упругости световода (коэф-
фициент упругости одного метра световода, который для стандартного
световода примерно равен 103 Н), X – коэффициент, определяющий
влияние световода на соотношение между продольной и поперечной
деформациями цилиндра:
Также согласно [20], чувствительность акселерометра с упругим сер-
дечником в области частот перед резонансом
(5.9)
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
225
Как показали экспериментальные исследования, представленные
в работе [20], для материала с высоким значением модуля Юнга мак-
симальная чувствительность и минимальная частота резонанса на-
блюдаются при b2/b1 = 0,95 (тонкостенный цилиндр). Так, чувствитель-
ность акселерометра с упругим сердечником из полиэфирэфиркетона
(ПЭЭК) (E = 3,64 ГПа, µ = 0,4) составляет 20 рад/(м/с2), а частота ре-
зонанса f0 = 600 Гц для следующих параметров ЧЭ: m = 420 г, h = 20 мм,
2b1 = 23 мм, N = 125. Для материалов с низким значением модуля Юнга
максимальная чувствительность и максимальная частота резонанса на-
блюдаются при (b2/b1 = 0) (сплошной сердечник). Так чувствительность
акселерометра с упругим сердечником из силиконового каучука Ecosil
(E = 0,015 ГПа, µ = 0,49) составляет 15,6 рад/(м/с2), а частота резонан-
са f0 = 1100 Гц для следующих параметров ЧЭ: m = 60 г, h = 14,5 мм,
2b1 = 20,5 мм, N = 48.
Полученные результаты показывают, что для создания малогабарит-
ных акселерометров (что принципиально важно при построении вектор-
ных приемников соколеблющегося типа) предпочтение следует отдавать
сердечникам с низким модулем Юнга. При этом следует учитывать
большое влияние величины массы на чувствительность акселерометра.
Так, при изменении инерционной массы от 60 г до 600 г чувствитель-
ность акселерометра с упругим сердечником из силиконового каучука
изменяется почти в 100 раз, достигая значения 900 рад/(м/с2) [20].
Применение технологии «push-pull» (рис. 5.6а), описанной в разд. 2.1,
позволяет существенно повысить чувствительность акселерометра с упру-
гим сердечником в диапазоне частот 10…500 Гц до 1050 рад/(м/с2), при
пороговой чувствительности 10–8 (м/с2)/Гц1/2 [21].
В дальнейшем технология «push-pull» в инерциальных ЧЭ стала
реализовываться не только с использованием упругих сердечников, но
также на основе гибких дисков (рис. 5.6б) [22].
Чувствительность к давлению приемника на основе гибких дисков из-
меняется от 0,67 мВ/Па на частоте 200 Гц до 70 мВ/Па на частоте 1000 Гц.
Чувствительность к давлению приемника на основе цилиндрических
сердечников изменяется от 6,3 мВ/Па на частоте 100 Гц до 70 мВ/Па на
частоте 1000 Гц.
На основе гибких дисков возможно построение малогабаритных во-
локонно-оптических акселерометров с компенсацией гидростатического
давления. Если разместить световоды плеч интерферометра каждый на
своем гибком диске (рис. 5.7), то приемник будет регистрировать только
ускорение, в то время как действие гидростатического давления будет
компенсироваться [23].
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
226
Роль инерционной массы чувствительного элемента акселерометра
на основе цилиндрических сердечников может играть жидкость, если
сделать сердечники полыми (рис. 5.8) [24].
Применение жидкостной инерционной массы позволяет создать
малогабаритный трехканальный векторный приемник на основе со-
колеблющейся сферы, если три пары цилиндров разместить ортого-
нально друг другу. При этом все три канала будут иметь общий фазовый
центр.
В табл. 5.1 приведены сравнительные характеристики чувствительных
элементов на основе упругих цилиндрических сердечников (рис. 5.6а),
двух гибких дисков (рис. 5.6б) и с жидкостной инерционной массой
(рис. 5.8), составленные по материалам работы [23].
Рис. 5.6. Волоконно-оптический инерциальный акселерометр на основе
упругого цилиндрического сердечника (а) и на основе гибких
дисков (б). 1 – гибкий диск, 2 – инерционная масса, 3 – световод
первого плеча, 4 – световод второго плеча, 5 – разветвитель 2×2,
6 – корпус, 7 – волоконно-оптический ввод/вывод, 8 – упругий
цилиндр
7
6
5
88
4
2
3
3
5
1
1
2
4
6
7
а) б)
а) б)
11
22
33
Растяжение
Сжатие
Растяжение
Растяжение
Рис. 5.7. Волоконно-оптический акселерометр с двумя гибкими дисками:
регистрация ускорения (а); регистрация давления (б). 1 – свето-
вод первого плеча, 2 – световод второго плеча, 3 – разветвитель
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
227
Таблица 5.1
Параметр Единица
измерения
С упругими
сердечни-
ками
С гибкими
дисками
С жидкост-
ной инерц.
массой
Чувствительность
к силе, SВ/Н 522 195 756
Длина световода
(одно плечо), Lм 7,4 5 37,5
Удельная чувстви-
тельность, S/L(В/Н)/м 70,5 39 20,2
Инерционная масса г 0,575 0,0077 0,025
Частота резонанса,
fрез
Гц 240 2450 1300
Как видно из таблицы, каждый чувствительный элемент имеет
определенные преимущества. ЧЭ с упругими сердечниками обладает
максимальной удельной чувствительностью, ЧЭ с гибкими дисками
имеет самый широкий частотный диапазон, а также наименьшую
массу, а ЧЭ с жидкостной инерционной массой обладает наибольшей
чувствительностью.
Волоконно-оптические акселерометры на гибких дисках демонстри-
руют параметры, аналогичные параметрам акселерометров с упругими
сердечниками. Однако резонансная частота таких акселерометров до
конца 90-х оставалась относительно высокой [25]. В работе [26] пред-
Первое плечо
Корпус
Полые цилиндры
Жидкость
Второе плечо
Рис. 5.8. Волоконно-оптический акселерометр с жидкостной инерцион-
ной массой
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
228
ставлены две конструкции акселерометров на гибких дисках, которые
обеспечивают чувствительность к ускорению 37 дБ отн. 1 рад/g в диапа-
зоне частот до 2 кГц, а также пороговую чувствительность 84×10–9 g/Гц0,5.
В работе [27] представлен низкочастотный акселерометр на гибких дис-
ках, конструкция ЧЭ которого аналогична представленной на рис. 5.6б.
Его резонансная частота f0 = 200 Гц. Чувствительность акселерометра
в диапазоне частот от 0,2 до 100 Гц составляет –47 дБ отн. 1 рад/мкg, по-
роговая чувствительность –10 дБ отн. 1 мкg/Гц0,5.
Размещение трех акселерометров с упругими сердечниками вокруг
единой инерционной массы по трем взаимно перпендикулярным на-
правлениям позволяет создавать малогабаритные векторные приемники
для буксируемых гидроакустических антенн (рис. 5.9) [28]. Применение
интерферометров Майкельсона в сочетании с PGC-демодуляцией обе-
спечивает приемнику чувствительность к ускорению по каждой оси
33±1 дБ отн. 1 рад/g в диапазоне частот 20…2000 Гц, а к давлению –155 дБ
отн. рад/мкПа на частоте 1000 Гц [29]. Приемник по всем трем осям имеет
дипольную диаграмму направленности. Дальнейшее развитие этого при-
емника позволило повысить чувствительность до 41,5 дБ отн. 1 рад/g [30].
Свободного пространства в сферическом корпусе диаметром 12 см
достаточно для размещения дополнительного волоконно-оптического
гидрофона на основе интерферометра Майкельсона и полого цилин-
дрического сердечника [31]. Такой приемник, имеющий в своем составе
размещенные в одном корпусе гидрофон и векторный приемник, на-
зывается векторно-скалярным или комбинированным приемником [6].
Чувствительность гидрофона в диапазоне частот 20…2000 Гц составляет
–144 дБ отн. рад/мкПа. Разрешение интерферометров 3,2×10–6 рад обе-
спечивает на частоте 1000 Гц пороговую чувствительность акселерометра
по каждому направлению 7,4×10–8 g/Гц0,5, а гидрофона 52 мкПа.
а) б) в)
Рис. 5.9. Векторный приемник соколеблющегося типа без корпуса (а),
в сферическом корпусе (б) и в цилиндрическом корпусе (в) [28]
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
229
В работе [32] представлена буксируемая гидроакустическая антенна
на основе четырех таких комбинированных приемников, мультиплек-
сируемых по технологии TDM/SDM. Угловое разрешение антенны
составляет 5°.
Основной проблемой построения низкочастотных волоконно-оп-
тических акселерометров для буксируемых антенн является чувстви-
тельность их акселерометров к вибрациям, передаваемым тросом. Для
решения этой проблемы один из акселерометров заменяют на приемник
градиента давления, конструкция которого обеспечивает очень низкую
восприимчивость к таким сигналам. Таким образом, в векторном при-
емнике присутствуют два типа датчиков: акселерометры для направлений
X и Y и приемник градиента давления для направления Z. Такой прием-
ник содержит один лазер и четыре интерферометра Майкельсона [33].
Чувствительность приемника по осям X и Y изменяется от 0,3 мВ/Па
на частоте 40 Гц до 5,3 мВ/Па на частоте 1000 Гц. Чувствительность по
оси Z изменяется от 0,3 мВ/Па на частоте 20 Гц до 16 мВ/Па на частоте
1000 Гц. Приемник по всем трем осям имеет дипольную диаграмму на-
правленности.
Если векторный приемник соколеблющегося типа не обладает
нейтральной плавучестью, то колебательная скорость частиц среды vч
отличается от его колебательной скорости vп. В этом случае используют
соотношение [9]
где Q = 0,5 для сферы, Q = 1 для длинного цилиндра, ρп – плотность
приемника, ρв – плотность воды.
Следует отметить, что донные измерительные модули 4-C систем мо-
ниторинга месторождений углеводородов на морском шельфе (рис. 4.14
и 4.40) также являются векторно-скалярными приемниками. Для по-
строения векторного приемника в таких модулях обычно применяются
три акселерометра с интерферометрическими чувствительными элемен-
тами на основе упругих сердечников, ориентированные в трех взаимно
перпендикулярных направлениях, образующие трехкомпонентный
акселерометр (рис. 5.10) [34].
Чувствительность таких акселерометров в среднем составляет 55 дБ
отн. 1 рад/g [35]. При уровне собственных шумов 10–5 рад/Гц1/2 это обе-
спечивает пороговую чувствительность 25×10–9 g/Гц1/2 [36].
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
230
В работе [37] чувствительность 3-C акселерометра с интерфероме-
трическими чувствительными элементами на основе упругих сердеч-
ников из силиконовой резины (E = 1,55×10–9 Па, µ = 0,48) в диапазоне
частот 2…150 Гц (частота резонанса 258 Гц) составляет 50 дБ отн. рад/g,
а пороговая чувствительность составляет –123,55 дБ отн. рад/Гц1/2 или
2×10–9 g/Гц0,5.
Высокочувствительные акселерометры создаются также на основе
волоконно-оптического интерферометра Фабри – Перо (ВИФП), об-
разованного двумя ВОБР (см. разд. 3.4.2). В горизонтальном ЧЭ такого
акселерометра инерционная масса устанавливается на горизонтальный
транслятор и поэтому может перемещаться только в одном направлении
(рис. 5.11) [38]. Один конец световода с ВИФП крепится к корпусу, а
другой соединен с массой. При частоте резонанса 305 Гц такой акселе-
рометр обладает пороговой чувствительностью 60 нg/Гц0,5 в диапазоне
частот 10…300 Гц при удалении от регистрирующего модуля на рас-
стояние 50 км. Регистрация выходного сигнала ВИФП осуществляется
с использованием PDH-метода, описанного в разд. 3.4.2.
1
2
3
4
5
6
Основание
Инерционная
масса
Упругий
сердечник
Световод
X
Y
Z
1 – Zакселерометр
2 – Xакселерометр
3 – Yакселерометр
4 – корпус
5 – блок разветвителей
6 – отверстие для световодов
Рис. 5.10. Структура 3-C акселерометра с интерферометрическими чув-
ствительными элементами на основе упругих сердечников
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
231
В работе [39] представлен комбинированный приемник соколеблю-
щегося типа, в котором гидрофон и 3-С акселерометр построены на
основе волоконно-оптических интерферометров Фабри – Перо, обра-
зованных двумя ВОБР. Все восемь ВОБР записаны в одном световоде и
имеют одинаковую длину волны брэгговского резонанса λб = 1551,72 нм
и одинаковый коэффициент отражения R = 0,01. Датчики мультиплек-
сируются по технологии TDM (см. разд. 4.3).
Чувствительный элемент акселерометра представлен на рис. 5.12.
При смещении корпуса приемника происходит изгиб медной мем-
браны диаметром 40 мм и толщиной 0,5 мм с закрепленным на ней
слоем световода резонатора ВОИФП, что приводит к деформации
резонатора. Световод уложен в пределах радиусов 5 мм и 15 мм. При-
обретаемая разность фаз между интерферирующими импульсами,
отраженными от ВОБР1 и ВОБР2, оказывается пропорциональной
ускорению корпуса приемника. Чувствительность 3-С акселерометра
вдоль осей X, Y, Z в пересчете на давление составляет в среднем –183 дБ
отн. 1 рад/мкПа на частоте 100 Гц и 158 дБ отн. 1 рад/мкПа на частоте
1000 Гц.
Транслятор
Инерционная
масса
ВИФП/ВОБР
Рис. 5.11. Чувствительный элемент горизонтального акселерометра на
основе ВИФП/ВОБР
Подводящий
световод
Отводящий
световод
ВОБР1
Медная мембрана ВОБР2
Световод резонатора
Рис. 5.12. Чувствительный элемент 3-С акселерометра комбинирован-
ного приемника на основе ВИФП/ВОБР
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
232
Принцип действия волоконно-оптического гидрофона комбиниро-
ванного приемника аналогичен принципу действия гидрофонов с ЧЭ на
основе тонкостенного упругого цилиндра. Тонкая эластичная оболочка
закреплена за пределами внутренней поверхности приемника, так что
между этой поверхностью и оболочкой формируется заполненная возду-
хом камера (рис. 5.13). На оболочку намотан световод резонатора гидро-
фона. Чувствительность гидрофона составляет –132 дБ отн. 1 рад/мкПа.
Высокая чувствительность волоконных лазеров с распределенной
обратной связью (DFB-лазеры) обеспечивает возможность построения
на их основе акустических векторных приемников. Для преобразования
ускорения в деформацию резонатора DFВ-лазера применяется под-
ход, при котором лазер крепится на гибкой балке (рис. 5.14а) [40]. Под
действием ускорения балка по инерции изгибается, что приводит к де-
формации резонатора лазера и смещению длины волны его излучения.
Регистрация деформаций осуществляется в соответствии со схемой,
представленной на рис. 3.42.
Чувствительность и частота резонанса такого акселерометра опреде-
ляются отношением коэффициента упругости балки к ее массе. Для из-
менения этих параметров из балки удаляется часть материала (рис. 5.12б).
Чувствительность DFB-лазера к ускорению в диапазоне частот 10…1000 Гц
составляет 155 дБ отн. Гц/g, пороговая чувствительность на частоте 1000 Гц
составляет –138 дБ отн. 1 g/Гц1/2 [40]. Недостатком данной конструкции
является неудовлетворительная диаграмма направленности.
Лучшие характеристики демонстрирует балочный акселерометр на
основе DFB-лазера, схема чувствительного элемента которого пред-
ставлена на рис. 5.15 [41].
Гидрофон
Акселерометр
Z
Акселерометр
X
Акселерометр
Y
Рис. 5.13. Схема построения комбинированного приемника на основе
волоконно-оптических интерферометров Фабри – Перо, об-
разованных двумя ВОБР
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
233
При обеспечении нейтральной плавучести векторного приемника
с таким акселерометром его чувствительность к ускорению частиц среды
определяется выражением [41]
(5.10)
где fи – частота излучения лазера, pe – эффективный упругооптический
коэффициент световода, k = 2π/λ, λ – длина акустической волны, δ – рас-
стояние от DFB-лазера до нейтральной оси балки, ρ – плотность среды
(вода), L – длина балки, f0 – частота резонанса балки.
Как видно из (5.1), для повышения чувствительности необходимо
удалять лазер от нейтральной оси балки. Уменьшение длины балки не
приводит к росту чувствительности, так как f0 ~ L–2, но соответственно,
влияет на частотный диапазон акселерометра. При f0 = 1700 Гц чув-
ствительность акселерометра в области частот перед резонансом в воде
составляет 142 дБ отн. Гц/(м/с2), что на 5 дБ выше, чем у акселерометра,
представленного на рис. 5.14 [41]. Чувствительность к давлению на ча-
стоте 1 кГц составляет 100 дБ отн. Гц/Па. При стандартном уровне шумов
а) б)
Гибкая балка
DFBлазер
Рис. 5.14. Чувствительный элемент балочного акселерометра на основе
волоконного DFB-лазера: общая схема (а), структура балки (б)
DFBлазер
КорпусБалка
Поперечное
сечение
Торцевые
крышки
Рис. 5.15. Чувствительный элемент балочного акселерометра на основе
волоконного DFB-лазера с улучшенной диаграммой направ-
ленности [41]
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
234
лазера 20 Гц/Гц1/2 на частоте 1 кГц пороговая чувствительность акселеро-
метра составит –136 дБ отн. g/Гц1/2. В воздушной среде чувствительность
акселерометра на 13 дБ выше за счет более коротких длин волн.
Если балка с волоконным лазером закреплена консольно, то акселе-
рометр с таким чувствительным элементом называется кантилеверным.
Кантилевер чувствительного элемента, представленного на рис. 5.16а,
образован алюминиевой лентой шириной w = 3 мм, толщиной t = 50 мкм,
длиной L = 40 мм, на которой закреплен волоконный DBR-лазер, сфор-
мированный в стандартном световоде диаметром 125 мкм с акрилатным
покрытием диаметром 400 мкм [42]. DBR-лазер образован двумя ВОБР,
расположенными на расстоянии 25 мм. Первая ВОБР длиной 25 мм
расположена у закрепленного конца ленты, вторая длиной 15 мм –
у противоположного конца ленты.
а)
Эрбиевый световод
ВОБР
Кантилевер
б)
X
w
L
y
z
x
t
Y
Z
Рис. 5.16. Чувствительный элемент кантилеверного акселерометра на
основе волоконного DBR-лазера (а) и схема построения 3-С
акселерометра на основе кантилеверных ЧЭ (б)
АЧХ кантилеверного акселерометра представлена на рис. 5.17. Частота
первого резонанса составляет 29 Гц, частота второго резонанса 191 Гц.
Чувствительность акселерометра к гидроакустическому давлению P
рассчитана по чувствительности к ускорению частиц a в соответствии
с выражением [42]
где ρв – плотность воды, c – скорость звука в воде, ω – круговая частота.
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
235
Как видно из рис. 5.17, кантилеверный ЧЭ на два порядка повышает
чувствительность волоконного лазера к давлению. Чувствительность ак-
селерометра к давлению на частоте 100 Гц составляет 51 300 Гц/Па. При
фазовом шуме DBR-лазера 80 Гц/Гц1/2 [43] пороговая чувствительность
к давлению составляет 1,6 мПа/Гц1/2.
На основе кантилеверных акселерометров создаются 3-C акселеро-
метры, которые могут быть использованы для создания векторных при-
емников акустических сигналов. В работе [44] представлен трехкомпо-
нентный акселерометр с кантилеверными чувствительными элементами
на основе ВОБР с π-сдвигом (см. разд. 3.1). Кантилеверы закреплены
на одном основании (рис. 5.16б), совершая колебания по трем взаимно
перпендикулярным направлениям. Регистрация сигналов ВОБР осу-
ществляется с использованием PDH-метода (см. разд. 3.4.2). Пороговая
чувствительность акселерометра в диапазоне частот 10…1000 Гц состав-
ляет 10–4 м/с2/Гц1/2.
В работе [45] представлен векторный приемник соколеблющего-
ся типа на основе двух акселерометров, ориентированных по двум
ортогональным направлениям в цилиндрическом корпусе длиной
83 мм и диаметром 45 мм. В приемнике применяется преобразова-
тель на основе гибкой балки V-образной формы и волоконный лазер
(рис. 5.18).
Частота резонанса акселерометров по обеим осям составляет 310 Гц.
Чувствительность приемника к ускорению в диапазоне частот от
5…100 Гц по осям X и Y составляет 53,2 пм/g и 39 пм/g соответственно.
10 100 1000
Частота, Гц
10
–
3
теория
эксперимент
10
–
2
10
–
1
100
101
102
Чувствительность, ГГц/g
а)
103
в воздухе
10 100 1000
Частота, Гц
10
1
10
3
10
5
Чувствительность, Гц/Па
б)
10
7
Рис. 5.17. Чувствительность в воде к ускорению частиц среды (а) и
к давлению (б) кантилеверного акселерометра на основе воло-
конного DBR-лазера. Пунктиром показана чувствительность
DBR-лазера к гидростатическому давлению без кантиле-
вера [42]
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
236
В работе [46] представлен векторный приемник соколеблющегося
типа на основе трех акселерометров. Чувствительный элемент аксе-
лерометра имеет инерционную массу, прикрепленную к центрам двух
диафрагм, которая воздействует на световод волоконного DFB-лазера
(рис. 5.19).
Все лазеры приемника имеют разные длины волн излучения и со-
единены последовательно. Мультиплексирование осуществляется по
технологии WDM. Чувствительность акселерометров к ускорению
в диапазоне частот 10…200 Гц составляет 35 пм/g. Чувствительность
к гидроакустическому давлению на частоте 100 Гц составляет 0,1 пм/Па.
Низкий уровень фазовых шумов лазеров (10–5 пм/Гц1/2 на частоте 100 Гц)
обеспечивает пороговую чувствительность 100 мкПа/Гц1/2.
Yкомпонента
Xкомпонента
1
2
3 4
5
6
4
Рис. 5.18. Чувствительный элемент акселерометра на основе V-образной
гибкой балки. 1 – волоконный лазер, 2 – инерционная масса,
3 – V-образная гибкая балка, 4 – зажатая балка, 5 – световод
Y-канала, 6 – световод X-канала
Отверстия
компенсации
давления
Масса
Волоконный
лазер
Корпус
Диафрагмы
Световод
Оболочка
Рис. 5.19. Чувствительный элемент акселерометра на основе DFB-лазера
с инерционной массой и двумя диафрагмами
Глава 5. Волоконно-оптические векторно-скалярные приемники
гидроакустических сигналов
237
В работе [47] представлен комбинированный приемник соколеблю-
щегося типа на основе четырех DFB-лазеров. ЧЭ применяемых в нем
акселерометров представлен на рис. 5.20. DFB-лазер закреплен между
основанием и держателем инерционной массы.
Ширина линии излучения применяемых в приемнике DFB-лазеров
равна 10 кГц, что обеспечивает высокое разрешение. Регистрация сме-
щения длины волны излучения лазера осуществляется с использованием
несбалансированного интерферометра Майкельсона. Фазовая демоду-
ляция осуществляется с использованием PGC-метода.
Чувствительность акселерометра к ускорению прямо пропорциональ-
на отношению массы m к жесткости кантилевера k [48]:
поэтому частота резонанса обратно пропорциональна чувстви-
тельности.
В результате на основе такого ЧЭ возможно создание низкочастотных
высокочувствительных акселерометров. При частоте резонанса 250 Гц
чувствительность 3-С акселерометра к ускорению в диапазоне частот
5…100 Гц составляет 40 дБ отн. 1 пм/g. Заполнение корпуса акселероме-
тра силиконовым маслом позволяет расширить частотный диапазон до
300 Гц, однако чувствительность при этом снижается до 33 дБ.
СветоводDFBлазер
Инерционная масса
Основание
Пружинная
планка
Рис. 5.20. Кантилеверный чувствительный элемент акселерометра на
основе DFB-лазера с инерционной массой
ÃËÀÂÀ 6
ÀÄÀÏÒÈÂÍÛÅ ËÀÇÅÐÍÛÅ ÏÐÈÅÌÍÈÊÈ
ÀÊÓÑÒÈ×ÅÑÊÈÕ ÑÈÃÍÀËÎÂ
Применение голографических принципов обработки информации по-
зволяет создавать эффективные измерительные системы [1–4]. Вместе
с тем ограничение, присущее статической голографии, затрудняет или
даже делает невозможным ее применение в ряде практических задач.
К таким задачам среди прочих относится и регистрация сейсмо- и ги-
дроакустических сигналов, которая обычно осуществляется в реальных
(внелабораторных) условиях, что сопряжено в большинстве случаев
с неконтролируемыми изменениями параметров как объектной волны,
несущей информацию об акустическом сигнале, так и параметров самой
измерительной системы.
Так, в частности, если объектная волна, формирующая голограмму,
получена на выходе кварцевого волоконного световода длиной 70 см, то
изменение температуры окружающей среды всего на 1° приведет к из-
менению его длины на ~0,4 мкм [5]. Очевидно, что если этот световод
используется в качестве плеча волоконно-оптического интерферометра,
работающего, например, на длине волны He-Ne лазера (0,633 мкм), то
указанное повышение температуры приведет (с учетом показателя пре-
ломдения кварца n = 1,45) к дополнительному набегу фазы, практически
равному 2π. Система обработки на основе статической голограммы не
способна разделить вклад в модуляцию фазы от различных воздействий:
изменения температуры и, например, вибрации, измеряемые интерферо-
метром. Как следствие, работа измерительной системы будет нарушена.
Общий подход к решению подобных проблем заключается в создании
условий, при которых голограмма могла бы автоматически изменять-
ся (перезаписываться) вслед за дрейфом рабочих условий, исключая
тем самым их влияние на результаты измерений. По всей видимости,
наиболее эффективно это может быть сделано при использовании
для формирования голограмм перезаписываемых голографических
материалов. Впервые применение такого подхода для компенсации
дрейфа рабочей точки волоконно-оптического интерферометра была
предложено Холлом (Hall) с соавторами в 1980 году [6]. В работе было
6.1. Адаптивные интерферометры на основе динамических
фоторефрактивных голограмм
239
отмечено, что в качестве таких материалов могут быть использованы
фоторефрактивные среды.
Формирование голограммы происходит в фоторефрактивном кристал-
ле (ФРК) непосредственно при попадании на него оптического излучения.
Дополнительная обработка (проявление, фиксация и т.п.) не требуется.
Таким же образом, при помощи света голограмма может быть стерта [7].
Свет вызывает внутри кристалла перераспределение зарядов, и в течение
характерного времени (времени записи) устанавливается динамическое
равновесие между распределениями интенсивности записывающего света
и электрического заряда. Если параметры световых волн, формирующих
голограмму, изменяются быстро, за времена меньше времени записи, то
голограмма не успевает следовать за ними. К «быстрым» здесь следует
отнести изменения, вызванные воздействием исследуемого объекта (или
физической величины). Для таких изменений голограмма будет «заморо-
жена» (аналог статической голограммы), что обеспечит преобразование
на ней световых волн и получение информации об объекте.
В противном случае, если параметры световых волн меняются медлен-
но (за время, превышающее характерное время записи), что, как правило,
характерно для большинства температурных влияний или, например,
медленного накопления механических напряжений в исследуемом
объекте, то в кристалле запишется новая голограмма, заменив старую.
Как следствие, изменения параметров световых волн, а следовательно,
и отрицательное влияние внешних факторов на измерительную систему
будут компенсированы изменениями, произошедшими в голограмме.
В этом заключается общий принцип адаптивности измерительной си-
стемы на основе применения динамических голограмм (ДГ).
Далее мы рассмотрим общие физические процессы, обеспечивающие
формирование динамических голограмм в фоторефрактивном кристал-
ле, взаимодействие световых волн на динамической фоторефрактивной
голограмме, а также возможные схемы реализации адаптивных при-
емников акустических сигналов на основе динамических голограмм.
6.1. Адаптивные интерферометры на основе
динамических фоторефрактивных
голограмм
Фоторефрактивный (ФР) эффект, заключающийся в изменении коэф-
фициента преломления среды под действием света, впервые был обна-
ружен в лаборатории Бэлла в 1966 г. [8] как нежелательное искажение
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
240
оптического луча («optical damage») при прохождении через нелинейные
электрооптические кристаллы LiNbO3 и LiTaO3. Было установлено,
что вызванные светом изменения показателя преломления кристалла
приводят к искажению фронта распространяющейся в нем световой
волны и, как следствие, ограничивает использование этих материалов
в системах генерации второй гармоники или высокоскоростных моду-
ляторах. Вскоре после открытия ФР-эффекта было обнаружено, что
ФР-кристалл может быть возвращен в исходное состояние нагревом или
равномерной засветкой. Таким образом, фоторефрактивный кристалл
может быть использован для записи и стирания в реальном времени
голограмм, которые теперь могут стать динамическими. К настоящему
времени фоторефрактивный эффект обнаружен в большом количестве
материалов: диэлектриках, полупроводниках, жидких кристаллах, орга-
нических полимерах, а также в жидкостях и газах (Bi12TiO 20, SBN, KTN,
GaAs, InP, CdTe и мн. другие; см. [9–12]).
Фоторефрактивный эффект, а также вопросы, связанные с взаимо-
действием волн в фоторефрактивных кристаллах, нашли достаточно
подробное отражение в ряде монографий [7, 12–14], с которыми заин-
тересованный читатель может ознакомиться дополнительно. Здесь мы
лишь остановимся на основных моментах, позволяющих понять процесс
взаимодействия волн на динамических фоторефрактивных голограммах
и принципы построения адаптивных измерительных систем на их основе.
Для возникновения фоторефрактивного эффекта в некотором ма-
териале последний должен обладать фотопроводящими свойствами и
быть электрооптическим. В простейшей модели ФР-эффекта предпо-
лагается, что кристалл имеет носители заряда одного типа – электроны –
и примеси двух типов – доноры и акцепторы, энергетические уровни
которых располагаются в запрещенной зоне как показано на рис. 6.1.
Предполагается, что некоторые доноры и все акцепторы ионизированы.
В отсутствии светового излучения основным механизмом, пополняю-
щим зону проводимости электронами, является тепловое возбуждение.
Динамическое равновесие между теплогенерацией электронов и их об-
ратной рекомбинацией определяет концентрацию свободных электро-
нов ne, которая в большинстве случаев является однородной по объему
кристалла величиной, или ее флуктуациями можно пренебречь.
Попадание светового излучения в фотопроводящий кристалл при-
водит к возникновению в нем дополнительных (фотоиндуцированных)
пар электронов и ионизированных доноров. Нетрудно показать, что
концентрация фотоиндуцированных зарядов ∆ne в точке r кристалла
будет прямо пропорциональна интенсивности света:
6.1. Адаптивные интерферометры на основе динамических
фоторефрактивных голограмм
241
(6.1)
где α – коэффициент поглощения; β – квантовый выход; τ – время жиз-
ни зарядов; hν – энергия фотона; I(r) – интенсивность света в точке r.
Очевидно, что если распределение световой интенсивности неодно-
родно, то такой же профиль в пространстве будет иметь и ∆ne. То есть
в более освещенных участках кристалла фотоиндуцированных зарядов
будет больше, чем в менее освещенных. Оказавшись в зоне проводимо-
сти, электроны приобретают подвижность, и начинается их диффузия
из областей с большей концентрацией в области с меньшей. Возникает
диффузионный ток, плотность которого определяется градиентом кон-
центрации свободных носителей заряда:
(6.2)
где e – заряд электрона; De – коэффициент диффузии электронов.
Фотоиндуцированные электроны, диффундировавшие в слабоосве-
щенные области, захватываются там акцепторами. В то же время иони-
зированные доноры не могут двигаться, являясь частью кристаллической
решетки, что ведет к локальным нарушениям электронейтральности.
e
D
A
Зона проводимости
Валентна я зона
E
hν
Рис. 6.1. Модель фоторефрактивного эффекта. Электроны возбуждаются
светом с донорных уровней (D) в зону проводимости, где они
диффундируют и дрейфуют в электрическом поле до тех пор,
пока не будут захвачены акцепторами (А) или ионизированными
донорами
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
242
Возникает т.н. пространственный заряд (ПЗ), плотность распределения
которого неоднородна и определяется распределением интенсивности
света. Нескомпенсированный заряд приводит к появлению электри-
ческого поля ESC, называемого полем пространственного заряда. Под
действием этого поля все свободные электроны (как индуцированные
светом, так и термически) начинают дрейфовать, формируя электриче-
ский ток, плотность которого описывается следующим соотношением
jE = eµne′ESC, (6.3)
где µ – подвижность электронов; ne′ = ne′ + ∆ne′ – суммарная концентра-
ция электронов в зоне проводимости.
Направление дрейфового тока противоположно направлению породив-
шего его диффузионного тока. Продолжающаяся диффузия будет вести к рос-
ту поля пространственного заряда, а следовательно, к росту дрейфового
тока. Со временем плотности диффузионного и дрейфового токов вы-
равняются по величине (|jD| = |jE|) и установится динамическое равновесие,
при котором величина поля ESC достигнет своего стационарного значения:
(6.4)
где kB – постоянная Больцмана; Т – термодинамическая температура
кристалла. В выражении (6.3) учтено, что коэффициент диффузии за-
рядов и их подвижность связаны известным соотношением Эйнштейна
De = µkBT/e.
В свою очередь, электрическое поле ESC, возникшее внутри фото-
рефрактивного кристалла, приводит к изменению его показателя пре-
ломления в силу наличия у него, как было отмечено выше, электрооп-
тических свойств.
Для дальнейшего анализа теперь рассмотрим световое поле, сформи-
рованное внутри кристалла двумя интерферирующими когерентными
волнами. Этот частный случай имеет большое практическое значение,
т.к. позволяет понять основы записи динамической голограммы в
ФР-кристалле. Пусть волны входят в кристалл симметрично, под углами
±θ к нормали его входной грани, так как показано на рис. 6.2а. Будем
считать волны плоскими, напряженность электрического поля которых
в точке r задается выражениями:
(6.5)
6.1. Адаптивные интерферометры на основе динамических
фоторефрактивных голограмм
243
где Aq, ϕq и kq – векторная амплитуда, начальная фаза и волновой вектор
q-той волны соответственно. Суммарное поле Е = Е1 + Е2 определит ин-
терференционное распределение интенсивности, которое установится
в кристалле:
(6.6)
где I0 – среднее значение интенсивности интерференционного по-
ля; K = k1 – k2 – волновой вектор интерференционной картины
(см. рис. 6.2б); m – контраст интерференционной картины, определя-
емый как
(6.7)
Воспользуемся стандартным приемом и перейдем в выражении (6.6)
к комплексной форме представления периодического распределения
интенсивности, в которой учтем также, что вектор K параллелен оси x,
и, кроме того, положим без потери общности начальную разность фаз
взаимодействующих волн ∆ϕ равной нулю. В результате выражение (6.6)
будет приведено к виду:
(6.8)
+θ
–θ
x
z
y
ФРК
К
k
1
k
2
а) б) в)
x
I
Λ
Рис. 6.2. Основная конфигурация двухволнового взаимодействия в
фоторефрактивном кристалле (а); векторная диаграмма ин-
терференции двух волн с волновыми векторами k1 и k2 (б) и
интерференционное распределение интенсивности в крис-
талле (в)
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
244
где Λ – пространственный период интерферен-
ционной картины (см. рис. 6.2в); n0 – показатель преломления кристал-
ла. Такая запись позволяет более наглядно проанализировать фазовые
особенности формирования динамических голограмм. При этом не-
обходимо помнить, что все физически реализуемые величины описы-
ваются вещественными частями комплексных величин.
Пусть концентрация фотоиндуцированных электронов значительно
превосходит темновую концентрацию (∆ne >> ne). С учетом этого найдем
выражение для поля пространственного заряда, подставив выражения
(6.6) и (6.1) в (6.4):
(6.9)
Анализ полученного выражения позволяет заключить, что зависи-
мость ESC(x) остается гармонической лишь при малых значениях кон-
траста интерференционной картины |m| << 1. В этом приближении поле
пространственного заряда можно оценить как
(6.10)
где EK = imED – комплексная амплитуда электрического поля ПЗ; ED –
напряженность диффузионного электрического поля:
(6.11)
Из (6.10) видно, что поле пространственного заряда – периодическое,
с периодом, равным периоду интерференционной картины Λ, однако
смещенное относительно последней в пространстве на четверть периода,
что соответствует фазовому сдвигу, равному π/2. Этот факт нашел от-
ражение в множителе i = exp(iπ/2), присутствующем в выражении (6.10)
для поля ПЗ. Такой отклик фоторефрактивного кристалла – появление
смещенного на четверть периода поля пространственного заряда –
принято называть нелокальным. Локальный же отклик (несмещенное
поле) может быть достигнут, если приложить к кристаллу постоянное
электрическое поле вдоль поля пространственного заряда [13]. В общем
же случае величина фазового сдвига ϕ между интерференционной кар-
тиной и полем ПЗ может принимать значения от 0 до π/2, поэтому для
дальнейшего рассмотрения запишем амплитуду поля ПЗ следующим
образом:
6.1. Адаптивные интерферометры на основе динамических
фоторефрактивных голограмм
245
(6.12)
где – напряженность электрического поля ПЗ, определяемая в общем
случае как диффузионным полем ED, так и внешним электрическим
полем E0, прикладываемым к кристаллу.
Необходимо отметить, что как видно из выражения (6.11), диффу-
зионное поле ED тем больше, чем меньше период интерференционной
картины Λ, т.к. с уменьшением Λ увеличивается градиент концентрации
фотоиндуцированных зарядов. Однако для того, чтобы эти заряды при-
няли участие в формировании электрического поля, они должны быть
захвачены акцепторами, концентрация которых конечна. В силу этого
рост поля пространственного заряда с увеличением пространственной
частоты интерференционной картины ограничен пределом, который
принято называть полем насыщения акцепторов [13, 14]:
(6.13)
где NA – концентрация акцепторов, ε – невозмущенное значение
диэлектрической проницаемости кристалла, ε0 – электрическая по-
стоянная.
Строгий анализ [14] позволяет получить следующее выражение для
амплитуды поля пространственного заряда в присутствии внешнего
электрического поля с учетом эффекта насыщения акцепторов:
(6.14)
Отсюда видно, что ϕ = arg(EK/m), а В частности, в случае
диффузионной записи (E0 = 0) получаем ϕ = π/2 и
Лишь при малых значениях диффузионного поля (ED << Eq)
Этой ситуации отвечает выражение (6.10).
Под действием поля пространственного заряда изменится диэлек-
трическая проницаемость кристалла и, соответственно, его показатель
преломления на величины
(6.15а)
(6.15б)
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
246
где n0 – невозмущенный показатель преломления; reff – эффективный
электрооптический коэффициент, значение которого в общем случае
зависит от типа кристалла и направления приложения к нему электри-
ческого поля.
Периодическая пространственная модуляция показателя преломле-
ния фактически представляет собой фазовую дифракционную решетку.
Т.к. эта решетка изначально была сформирована двумя волнами, то она
является их голографической записью, или голограммой. Исходные
волны, сформировавшие голограмму, теперь претерпевают дифракцию
на ней, что является основой их взаимодействия. Для описания этого
процесса необходимо использовать волновое уравнение, получаемое из
уравнений Максвелла для суммарного поля двух волн, проходящих
сквозь среду, диэлектрическая проницаемость которой теперь является
функцией координаты [14]:
(6.16)
где µ0 – магнитная постоянная; ω – циклическая частота световой волны.
Далее рассмотрим случай взаимодействия волн с одинаковым состо-
янием поляризации, что в большинстве случаев является оправданным,
т.к. позволяет при прочих равных условиях получить максимальный
контраст интерференционной картины. Тогда мы можем упростить
анализ двухволнового взаимодействия, перейдя от векторных амплитуд
волн Aq к скалярным Aq. Учтем также, что изменение амплитуд волн
происходит лишь вследствие их взаимодействия на голограмме, т.е. по
мере распространения в кристалле вдоль направления z. Кроме того,
будем считать, что существенные изменения происходят на расстояниях
больше длины волны, что позволяет, используя приближение «медлен-
ных» функций, пренебречь вторыми производными в выражении (6.16).
В результате интегрирования по координате х, позволяющего учесть
вклад во взаимодействии всей голограммы, получим следующую систему
дифференциальных уравнений для амплитуд световых волн с учетом их
затухания вследствие поглощения в среде:
(6.17)
где – комплексный коэффициент связи волн, который
определяет, какая часть одной из взаимодействующих волн и с какой
6.1. Адаптивные интерферометры на основе динамических
фоторефрактивных голограмм
247
фазой перейдет в другую вследствие дифракции на голограмме при про-
хождении в кристалле расстояния dz. Вместе с тем этот коэффициент сам
зависит от амплитуд взаимодействующих волн (ведь они и записывают
голограмму!), т.к. амплитуда поля пространственного заряда EK прямо
пропорциональна контрасту интерференционной картины m = A1A2
*/I0.
По мере распространения в кристалле вдоль координаты z амплитуды и
фазы взаимодействующих волн изменяются, что в свою очередь отража-
ется на эффективности самой голограммы. Таким образом, система
уравнений (6.17), называемых уравнениями связанных волн, является
нелинейной, решение которой не всегда удается найти в аналитическом
виде. Вместе с тем отметим, что в тонких кристаллах и при малом кон-
трасте m изменением последнего вдоль оси z можно пренебречь.
Введем новую величину, которая не зависит от контраста т:
(6.18)
Тогда с учетом выражений (6.14) и (6.7) система уравнений (6.17)
может быть приведена к виду:
(6.19)
Выражение (6.10) было получено в приближении малого контраста,
что достигается в случае, если амплитуда одной из волн (волны накачки)
много больше амплитуды другой (объектной или сигнальной волны).
Используем также так называемое приближение неистощимой накачки,
справедливое в том случае, если изменениями амплитуды «сильной»
волны накачки можно пренебречь, считая ее постоянной (|A1|2 ≈ I0). От-
метим при этом, что в реальных системах зачастую реализуются как при-
ближение малого контраста, так и неистощимой накачки (например, если
сигнальная волна представляет собой рассеянное на объекте излучение,
интенсивность которого во много раз меньше интенсивность опорной
волны). Таким образом, в системе уравнений (6.16) останется только одно
уравнение для «слабой» сигнальной волны, решив которое, получим:
(6.20)
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
248
где A20 – начальная амплитуда второй волны на входе в кристалл в точке
с координатой z = 0.
Из выражения (6.20) видно, что если сдвиг фаз между интерферен-
ционной картиной и голографической решеткой ϕ = ±π/2 (нелокальный
фоторефрактивный отклик, достижимый в отсутствии внешнего элек-
трического поля), взаимодействие волн на динамической голограмме
приведет к изменению амплитуды (а следовательно, и интенсивности)
сигнальной волны за счет волны накачки, т.е. произойдет передача энер-
гии между взаимодействующими световыми пучками. Интенсивность
сигнальной волны на выходе из кристалла толщиной z будет определяться
выражением
(6.21)
Из выражения (6.21) становится понятным физический смысл ве-
личины Г, как экспоненциального коэффициента усиления интенсив-
ности волны на единицу длины кристалла при оптимальных условиях
взаимодействия волн (ϕ = ±π/2).
Если же сдвиг фазы равен нулю (локальный отклик, достижимый при
приложении к кристаллу постоянного электрического поля), взаимо-
действие на голограмме приведет лишь к дополнительному изменению
фазы сигнальной волны на величину Γz/2 без изменения ее амплитуды.
Для дальнейшего рассмотрения будет удобно ввести комплексный ко-
эффициент фоторефрактивного усиления амплитуды сигнальной волны:
(6.22а)
(6.22б)
Тогда выражение (6.20) для амплитуды сигнальной волны предстанет
в виде:
(6.23)
При этом напомним, что в рамках двухволнового взаимодействия на
голограмме, каждая из взаимодействующих волн (сигнальная и накачки)
на выходе из кристалла являет собой результат сложения двух составляю-
щих – прошедшей части одной волны и дифрагировавшей части второй
(см. рис. 6.3). Другими словами амплитуда сигнальной волны на выходе
из кристалла может быть представлена следующим образом:
6.1. Адаптивные интерферометры на основе динамических
фоторефрактивных голограмм
249
A2 = A2
T + A1
D, (6.24)
где A2
T – амплитуда прошедшей части сигнальной волны; A1
D – амплитуда
дифрагировавшей части волны накачки.
Вместе с тем в приближении неистощимой накачки справедливым
будет считать, что амплитуда прошедшей сигнальной волны будет опре-
деляться лишь поглощением в кристалле:
A2
T = A20e–αz/2. (6.25)
Тогда с учетом выражений (6.23) и (6.24) найдем, что амплитуда диф-
рагировавшей части волны накачки будет определяться выражением:
(6.26)
Пусть теперь фаза сигнальной волны модулируется во времени. Ма-
тематически такую модуляцию легко ввести, умножив соответствующую
амплитуду на exp(iϕ(t)). Модуляция фазы одной из взаимодействующих
волн приведет к соответствующим перемещениям интерференционной
картины (см. (6.6)). Последствия такого перемещения будут зависеть от
того, за какое время они совершаются. Если характерное время изме-
нений фазы сигнальной волны (например, период для гармонической
модуляции) намного превышает время записи τR голограммы, то новая
голограмма будет записываться в кристалле каждые τR секунд, непрерыв-
но подстраиваясь под все изменения движущейся интерференционной
картины, компенсируя тем самым модуляцию фазы. Такое следование
голограммы за движущейся интерференционной картиной равносильно
ситуации, как если бы упомянутая выше модуляция фазы одинаковым
образом вносилась бы в обе взаимодействующие волны, а голограмма при
этом оставалась «неподвижной». В таком случае амплитуда сигнальной
фазово-модулированной волны тогда может быть представлена в виде
(6.27)
A
10
A
20
A
1
T
A
2
T
A
1
2
A
1
D
Рис. 6.3. Двухволновое взаимодействие в фоторефрактивном кристалле
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
250
Таким образом, в случае медленных флуктуаций фазы интенсивность
сигнальной волны остается неизменной:
(6.28)
Если же фаза модулируется быстро, то голограмма не будет успевать
следовать за движениями интерференционной картины, оставаясь
«неподвижной». В этом случае фазовый множитель exp(iϕ(t)) появится
только лишь в амплитуде прошедшей части сигнальной волны:
(6.29)
Используя (6.29) и (6.30), можно показать, что в случае малых коле-
баний (ϕ << 1) интенсивность сигнальной волны будет определяться
выражением:
(6.30)
где
Рассмотрим случай нелокального отклика, при котором фазовая
отстройка интерференционной картины от голографической решетки
ϕ = π/2, и соответственно γ″ = 0 (см. (6.22)). Тогда, как видно из послед-
него выражения, С1 = 0, и интенсивность сигнальной волны изменяется
лишь пропорционально квадрату ϕ. Таким образом, в случае нелокально-
го отклика реализуется лишь квадратичный режим демодуляции фазы,
при котором изменение интенсивности возникает на частоте второй
гармоники, если фаза модулируется по гармоническому закону.
При других значениях фазовой отстройки 0 ≤ ϕ < π/2 имеем γ″ ≠ 0.
В этом случае коэффициент С1 будет равным нулю только лишь при
определенных значениях произведения γ″z, кратных π. Таким образом,
для всех значений γ″z, не попадающих в малые окрестности точек ±πl
(l = 1, 2, 3 …), вкладом квадратичного члена в общий сигнал интенсив-
ности можно пренебречь, что дает основание утверждать о возможно-
сти реализации линейного режима фазовой демодуляции. Изменение
интенсивности сигнальной волны при этом может быт представлено
выражением:
(6.31)
Объясним качественно реализацию того или иного режима де-
модуляции фазы в адаптивном интерферометре. Как опорная, так и
6.1. Адаптивные интерферометры на основе динамических
фоторефрактивных голограмм
251
сигнальная волна после голограммы представляет собой сумму двух
волн: прошедшей части одной волны и продифрагировавшей части
другой. Результирующая интенсивность каждой из волн будет опре-
деляться интерференцией этих двух частей, а именно разностью их
фаз ∆ϕ на выходе из кристалла. Если разность фаз составляет ±π/2, то
реализуется линейное преобразование изменений фазы в изменение
интенсивности. С удалением разности фаз от ±π/2 появляются ис-
кажения в линейности, что сопровождается возникновением высших
гармоник, влияние которых растет с приближением разности фаз к 0
или ±π, где линейные члены полностью исчезают, и мы имеем чисто
квадратичный режим демодуляции фазы. Из чего же складывается
разность фаз в адаптивном интерферометре на основе динамической
фоторефрактивной голограммы? Обе волны приобретают одинаковый
набег фазы, связанный с распространением по кристаллу, т.к. проходят
одинаковый путь. При этом продифрагировавшая волна приобре-
тает дополнительный фазовый сдвиг, который имеет две составля-
ющие:
1) скачок фазы ϕ0, связанный с френелевским отражением на фазо-
вой голограмме, которая представляет собой структуру с перио-
дическим профилем показателя преломления; этот скачок фазы
составляет π/2 (именно с ним связано наличие мнимой единицы
в системе уравнений связанных волн (6.20), описывающих взаи-
модействие волн на фоторефрактивной голограмме);
2) набег фазы ϕ, связанный с пространственным сдвигом фотореф-
рактивной голограммы (профиля показателя преломления) от-
носительно интерференционной картины (см. выражение (6.12)).
Если значение ϕ0 постоянно, то ϕ зависит от напряженности внеш-
него электрического поля Е0, приложенного к кристаллу. На рис. 6.4
приведена зависимость ϕ( Ε0), полученная в соответствии с выражением
(6.14). Видно, что при чисто диффузионной записи голограммы (в от-
сутствии внешнего поля) ϕ = π/2. Тогда суммарная разность фаз между
интерферирующими волнами после кристалла составит ∆ϕ = ϕ0 + ϕ = π,
что соответствует квадратичному режиму фазовой демодуляции. Если же
к кристаллу приложить внешнее электрическое поле, то при определен-
ном его значении можно получить ϕ ≈ 0, π. Тогда суммарная разность
фаз составит ∆ϕ ≈ π/2, 3π/2, что соответствует линейному режиму демо-
дуляции фазы. Отметим, что для достижения этого величина внешнего
электрического поля, приложенного к кристаллу, должна существенно
превышать диффузионное поле, возникающее в кристалле (Е0 >> ЕD) и
быть меньше поля насыщения акцепторов (Е0 << Еq).
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
252
Таким образом, прямое измерение интенсивности сигнальной волны,
прошедшей взаимодействие с опорной волной на динамической фото-
рефрактивной голограмме, формируемой в ФРК в присутствии внешнего
электрического поля, позволяет реализовать линейное детектирование
фазовой модуляции.
В приведенном выше изложении были рассмотрены плоские волны.
В действительности же обе волны (или, по крайней мере, одна) могут
иметь сложные волновые фронты, в частности быть спекловыми.
Вместе с тем любая волна с произвольным волновым фронтом может
быть представлена в виде суперпозиции плоских волн (мод), каждая из
которых характеризуется своим волновым вектором kp, амплитудой Ep
и фазой ϕp:
(6.32)
Каждая пара мод – из объектной (S) и опорной (R) волн – запишут
в кристалле свою голограмму, волновой вектор которой будет опреде-
ляться разностью волновых векторов мод:
Kpq = kp
R – kp
S, (6.33)
π
0
2
π
–10
3
–10
2
–10
1
–10
0
–10
–1
0 10
–1
10
0
10
1
10
2
10
3
E
0
/E
D
ϕ
1
2
3
Рис. 6.4. Зависимость фазового сдвига между полем пространственного
заряда, возникающем в фоторефрактивном кристалле, и интер-
ференционной картиной, вызвавшей это поле, от напряженно-
сти внешнего электрического поля, прикладываемого к кристал-
лу. Зависимость рассчитана для трех значений поля насыщения
акцепторов: 1 – Eq = 10ED; 2 – Eq = 100ED; 3 – Eq = 1000ED (в рас-
четах положено NA = 2×1022 м–3, Λ = 1,6 мкм, λ = 633 нм; ε = 7;
n0 = 2,6)
6.1. Адаптивные интерферометры на основе динамических
фоторефрактивных голограмм
253
где kp
R – волновой вектор моды с номером p опорной волны; kp
S – вол-
новой вектор моды с номером q объектной волны.
В результате в кристалле будет записано множество голографических
решеток, каждая из которых способна восстановить одну моду при по-
падании другой. При этом попадание моды световой волны на решетку,
записанную другой парой мод, не приведет к появлению восстановленной
компоненты. Это связано с тем, что в подавляющем большинстве случаев
голограммы, записанные в фоторефрактивных средах, являются объемны-
ми, отличительной особенностью которых является чрезвычайно высокая
угловая селективность. Это значит, что волны, волновые векторы которых
не удовлетворяют условию Вульфа – Брэгга, вследствие нарушения син-
фазности гасятся после многократных отражений. Даже незначительные
отклонения от брэгговского направления приводят к резкому падению
интенсивности волны, продифрагировавшей в объемной голограмме.
И только те пары мод волн, которые записали «свою» голограмму, автома-
тически будут удовлетворять условию Вульфа – Брэгга и, соответственно,
будут восстановлены. Совокупность всех волн, продифрагировавших на
«своих» голограммах, даст в результате восстановленную исходную вол-
ну со сложным волновым фронтом. Фазовые же соотношения для волн
со сложным волновым фронтом при взаимодействии на динамической
голограмме останутся такими же, что и для плоских волн.
Таким образом, применение динамических голограмм, формируемых
в фоторефрактивных кристаллах, позволяет создавать измерительные
системы, обладающие следующими особенностями:
– автономностью – запись голограмм начинается сразу после по-
падания света в кристалл без дополнительных процедур обработки
(проявление, фиксация и пр.);
– способностью работать в реальном времени – запись и считывание
голограмм происходят одновременно;
– временной адаптивностью – динамическая голограмма (в отличие
от статической) «отслеживает» все медленные изменения параме-
тров взаимодействующих волн, вызванные неконтролируемыми
воздействиями окружающей среды, тем самым автоматически
компенсируя их;
– пространственной адаптивностью – в качестве сигнальных и
объектных волн могут быть использованы волны со сколь угодно
сложными волновыми фронтами, включая спекловые волны, воз-
никающие на выходе многомодовых волоконных световодов или
при рассеянии когерентного излучения на диффузных объектах;
– высокой чувствительностью вследствие интерферометрического
принципа измерения.
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
254
6.2. Основные параметры адаптивных
интерферометров
Три основных параметра определяют работу любого адаптивного интер-
ферометра. Это его чувствительность к детектированию малых флук-
туаций фазы световой волны, адаптивность (определяемая временем
отклика фоторефрактивной голограммы) и выходная мощность лазера,
требуемая для достижения вышеупомянутых параметров. Рассмотрим
их последовательно.
6.2.1. Чувствительность
Работу любого адаптивного интерферометра можно оценить посредством
сравнения его чувствительности с чувствительностью классического
гомодинного интерферометра, не имеющего оптических потерь [15, 16].
Хорошо известно, что классический интерферометр, находящийся
в квадратурном режиме (рабочая точка интерферометра соответствует
разности фаз интерферирующих лучей, равной π/2), обладает макси-
мально возможной чувствительностью, позволяя измерять минималь-
ные фазовые изменения. Таким образом, отношение минимальной
детектируемой фазовой модуляции ϕA
lim, измеренной адаптивным ин-
терферометром, к пределу детектирования классического гомодинного
интерферометра ϕC
lim будет характеризовать чувствительность адаптив-
ного интерферометра:
(6.34)
Очевидно, что минимальная физическая величина, детектируемая
некоторой измерительной системой, определяется не только ее чув-
ствительностью, но и шумами, присутствующими в системе. Другими
словами, важен не сколько сам сигнал, как отношение уровня сигнала
(signal) к уровню шумов (noise):
(6.35)
Тогда минимальная фазовая модуляция, которую способен зареги-
стрировать интерферометр, будет соответствовать отношению сигнал/
шум SNR = 1. При этом для корректного сравнения адаптивного интер-
ферометра с классическим необходимо уровень шумов в обоих случаях
255
6.2. Основные параметры адаптивных интерферометров
положить одинаковым. Тогда относительный порог детектирования
(ОПД) δrel может быть выражен также через отношения сигнал/шум для
двух интерферометров:
(6.36)
Ниже выясним, чем определяется отношение сигнал/шум в интер-
ферометре. Известно, что любой интерферометр (будь то классический
или адаптивный) преобразует флуктуации фазы световой волны ϕ в из-
менение ее мощности, которая регистрируется фотоприемником. При
этом общая мощность излучения PD, попавшего на фотоприемник,
может быть представлена как сумма переменной δPD(ϕ) и постоянной
PD0 составляющих:
PD(ϕ) = PD0 + δPD(ϕ), (6.37)
Пусть в фотоприемнике световое излучение линейно преобразуется
в фототок, сила которого Iф = gPD (где g = eη/hν– коэффициент про-
порциональности, е – элементарный заряд; η – квантовая эффектив-
ность фотоприемника; hν – энергия фотона). Очевидно, что фототок,
пропорциональный переменной составляющей мощности, и формирует
сигнал: δIф = gδPD. При этом уровень сигнала определяется среднеква-
дратической величиной δIф(t):
(6.38)
где Т – период/интервал времени, используемый для усреднения.
Если изменение мощности носит гармонический характер (δPD(t) =
= ∆PDsinωt), то выражение (6.38) для уровня сигнала примет вид:
(6.39)
где ∆PD – амплитуда изменения мощности света, попавшего на фото-
приемник.
Найдем теперь уровень шума. Для этого примем во внимание, что
все шумы измерительной системы в общем случае можно разделить на
две категории: I – шумы, которые теоретически можно устранить (шумы
лазера, регистрирующей электроники, тепловые шумы фотодетектора и
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
256
пр.) и II – шумы квантовой природы, устранить которые нельзя. К по-
следней категории, в частности, относится дробовый шум фотодетектора,
обусловленный дискретностью зарядов, формирующих ток. Рассмотрим
далее ситуацию, когда устранены все шумы первой категории или их
уровень существенно ниже дробового шума фотодетектора, уровень
которого связан с усредненным по времени фототоком <Iф> следующим
образом [17]:
(6.40)
где e – заряд электрона; ∆f – полоса частот пропускания детектирующей
электроники.
Учитывая, что <Iф> = g<P>, а среднее значение мощности <PD>
в случае гармонической модуляции будет определяться лишь постоян-
ным значением PD0, получим следующее выражение для уровня шумов
фотодетектора:
(6.41)
Объединив (6.39) и (6.41), получим выражение для отношения сиг-
нал/шум:
(6.42)
где
Таким образом, отношение сигнал/шум тем больше, чем больше
амплитуда переменной составляющей мощности ∆PD и чем меньше ее
среднее значение PD0. При этом следует отметить, что амплитуда пере-
менной составляющей, как правило, прямо пропорциональна общей
(а значит, и средней) мощности. А так как средняя мощность входит
в выражение (6.42) в степени 1/2, то увеличение мощности будет при-
водить к росту SNR пропорционально Увеличить отношение
сигнал/шум можно также, сузив полосу частот ∆f.
Перейдем теперь к рассмотрению классического интерферометра.
Пусть P0 – общая мощность лазерного излучения, которое делится на
два световых пучка – опорный и объектный, имеющих мощности PR и
PS соответственно. Пусть световые пучки делятся в соотношении β:1.
Тогда их мощности можно выразить через общую мощность P0 следу-
ющим образом:
257
6.2. Основные параметры адаптивных интерферометров
(6.43)
После прохождения сквозь исследуемый объект (или отражения от
него) объектная волна приобретает фазовую модуляцию и вновь объ-
единяется с опорной волной при помощи полупрозрачного зеркала
или светоделительного куба, как это показано на рис. 6.5а. Здесь мы
пренебрегаем потерями оптической мощности на таких элементах, как
светоделительные кубы, линзы и пр., считая, что их поверхность имеет
антиотражающее покрытие на рабочей длине волны.
Принимая во внимание, что светоделительный куб делит мощность
световых пучков поровну, а также рассматривая случай малых фазовых
флуктуаций (ϕ << 1), получим выражение для световой мощности,
попавшей на фотоприемник в интерферометре, работающем в квадра-
турном режиме (при обеспечении разности фаз в π/2 между опорной и
объектной волнами):
(6.44)
Здесь первое слагаемое представляет собой постоянную составля-
ющую PD0 (см. (6.37)), в то время как второе – переменную составляю-
щую, амплитуда которой в случае гармонической фазовой модуляции
(ϕ = Φ sin ωt) будет определяться выражением:
PS
PR
PD
1 2
PS
PR
PD
3 2
а) б)
Рис. 6.5. Объединение объектной и опорной волн с помощью светодели-
тельного куба в классическом интерферометре (а) и с помощью
динамической голограммы в адаптивном интерферометре (б).
1 – светоделительный куб; 2 – фотоприемник; 3 – фоторефрак-
тивный кристалл
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
258
(6.45)
где Ф – амплитуда модуляции фазы объектной волны. Тогда с учетом
выражений (6.44) и (6.45) отношение сигнал/шум для классического
интерферометра примет вид:
(6.46)
Простой анализ выражения (6.46) показывает, что максимальным
SNRC становится при равном делении излучения лазера на объектный
и опорный пучки, т.е. при β = 1. Принимая это во внимание и положив
SNRC = 1, найдем минимальный порог детектирования фазовых изме-
нений, достижимый в классическом интерферометре:
(6.47)
В частности, для излучения с длиной волны λ = 1 мкм и фотоприем-
ника с квантовой эффективностью η = 0,7 порог детектирования фазы
в классическом интерферометре составит что при
мощности лазерного излучения в 1 мВт делает возможным детектиро-
вание, например, колебаний отражающей поверхности (зеркала) с ам-
плитудой от 0,12 пм в полосе частот ∆f = 1 кГц. Однако следует заметить,
что для достижения столь высокой чувствительности классического
интерферометра необходимо обеспечить и постоянно поддерживать
линейный режим демодуляции фазы (реализовав квадратурные условия
детектирования), а также обеспечить полное совпадение волновых
фронтов объектной и опорной волн, что в классическом интерфероме-
тре оказывается крайне затруднительным.
Перейдем теперь к рассмотрению адаптивного интерферометра. Его
основным отличием от классического является то, что перед попаданием
на фотодетектор объектный световой пучок объединяется с опорным
на динамической голограмме, формируемой в фоторефрактивном кри-
сталле (см. рис. 6.5б). При этом в объектном пучке возникают потери
мощности вследствие неизбежного поглощения излучения в кристалле,
а также при прохождении дополнительных (как правило, поляризаци-
онных) фильтрующих элементов, которые обычно используются для
обеспечения оптимального взаимодействия волн в кристалле. С другой
259
6.2. Основные параметры адаптивных интерферометров
стороны мощность объектного пучка может также изменяться (как
увеличиваться, так и уменьшаться) за счет его взаимодействия на голо-
грамме с опорным пучком. Тогда мощность, дошедшая до фотодетектора,
в адаптивном интерферометре в отсутствии фазовой модуляции может
быть представлена как
PD0 = PSℑG, (6.48)
где PS – мощность объектного светового пучка, перед попаданием
в кристалл; ℑ – коэффициент пропускания (< 1), учитывающий потери
оптической мощности при прохождении через кристалл и пассивные
поляризационные элементы; G – эффективный коэффициент двух-
волнового взаимодействия, который зависит от параметров кристалла,
геометрии и механизма записи голограммы в кристалле, характера и
величины прикладываемого электрического поля и параметров взаимо-
действующих пучков. В результате, сравнивая выражения (6.48) и (6.20),
получим в частном случае ℑ = exp(–αz) и G = exp(Γz).
При внесении гармонической фазовой модуляции в объектную све-
товую волну мощность изучения на фотодетекторе будет изменяться
с амплитудой ∆PD вблизи постоянного значения PD0. Воспользуемся для
нахождения отношения сигнал/шум для адаптивного интерферометра
общим выражением (6.42): Далее, полагая для классиче-
ского интерферометра β = 1 (при котором он обладает максимальной
чувствительностью) и принимая во внимание, что в этом случае P0 = PS/2,
а также используя выражение (6.48), запишем отношение сигнал/шум
в виде:
(6.49)
Сравнение адаптивного и классического интерферометра может быть
осуществлено, если длина волны, квантовая эффективность фотопри-
емника и полоса частот в обоих случаях одинаковы (т.е. при одинаковом
параметре Q). Тогда относительный предел детектирования δrel оказыва-
ется независящим от параметров системы детектирования. Подставляя
(6.48) и (6.49) в (6.36), с учетом последнего замечания получим выражение
для относительного порога детектирования:
(6.50)
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
260
С помощью полученного выражения относительный порог детек-
тирования может быть легко определен экспериментально. Здесь от-
ношение ∆PD/PD0 есть не что иное, как глубина модуляции фототока
(т.е. отношение амплитуды модуляции фототока к его постоянной
составляющей при внесении в адаптивный интерферометр небольшой
фазовой модуляции с амплитудой Ф). Коэффициенты ℑ и G несложно
определить экспериментальным путем:
(6.51)
где PD0′ – мощность излучения, дошедшего до фотодетектора в отсутствии
опорного пучка.
Будучи найденным, относительный порог детектирования (ОПД)
δrel позволяет сравнить чувствительность адаптивного интерферометра
с «эталоном», каковым является классический гомодинный интерферо-
метр, работающий в квадратурном режиме и не имеющий оптических
потерь. Это в свою очередь позволяет осуществить сравнение различных
схем адаптивных интерферометров между собой (см. разд. 6.2.4). Кроме
того, с помощью ОПД и выражения (6.34) можно определить абсолют-
ный порог детектирования адаптивного интерферометра, достижимый
в преобладании дробового шума фотодетектора:
ΦA
lim = δrelΦC
lim. (6.52)
Отметим, что такая оценка оказывается справедливой даже в том
случае, если изначально ОПД был измерен в присутствии других более
мощных, нежели дробовой, шумов.
Для того чтобы теоретически рассчитать значение ОПД, необходи-
мо учесть характер двухволнового взаимодействия на динамической
фоторефрактивной голограмме, т.к. он определяет величины G, PD0 и
∆PD, зависящие от целого ряда параметров. Используем следующий
подход. Найдем аналитическое выражение для отношения сигнал/шум
в адаптивном интерферометре, используя выражение для интенсивности
сигнальной волны на выходе из ФР кристалла (6.30). Сравнивая это вы-
ражение с (6.37), а также рассматривая случай линейной демодуляции
(С2 = 0), запишем
(6.53)
261
6.2. Основные параметры адаптивных интерферометров
где ℑ – коэффициент пропускания, учитывающий ослабление мощности
при прохождении объектным пучком поляризационных элементов, что
не принималось во внимание при выводе выражения (6.30). Здесь также
использовалась связь мощности объектного пучка с его интенсивностью
PS = I20Σ, где Σ – площадь поперечного сечения пучка. Подставляя теперь
(6.53) в (6.42), получим:
(6.54)
Отсюда, положив SNRA = 1, а также выразив мощность объектного
пучка PS через общую мощность P0, найдем предел детектирования фазы
в адаптивном интерферометре:
(6.55)
где β′ – отношение исходных мощностей опорного и объектного пучков
в адаптивном интерферометре.
Полагаем, как и при выводе выражения (6.50), что параметры си-
стемы детектирования (Q) одинаковы для адаптивного и классического
интерферометров. Кроме того, для корректного сравнения классическо-
го и адаптивного интерферометров необходимо приравнять исходные
мощности используемого в них излучения P0 (в выражениях (6.55) и
(6.47)). Тогда относительный порог детектирования δrel оказывается не-
зависимым от мощности:
(6.56)
Рассмотрим теперь оптимизированный (γ″= π/2) и идеальный
адаптивный интерферометр (т.е. такой интерферометр, в котором по-
глощение излучения в кристалле отсутствует, α = 0). Кроме того, пусть
в схеме интерферометра не используются поляризующие фильтрующие
элементы (ℑ′ = 1). Тогда относительный порог детектирования будет
определяться лишь отношением мощностей опорного и объектного
пучков β′. На рис. 6.6 зависимость δrel(β′) для этого случая представлена
кривой 1, из которой видно, что при β′ < 7 относительный порог детек-
тирования δrel < 1. То есть чувствительность адаптивного интерферометра
в этом диапазоне значений β′ выше, чем чувствительность классического.
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
262
Однако выражение (6.30), а соответственно, и выражение (6.56), полу-
чено в приближении малого контраста, т.е. при β′ существенно больше 1.
Анализ показывает, что уже при β ≥ 10 (m ≤ 0,57) приближение малого
контраста становится справедливым. Таким образом, чувствительность
адаптивного интерферометра не превышает, а лишь может приближаться
к чувствительности классического интерферометра. Кроме того, случай,
которому соответствует кривая 1, не может быть реализован на практике,
т.к. при нулевом поглощении (т.е. в отсутствии фотоиндуцированных
зарядов) динамическая голограмма не будет записываться в кристалле.
«Внесение» же потерь на поглощение с одной стороны приводит к по-
явлению взаимодействия, с другой – к увеличению относительного
предела детектирования, что иллюстрируют кривые 2 и 3 на рис. 6.6.
6.2.2. Адаптивность
Известно, что для реализации любого интерферометра необходимо обе-
спечить сопряжение волновых фронтов интерферирующих световых
пучков. В классическом интерферометре это относительно успешно
достигается, если обе волны – плоские. Если же фронт волн – сложный
(например, спекловые волны), то эффективность классического интер-
ферометра резко падает, вплоть до полной его неработоспособности.
Как видно из рис. 6.5, отличие адаптивного интерферометра от клас-
сического заключается в том, что в первом вместо обычного светодели-
тельного элемента (куба или полупрозрачного зеркала) используется
фоторефрактивная среда, в которой постоянно записывается динамиче-
10
0 5 10 15 20 25 30 β
′
δ
rel
1
2
3
1
0,1
Рис. 6.6. Зависимость относительного предела детектирования от от-
ношения исходных мощностей опорного и объектного пучков:
(1) αz = 0; (2) αz = 1; (3) αz = 2
263
6.2. Основные параметры адаптивных интерферометров
ская голограмма. Объектный и опорный световые пучки, интерференция
которых создает эту голограмму, одновременно дифрагируют на ней так,
что дифрагировавшая часть объектного пучка распространяется в на-
правлении опорного пучка и наоборот. Благодаря основному принципу
голографии волновой фронт дифрагировавшей части опорного пучка
представляет точную копию недифрагировавшей части объектного пуч-
ка, что схематически показано на рис. 6.5б. То же остается справедливым
для другой пары пучков в кристалле. В результате, после кристалла в на-
правлении каждого пучка мы имеем когерентное сложение двух интер-
ферирующих световых пучков с абсолютно одинаковыми волновыми
фронтами. Таким образом, проблема сопряжения волновых фронтов
в интерферометре на основе голограммы (в т.ч. динамической) решается
автоматически. Это позволяет, в частности, использовать волны со сколь
угодно сложным волновым фронтом как в одном, так и в обоих плечах
адаптивного интерферометра без снижения эффективности его работы.
В стационарном состоянии средняя разность фаз между прошедшей
и дифрагировавшей частями взаимодействующих волн на выходе из
кристалла определяется механизмом записи голограммы и характером
дифракции света [4, 13]. Здесь же мы рассмотрим ситуацию, в которой раз-
ность фаз между волнами случайным образом изменяется вследствие не-
контролируемых внешних воздействий таких, например, как изменения
температуры, влияния воздушного потока или случайных механических
ударов. Такие воздействия приводят к смещению интерференционной
картины в кристалле и, следовательно, к записи новой голограммы. По-
сле того как голограмма перезапишется, разность фаз между волнами на
выходе из кристалла вернется к исходному значению. При этом возможны
два различных сценария поведения кристалла. Если время, в течение
которого происходит фазовый сдвиг, меньше времени τH, необходимого
для записи голограммы, то этот фазовый сдвиг будет немедленно пре-
образован в изменение мощности на выходе из кристалла (т.е. появится
сигнал демодуляции). В противном случае (когда разность фаз меняется
медленно по сравнению с τH) оптическая мощность на выходе из кри-
сталла будет оставаться постоянной. Другими словами, динамическая
голограмма «следует» за медленными смещениями записывающей ее
интерференционной картины, сохраняя постоянной разность фаз между
картиной и голографической решеткой. Таким образом, низкочастотный
шум, вызванный внешними источниками (например, флуктуациями
воздуха, механическими напряжениями или тепловыми деформациями)
автоматически компенсируется за счет адаптивных свойств динамической
голограммы, формируемой в фоторефрактивном кристалле.
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
264
Фактически динамическая голограмма, формируемая в фоторефрак-
тивном кристалле, работает как фильтр низких частот, отсекая медленные
изменения фазы и пропуская (детектируя) быстрые. В этой связи удобно
охарактеризовать работу адаптивного интерферометра амплитудно-
частотной характеристикой – зависимостью глубины модуляции мощ-
ности излучения на выходе их кристалла ∆PD/PD0 от частоты модуляции
фазы (f = ω/2π). Несложно показать [15], что она оказывается схожей
с переходной функцией дифференцирующей электрической RC-цепи
с постоянной времени τH или частотой отсечки fout = (2πτH)–1 (см. рис. 6.7).
Чем же определяется эта постоянная времени для случая фоторефрак-
тивной голограммы?
Как было рассмотрено в разд. 6.1, процесс записи голограммы
в фоторефрактивном кристалле заключается в появлении неодно-
родно распределенных свободных носителей заряда под действием
интерференционного поля, их перераспределению в пространстве
вследствие тепловой диффузии или дрейфа во внешнем электрическом
поле и, наконец, в последующем их захвате на глубоких ловушечных
центрах – акцепторах. Возникшее в результате этого пространственно
неоднородное электрическое поле (или поле пространственного заря-
да) приводит к модуляции диэлектрической проницаемости кристалла
вследствие линейного электрического эффекта. Время τH, требуемое для
записи голограммы, зависит от эффективности фотогенерации зарядов
101 102 103
104 105
Частота модуляции фазы, Гц
1,0
0,5
0,0
∆PD, отн. ед.
fcut1
fcut2
1
2
Рис. 6.7. Амплитудно-частотная характеристика отклика динамической
голограммы, сформированной в двух образцах фоторефрактив-
ного кристалла CdTe
265
6.2. Основные параметры адаптивных интерферометров
и процессов их перемещения. Время отклика определяется временем
диэлектрической релаксации τM, умноженным на коэффициент Fσ, учи-
тывающий изменения проводимости, вызванные пространственными
вариациями концентрации фотоиндуцированных зарядов [16]. Обычно
этот коэффициент больше единицы, но при некоторых условиях он
приближается к единице, а время отклика снижается до времени релак-
сации τM, которое задается выражением
(6.57)
где ε – диэлектрическая проницаемость кристалла; ε0 – электрическая
постоянная; σф – средняя фотопроводимость кристалла при интенсив-
ности света I0, η′ – квантовая эффективность фотопроводимости кри-
сталла; α – оптическое поглощение в кристалле; µ и τ – подвижность и
среднее время жизни фотоиндуцированных носителей заряда, е – заряд
электрона; hν – энергия фотона. Коэффициент Fσ зависит как от геоме-
трии двухволнового взаимодействия, так и от величины электрического
поля, приложенного к кристаллу [14, 16].
Как видно из выражения (6.57), τM обратно пропорционально интен-
сивности записывающих световых пучков. Множитель в скобках объ-
единяет материальные параметры, являясь, таким образом, константой
для выбранного кристалла. При этом существует некоторая возможность
для управления этой величиной через изменение диэлектрической про-
ницаемости кристалла при изменении его ориентации, а также через
изменение скорости фотоионизации при изменении рабочей длины
волны. Однако возможности такого управления ограничены в силу то-
го, что в большинстве случаев как ориентация кристалла, так и рабочая
длина волны фиксированы в силу необходимости выполнения других
требований. Поэтому для выбранного образца кристалла наиболее дей-
ственным методом управления быстродействием является варьирование
интенсивностью световых волн.
Стоит отметить, что эквивалентная RC-цепочка, установленная на
выходе фотоприемника, также может подавить сигналы с частотами
меньше, чем (2πτH)–1. Однако вследствие принципиальной нелинейно-
сти зависимости интерференционной интенсивности от разности фаз
RC-фильтр может подавить НЧ-сигнал только в случае, если амплитуда
его очень мала. Напротив, динамическая голограмма выполняет низко-
частотную фильтрацию непосредственно в процессе демодуляции полез-
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
266
ного сигнала. Поэтому НЧ-шумы даже большой амплитуды не оказывают
влияния на результат измерения малых флуктуаций высокой частоты.
Для количественной оценки адаптивности интерферометра удобным
(по аналогии с НЧ-фильтрами) является использование частоты отсечки,
выраженной через время записи голограммы:
(6.58)
Частота отсечки также обычно используется для сравнения различных
схем реализации адаптивных интерферометров.
Характерное время записи фоторефрактивной голограммы может
быть довольно коротким. Так, для кубических кристаллов BSO, работаю-
щих в зеленой области спектра (α = 2,1 см–1, η′ = 0,7, µτ = 1,4×10–7 см2/В,
ε = 56), и средней интенсивности света 1 Вт/мм2 получим τM = 0,6 мс [18].
Это позволяет успешно подавлять шумы с частотами до 260 Гц. В этот
диапазон попадает большинство промышленных шумов. Время диэлек-
трической релаксации в фотопроводящих полупроводниках, таких как
InP, GaAs, CdTe, еще меньше из-за более высокой подвижности зарядов,
присущей им.
Как следует из выражений (6.58) и (6.55), имеет место компромисс
между адаптивностью интерферометра (быстродействием) и его чувстви-
тельностью. Для увеличения fcut (или снижения τM) требуется кристалл
с большим поглощением. Однако это приводит к увеличению опти-
ческих потерь, что в свою очередь увеличивает порог детектирования
ΦA
lim (или δrel). В качестве примера приведем результаты работы [19],
где были исследованы различные образцы кристалла CdTe с целью их
применения в адаптивном интерферометре. На рис. 6.8 приведены ам-
плитудно-частотные характеристики, полученные для двух образцов.
Образец, проявивший более высокое быстродействие (fcut = 750 Гц), имел
меньшую чувствительность (δrel = 10) по сравнению со вторым образцом
(fcut = 180 Гц и δrel = 5,7).
Как уже отмечалось выше, быстродействие можно повысить, увели-
чив общую интенсивность записывающих пучков. На рис. 6.8 показана
зависимость частоты отсечки от интенсивности света.
Как видно, при обеспечении уровня интенсивности ~3 Вт/мм2
в кристалле CdTe частота отсечки может достигать 1,8 кГц, что делает
возможным использование интерферометра в т.ч. в производственных
помещениях, характерная частота шумов в которых (50…200 Гц) оказы-
вается на порядок ниже.
267
6.2. Основные параметры адаптивных интерферометров
Таким образом, мы можем констатировать, что динамическая голо-
грамма, используемая в интерферометре, придает последнему адаптив-
ные свойства, которые можно разделить на два типа:
1) пространственная адаптация – автоматическая подстройка к сколь
угодно сложному волновому фронту, что позволяет объединять
световые пучки с абсолютно разными фронтами;
2) временная адаптация – автоматическая компенсация медленного
дрейфа фазы, вызванного неконтролируемыми воздействиями
внешних факторов.
6.2.3. Оптическая мощность
Чувствительность и частота отсечки – два основных параметра адап-
тивного интерферометра. Однако существует третий параметр, который
с первого взгляда может ошибочно показаться не таким важным по
сравнению с первыми двумя. Это оптическая мощность лазера, ис-
пользуемого в интерферометре. Три причины заставляют нас уделить
больше внимание этому параметру. Во-первых, оптическая мощность
определяет чувствительность интерферометра. В соответствии с вы-
ражениями (6.47) и (6.55) чем выше мощность, тем меньшие фазовые
флуктуации могут быть зарегистрированы. Во-вторых, частота отсечки
также зависит от плотности оптической мощности (или интенсивности),
которую необходимо увеличивать, чтобы повысить быстродействие (см.
выражение (6.58)). Очевидно, что интенсивность света может быть легко
увеличена за счет уменьшения поперечного сечения световых пучков в
кристалле посредством их фокусировки. Однако в большинстве реали-
заций адаптивных интерферометров существует предел уменьшения по-
перечных размеров пучка, который связан с сокращением эффективной
0,0 1,0 2,0 3,0
Интенсивность, Вт/мм
2
f
cut
, кГц
2,0
1,6
1,2
0,8
0,4
Рис. 6.8. Зависимость частоты отсечки адаптивного интерферометра от
интенсивности света в кристалле CdTe
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
268
длины взаимодействия сильно сфокусированных пучков. Дальнейшее
уменьшение размера пучка влечет снижение эффективности двухвол-
нового взаимодействия и, как следствие, ухудшение чувствительности
интерферометра. Следовательно, дальнейшее увеличение интенсивности
без потери чувствительности интерферометра возможно лишь за счет
увеличения общей мощности изучения.
Таким образом, два основных параметра адаптивного интерфероме-
тра (чувствительность и адаптивность) напрямую связаны с мощностью
лазера, и, в общем случае, оба могут быть улучшены за счет ее увеличе-
ния. Однако такое увеличение обычно ведет к непропорциональному
росту стоимости системы и, кроме того, повышает энергопотребление
измерительной системы. Последнее обстоятельство становится в значи-
тельной степени ощутимым, в частности, для приложений, где требуется
автономная работа в течение длительного времени. Это третья причина,
по которой важно принимать во внимание мощность лазера при раз-
работке адаптивного интерферометра, а также искать пути достижения
как высокой чувствительности так и частоты отсечки при использовании
излучения малой мощности.
В следующем разделе будут рассмотрены основные схемы реализа-
ции адаптивных интерферометров и проведен сравнительный анализ
их работы с точки зрения трех выше упомянутых параметров – чувстви-
тельности, быстродействия и потребовавшейся оптической мощности.
6.2.4. Реализации адаптивных интерферометров с различными
характеристиками
Среди известных нелинейно-оптических явлений только фоторефрак-
тивный эффект проявляется при достаточно низких уровнях интенсив-
ности и не имеет порога срабатывания. Поэтому устройства на основе
этого эффекта способны работать с использованием излучения мало-
мощных непрерывных лазеров, что делает их привлекательными для
целого ряда практических применений. В данной главе мы рассмотрели
простейшую геометрию наблюдения фоторефрактивного эффекта, а
именно двухволновое взаимодействие в его применении к адаптивной
интерферометрии. Долгая (почти 40-летняя) история развития исследо-
ваний фоторефрактивного эффекта и большое количество разработан-
ных на его основе схем адаптивных интерферометров показывают, что
для достижения наилучшей работы системы на основе фоторефрактив-
ных кристаллов требуется глубокое понимание физических процессов,
определяющих взаимодействие в них световых волн.
269
6.2. Основные параметры адаптивных интерферометров
Таблица 6.1. Параметры адаптивных интерферометров. В таблице использованы следующие обозначения: λ – длина волны;
Е0 – напряженность внешнего электрического поля; П и О – пропускающая и отражательная геометрии записи; PS –
мощность сигнального пучка, дошедшего до фотодетектора; P0 – выходная мощность лазера; I0 – интенсивность
света, падающего на кристалл; Д, Дф, ДфУ – дрейфовый, диффузионный и усиленный диффузионный способы
записи голограммы соответственно; НД – нет данных
Параметры конфигурации Достигнутые
параметры Ссылка
Кристалл
λ
, нм Способ
записи
E
0,
кВ/см
Геометрия
записи
P
S
, мВт
P
0, мВт
I
0,
Вт/см2
δ
rel
f
cut
, Гц
GaAs 1064 Дф – П 5 500 40 41 10 000 [22]
GaAs 1064 Дф – П 3,8 400 50 8,0 3500 [23]
Bi12TiO20 633 Дф – П 1 15 0,5 НД 0,03 [24]
Bi12TiO20 633 Дф – П 0,2 25 3 21 НД [20]
BaTiO3514 Дф – П 1 155 НД НД 1 [25]
CdTe:V 1064 Дф – О 3 500 67 5,7 300 [19]
CdTe:V 1064 Дф – О 3 500 67 10 1250 [19]
GaP 633 Дф – П 0,3 25 17,2 130 4500 [21]
GaP 633 ДфУ 10 П 0,3 25 17,2 5,4 1200 [21]
Bi12TiO20 633 ДфУ 8 П 0,2 25 3 1,5 5 [20]
CdTe:Ti 1064 ДфУ 9 П 1 90 10 2,3 3000 [26]
CdZnTe:V 1060 Д 9 П НД 50 0,022 2,2 40 [27]
CdTe:V 1550 Д 8 П 0,025 NA 0,066 20 15 [28]
CdTe:Ge 1550 Д 8 П НД 60 0,14 8,5 1000 [29]
InP:Fe 1064 Д 7 П НД 500 100 6,5 1000 [30]
Bi12SiO20 532 Д 5 П 0,17 120 0.84 4,3 10 [31]
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
270
Различные оптико-электрические конфигурации интерферометров
характеризуются различными комбинациями чувствительности и часто-
ты отсечки. При этом не только механизм записи голограммы (диффузи-
онный или дрейфовый) и геометрия (пропускающая или отражательная),
но также тип кристалла и выходная мощность лазера определяют эти два
основных параметра. В табл. 6.1 приведены данные, отражающие лишь
часть того разнообразия фоторефрактивных адаптивных интерфероме-
тров, которые представлены в современной литературе.
Как можно видеть из таблицы, чувствительность интерферометров,
как и частота отсечки, изменяются в широких пределах. Это позволяет
для каждой конкретной задачи выбрать наиболее подходящую конфи-
гурацию адаптивного интерферометра. При этом данные, приведенные
в табл. 6.1, показывают, что существует компромисс между чувствитель-
ностью интерферометра и его адаптивностью. Это связано не только с оп-
тическими потерями на поглощение в кристалле (как было рассмотрено
в разд. 6.2.2), но также с геометрией и механизмом взаимодействия волн.
Первая ситуация может быть проиллюстрирована результатами,
полученными в работе [19], где два образца кристалла CdTe:V с разной
концентрацией фоторефрактивных центров проявили противоположные
комбинации чувствительности и адаптивности: более высокая частота
отсечки достигалась при более низкой чувствительности, и наоборот.
Вторая ситуация ясно видна из сравнения параметров двух вариан-
тов интерферометра, реализованных в одной и той же конфигурации и
с одним и тем же образцом кристалла, но в одном варианте запись чисто
диффузионная, в то время как во втором – усилена действием пере-
менного электрического поля [20, 21]. Более эффективное взаимодей-
ствие световых пучков в последнем случае дало 24-кратное увеличение
чувствительности (относительный предел детектирования понизился
с 130 до 5,4), которое сопровождалось 3,7-кратным уменьшением частоты
отсечки (с 4,5 до 1,2 кГц) для кристалла GaP [21]. Понижение быстродей-
ствия может быть объяснено увеличением неоднородности распределения
фотоиндуцированных зарядов вследствие воздействия на кристалл внеш-
него электрического поля и, как следствие, увеличение коэффициента
Fσ, входящего в выражение (6.58) для частоты отсечки [14, 16].
Наилучшая комбинация чувствительности (δrel = 2,3) и адаптивности
(fcut = 3000 Гц) была получена в интерферометре на основе векторного
взаимодействия волн в кристалле CdTe:Ti с приложением к последнему
переменного электрического поля с амплитудой 9 кВ/см и частотой
40 кГц [26]. Однако сильное и относительно высокочастотное электри-
ческое поле, используемое в измерительной системе, делает ее более
271
6.3. Адаптивный лазерный акустический приемник
сложной (а значит, менее надежной), энергозатратной и дорогой. Про-
стота и полностью оптический характер исполнения интерферометров
на основе чисто диффузионных голограмм делают их наиболее привлека-
тельными для практических приложений. Наилучшая чувствительность
интерферометра, работающего в полностью оптическом режиме (без
электрического поля), была достигнута в кристалле CdTe:V с использо-
ванием векторного взаимодействия волн (λ = 1064 нм) на отражательной
голограмме [19].
Следует, однако, отметить, что при высоких пространственных ча-
стотах K = 2π/Λ, достижимых в отражательной геометрии, становится
более значительным влияние концентрации фоторефрактивных центров,
а именно: уменьшение Λ влечет собой не только рост диффузионного
поля ED (см. выражение (6.11)), но и снижение поля насыщения фото-
рефрактивных центров Eq (см. выражение (6.13)), которое ограничивает
поле пространственного заряда. Как следствие, при недостаточной
концентрации ФР центров эффективность взаимодействия волн в от-
ражательной геометрии может даже оказаться меньше, чем в пропускаю-
щей. С другой стороны увеличение концентрации ФР центров приводит
к увеличению поглощения света в кристалле, что делает нетривиальной
задачу оптимизации работы адаптивного интерферометра.
6.3. Адаптивный лазерный акустический
приемник
Принципы адаптивной демодуляции фазы за счет вз аимодействия
оптических волн на динамической голограмме, формируемой в ФРК,
легли в основу создания адаптивного лазерного приемника акустических
сигналов (рис. 6.9) [32].
Излучение Nd:YAG лазера (1064 нм, 300 мВт) делится при помощи
светоделителя на объектный и опорный пучки. Опорный пучок (эллип-
тически поляризованный при помощи четвертьволновой пластинки)
направляется в кристалл CdTe вдоль оси [100]. В свою очередь, объ-
ектный пучок вводится посредством микрообъектива в кварцевый
многомодовый волоконный световод (диаметр сердцевины/оболоч-
ки = 600/660 мкм), выходной торец которого устанавливается на рас-
стоянии ~1 мм от мембраны, выполненной из тонкой металлической
фольги толщиной 100 мкм и закрепленной в жестком прямоугольном
каркасе размером 25×25 мм, конструкция которого позволяла менять
натяжение мембраны. Мембрана, являясь чувствительным элементом
адаптивного приемника, обеспечивает прием звуковых колебаний.
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
272
Объектная волна, отраженная от мембраны, частично возвращается
в световод и далее, опять через микрообъектив и поляризатор, направ-
ляется в кристалл навстречу опорной волне. Колебания мембраны, вы-
званные дошедшей до нее звуковой волной, в свою очередь приводят к
соответствующей модуляции фазы объектной волны, которая преобра-
зовывается в адаптивном интерферометре в модуляцию интенсивности.
При измерении характеристик адаптивного приемника в качестве
источника звука использовался типовой электродинамический громко-
говоритель SHARP-10PBE08A, установленный на расстоянии 50 см от
чувствительной мембраны. На громкоговоритель от звукового генератора
подавался переменный сигнал на частоте 2,4 кГц. Звуковое давление Pзв,
оказываемое на мембрану звуковой волной, измерялось при помощи ка-
либрованного измерителя уровня звука Brüel & Kjær Type 4165, микрофон
которого был установлен в непосредственной близости от мембраны.
На рис. 6.10 представлена экспериментальная зависимость амплитуды
выходного сигнала адаптивном микрофона от звукового давления, полу-
ченная для трех частот – 1, 2 и 10 кГц. Сравнение переходных зависимостей
позволило выполнить калибровку адаптивного волоконно-оптического
микрофона (по положению максимума, который соответствует ампли-
туде модуляции фазы, равной 1,1 радиан) [33], а также определить его
чувствительность на линейном участке для каждой частоты по формуле:
B&K
ОСЦ
ЗГ
Nd:YAG
СД
лазер
Л
П
λ/4 З
З
CdTe
ФД
[001]
МО
МВС ДГ
М
С
Z
m
Рис. 6.9. Схема адаптивного лазерного приемника акустических сигналов.
СД – светоделитель; Л – линза; З – зеркало; ФД – фотодиод;
МО – микрообъектив; МВС – многомодовый волоконный
световод; П – поляризатор; М – мембрана; ДГ – электродина-
мический громкоговоритель; ЗГ – звуковой генератор; ОСЦ –
осциллограф; С – сенсор измерителя звукового давления;
B&K – измеритель звукового давления Brüel & Kjær
273
6.3. Адаптивный лазерный акустический приемник
(6.59)
где Рзв
(0,7) – уровень звукового давления, при котором амплитуда сигнала
демодуляции составляет 0,7 от максимального значения.
Экспериментальное значение максимального отношения сигнал/шум
SNR составило 55 дБ, что в свою очередь позволило определить порог
детектирования звукового давления в адаптивном интерферометре (по
уровню сигнал/шум = 0 дБ): Pзв
min = Pзв
max × 10–SNR/20.
Значения чувствительности и порога детектирования адаптивного
лазерного приемника акустических сигналов в сравнении с существу-
ющими схемами оптических акустических приемников интерфероме-
трического типа, рассмотренными в работе [34], приведены в табл. 6.2.
Как видно, параметры адаптивного приемника сопоставимы, а в ряде
случаев значительно превосходят параметры существующих аналогов.
При этом благодаря свойствам адаптивности приемник может успешно
работать в реальных условиях, характеризующихся нестабильностью
параметров окружающей среды.
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
0
100
200
300
400
500
600
700
800
Амплитуда, мВ
P
зв
, Па
1
2
3
Рис. 6.10. Зависимость амплитуды сигнала демодуляции от величины
звукового давления при разных частотах звука: 1 – 1 кГц;
2 – 2 кГц; 3 – 10 кГц
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
274
Таблица 6.2. Параметры интерферометрических оптических микрофонов
Тип базового интерферометра
Рабочая
частота,
кГц
Чувствительность
S
аф,
Порог
детектирования
P
звmin,
Динами-
ческий
диапа-
зон, дБ
Ссылка
рад/Па мВ/Па мПа дБ
Адаптивный интерферометр на основе
кристалла KTN 0,9––––38[35]
Интерферометр Фабри – Перо – – 17,8 – – – [36]
Интерферометр Майкельсона – 0,21 ––––[37]
Интерферометр Майкельсона – – 42,7 – – – [38]
Интерферометр (тип не указан) > 20 0,05 – – – 46 [39]
Интерферометр Фабри – Перо
со вспомогательным плечом 5 1,6 – 20 60 65 [40]
Адаптивный волоконно-оптический
микрофон на основе кристалла CdTe 1 4,3 2,8×1030,79 32 55 [32]
Адаптивный волоконно-оптический
микрофон на основе кристалла CdTe 2 3,5 2,2×1031,2 36 55 [32]
275
6.4. Адаптивные лазерные гидрофоны
Отдельно следует отметить, что уровень сигнала демодуляции, полу-
чаемый в адаптивном интерферометре, уменьшается с увеличением рас-
стояния Zm между торцом волоконного световода и мембраной, а также
с увеличением угла αm между осью световода и нормалью к поверхности
мембраны (рис. 6.9). Однако эти зависимости не являются резкими:
сигнал демодуляции сохраняется на уровне > 50% от максимального
значения при изменении Zm от 0,01 до 1,4 мм и |αm| от 0° до 12°, что обе-
спечивает простоту юстировки микрофона.
6.4. Адаптивные лазерные гидрофоны
На основе принципов адаптивной голографической интерферометрии
создаются адаптивные лазерные интерферометрические гидрофоны
с волоконно-оптическими чувствительными элементами мембранного
и катушечного типа.
Схема адаптивного лазерного гидрофона с мембранным волоконно-
оптическим чувствительным элементом представлена на рис. 6.11 [41, 42].
Оптическая часть гидрофона реализована на дискретных оптических
элементах. Излучение Nd:YAG лазера (λ = 1,06 мкм, выходная мощ-
ность 0,5 Вт) через светоделитель вводится в многомодовый воло-
конный световод (диаметр сердцевины 62,5 мкм, числовая апертура
NA = 0,22) мембранного ЧЭ. Мембранный волоконно-оптический чув-
ствительный элемент гидрофона имеет прочный герметичный корпус,
в одну из стенок которого встроена тонкая круглая полированная мем-
брана из латуни диаметром 40 мм, выполняющая роль чувствительного
элемента.
Волоконный световод ЧЭ оконцован оптическими разъемами типа FC
для подключения к адаптивному интерферометру гидрофона. Выходной
торец волоконного световода преобразователя расположен на расстоянии
0,5 мм от мембраны. После прохождения световода излучение направля-
ется на мембрану. Отразившееся от мембраны излучение возвращается
обратно в волоконный световод, формируя сигнальную волну. Меха-
нические колебания мембраны под воздействием акустической волны
приводят к модуляции фазы сигнальной волны. Прошедшее Y-разветви-
тель излучение сигнальной волны (интенсивность I = 0,8 мВт/мм2)
направляется в фоторефрактивный кристалл (ФРК) CdTe вдоль его
кристаллографической оси [001]. Эллиптически поляризованная опор-
ная волна (I = 50 мВт/мм2) входит в кристалл в ортогональном к сиг-
нальной волне направлении – вдоль кристаллографической оси [100].
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
276
За счет фоторефрактивного эффекта интерференция объектной и опорной
волн в ФРК приводит к записи динамической голограммы в кристалле,
вектор решетки которой направлен вдоль кристаллографической оси.
Векторное взаимодействие эллиптически поляризованной опорной волны
с деполяризованной объектной волной в такой ортогональной геометрии
в ФРК кубической симметрии обеспечивает выполнение квадратурных
условий интерферометра, вследствие чего достигается как линейный режим
демодуляции фазы световой волн, так и высокая чувствительность [43].
Экспериментальные исследования адаптивного лазерного гидрофона
с мембранным ЧЭ проводились в бассейне, стенки которого были вы-
полнены из звукопоглощающего материала. Для контроля акустического
давления в непосредственной близости от мембраны размещался кали-
брованный эталонный пьезоэлектрический гидрофон ZETLAB ВС311.
Акустическое давление в бассейне создавалось пьезоэлектрическим
излучателем ZETLAB ВС311, который располагался на одной глубине
с лазерным и эталонным гидрофоном на равном расстоянии от них (20 см).
Выполнены измерения АЧХ гидрофона с использованием двух мембран
разной толщины диаметром 40 мм. В ходе измерений на излучатель по-
давался синусоидальный сигнал с одинаковой амплитудой и частотой,
изменяющейся в диапазоне 1…100 кГц. На рис. 6.12 представлены ампли-
тудно-частотные характеристики мембранного лазерного адаптивного ги-
дрофона, построенного с применением мембран с толщинами 0,5 и 0,1 мм.
а) б)
К – коллиматор
ФП – фотоприемник
[001]
[100]
λ
/2
Лазер
Светоделитель
Объектный
пучок
К
К
ФРК
ФП
λ
/4
Опорный
пучок
Оптическое
волокно
Мембрана
Юстировочный
механизм
Yразветвитель
Чувствительный
элемент
Рис. 6.11. Адаптивный лазерный гидрофон с мембранным волоконно-оп-
тическим чувствительным элементом: схема (а), мембранный
волоконно-оптический преобразователь (б)
277
6.4. Адаптивные лазерные гидрофоны
Как видно, в случае использования мембраны толщиной 0,1 мм
чувствительность гидрофона во всем диапазоне частот выше, чем с мем-
браной толщиной 0,5 мм, и на частоте 1,9 кГц составила 27 мВ/Па. Это
обеспечивает детектирование минимального акустического давления
120 Па. Чувствительность гидрофона с мембраной 0,5 мм на этой частоте
составила 1,5 мВ/Па.
Время записи динамической голограммы в ФРК при интенсивности
излучения 120 мВт/мм2 составляет 5 мс, что обеспечивает частоту отсечки
200 Гц и позволяет адаптивному голографическому лазерному гидрофону
стабильно работать в реальных условиях при наличии неконтролируемых
воздействий окружающей среды. Флуктуации амплитуды выходного
сигнала гидрофона при постоянном акустическом давлении и изменении
температуры в диапазоне ±5 °С в течение 24 часов не превышают 1%.
На рис. 6.13 представлены переходные характеристики лазерного
гидрофона с мембранным преобразователем.
Как видно, гидрофон обладает хорошей линейностью в диапазоне
до 29 дБ.
В табл. 6.3 представлены характеристики адаптивного лазерного гидро-
фона с мембранным преобразователем, определенные на частоте 1,9 кГц.
30
25
20
15
10
5
0
1 10 100
Частота, кГц
Чувствительность, мВ/Па
1 – мембрана 0,5 мм
2 – мембрана 1,0 мм
3 – мембрана 1,0 мм (выровнено гидростатическое давление)
1
3
2
Рис. 6.12. Амплитудно-частотные характеристики адаптивного лазерного
гидрофона с использованием мембран разной толщины
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
278
Таблица 6.3. Характеристики адаптивного лазерного гидрофона с мембранным
преобразователем, определенные на частоте 1,9 кГц
Тип
сенсора
Чувстви-
тельность
адаптивно-
го интер-
ферометра
на частоте
f
0
, мВ/Па
Чувстви-
тельность
приемного
модуля на
частоте
f
0
,
рад/Па
Минималь-
ное детек-
тируемое
давление,
Па
Динами-
ческий
диапазон,
дБ
Рабочий
частотный
диапазон,
кГц
Мембрана
0,5 мм 1,5 0,17×10–3 212 28,2
1…100
Мембрана
0,1 мм 27 3×10–3 120 14,2
Мембрана
0,1 мм
(выровнено
гидроста-
тическое
давление)
6,5 0,7×10–3 157 15,3
Давление, кПа
0,15
0,10
0,05
0,00
Глубина модуляции, отн. ед.
0 1 2 3 4
1
1 – 1,9 кГц
2 – 3,7 кГц
3 – 6,5 кГц
2
3
Рис. 6.13. Зависимости глубины модуляции интенсивности выходного
сигнала лазерного адаптивного гидрофона с мембранным
преобразователем от амплитуды акустического давления, полу-
ченные для трех частот с использованием мембраны толщиной
0,1 мм
279
6.4. Адаптивные лазерные гидрофоны
Следует отметить, что поскольку в гидрофонах подобного типа
мембрана является первичным акустическим приемником, именно
она в большей степени определяет чувствительность гидрофона. Таким
образом, чувствительность можно повысить за счет соответствующего
подбора толщины мембран, определяющей их жесткость. Переход
к еще более тонким мембранам с целью дальнейшего повышения
чувствительности гидрофона связан с необходимостью компенсации
внешнего гидростатического давления, оказываемого на мембрану.
Решение данной проблемы состоит в заполнении корпуса гидрофона
водой, что позволяет автоматически выравнивать гидростатическое
давление по обе стороны мембраны на любой глубине погружения
гидрофона. Такое решение оказывается возможным благодаря исполь-
зованию волоконно-оптических средств «считывания» акустического
сигнала с мембраны.
На рис. 6.14 представлена диаграмма направленности адаптивного
лазерного гидрофона с мембранным ЧЭ. Как видно из рисунка, чувстви-
тельность гидрофона носит ярко выраженный анизотропный характер,
что объясняется его конструктивными особенностями – наибольшая
чувствительность достигается, когда датчик обращен чувствительной
мембраной к фронту акустической волны.
Выходной сигнал, отн. ед.
0,20
0,15
0,10
0,05
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
010 20 30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
130
140
150
160
170
180
190
200
210
220
230
240
250
260
270
280
290
300
310
320
330 340 350
Рис. 6.14. Диаграмма направленности адаптивного лазерного гидрофона
с мембранным чувствительным элементом, измеренная на
частоте 3,7 кГц
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
280
Волоконно-оптический чувствительный элемент катушечного типа
представлен на рис. 6.15 [44, 45].
Чувствительный элемент представляет собой многомодовый во-
локонный световод в полимерной оболочке (диаметр сердцевины
62,5 мкм) длиной 20 м, который в 5 слоев намотан на цилиндрическое
основание диаметром 3,5 см и высотой 5 см. Основание выполнено
из экструзионного пенополистирола (XPS Extruded Polystyrene).
Волоконный
световод
Оптические
разъемы
Катушка
а) б)
Рис. 6.15. Волоконно-оптический преобразователь гидроакустического
давления катушечного типа: схема (а), изображение (б)
Выходной сигнал, отн. ед.
20
15
10
0,0
0
5
10
15
20
015
30
45
60
75
90
105
120
135
150
165
180
195
210
225
240
255
270
285
300
315
330
345
Рис. 6.16. Диаграмма направленности адаптивного лазерного гидрофона
с чувствительным элементом катушечного типа
281
6.5. Адаптивный лазерный акселерометр
Волоконный световод ЧЭ оконцован оптическими разъемами типа FC
для подключения к адаптивному интерферометру гидрофона. Воздей-
ствие гидроакустического поля на основание преобразователя вызывает
модуляцию его объема, что приводит к соответствующим изменениям
длины световода и модуляции фазы проходящего в нем лазерного из-
лучения.
Акустическая чувствительность волоконно-оптического ЧЭ кату-
шечного типа на частоте 5 кГц составляет 8,6×10–3 рад/Па [45]. При
подключении этого ЧЭ к адаптивному лазерному интерферометру общая
чувствительность гидрофона к гидроакустическому давлению составляет
7 мВ/Па (на частоте 5 кГц), динамический диапазон измерения 21 дБ,
минимально детектируемое акустическое давление 2 Па. Диаграмма на-
правленности ЧЭ катушечного типа представлена на рис. 6.16. Как видно
из рисунка, она имеет слабо выраженную анизотропию, определяемую
цилиндрической формой основания модуля и расположением витков
волоконного световода на его боковой поверхности.
Как показали результаты полевых испытаний прототипа адаптивного
гидрофона с описанным ЧЭ, он способен регистрировать акустическое
давление порядка 2 Па [45].
6.5. Адаптивный лазерный акселерометр
На основе принципов адаптивной голографической интерферометрии
создаются адаптивные лазерные акселерометры, которые можно исполь-
зовать для построения 3-С акселерометров донных векторно-скалярных
приемников (см. главу 5).
На рис. 6.17 представлена оптическая схема адаптивного голографи-
ческого лазерного акселерометра. Акселерометр состоит из адаптивного
интерферометра на основе ФРК Bi12TiO 20 (BTO) [46] и волоконно-оп-
тического многовиткового чувствительного элемента инерциального
типа [47].
Источником излучения в адаптивном интерферометре является
He-Ne-лазер (длина волны 633 нм, выходная мощность 12 мВт), который
в переносной версии акселерометра заменялся на полупроводниковый
DFB-лазер (длина волны 650 нм, выходная мощность 40 мВт) [48].
Излучение на выходе из лазера при помощи поляризационного свето-
делителя разделяется на два световых пучка – сигнальный и опорный.
Установленная перед светоделителем полуволновая фазовая пластинка
позволяет менять соотношение интенсивностей пучков на выходе из
светоделителя.
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
282
Излучение сигнального пучка вводится в вертикальный волоконно-
оптический многовитковый чувствительный элемент (МЧЭ) инерциаль-
ного типа (рис. 6.18) [47], где происходит модуляция фазы излучения.
МЧЭ состоит из двух цилиндров, на которые намотан многомодовый
волоконный световод измерительного плеча адаптивного интерфероме-
тра (диаметр сердцевины 62,5 мкм, количество мод более 500, диаметр
наружной оболочки 125 мкм). Верхний цилиндр закреплен с корпусом
чувствительного элемента, нижний цилиндр выполняет роль инерци-
[001]
[100]
λ/2
Лазер
ФП
Многовитковый
чувствительный
элемент
Светоделитель
Линия
задержки
К
К
К
К
Поляризацион
ный контроллер
ФРК
Адаптивный
интерферометр
К – коллиматор
ФП – фотоприемник
Рис. 6.17. Оптическая схема адаптивного голографического лазерного
акселерометра
Корпус
Верхний
цилиндр
Нижний
цилиндр
(инерцион
ная масса)
Световод
Входной
разъем
Выходной
разъем
Рис. 6.18. Вертикальный волоконно-оптический многовитковый чув-
ствительный элемент инерциального типа
283
6.5. Адаптивный лазерный акселерометр
онной массы. Волоконный световод МЧЭ оконцован оптическими
разъемами типа FC для подключения к адаптивному интерферометру.
После прохождения МЧЭ оптическое излучение направляется в ФРК
вдоль его кристаллографической оси [001]. Опорная волна вводится в
волоконно-оптическую линию задержки (для выравнивания оптических
путей опорного и сигнального плеч) и после прохождения через волокон-
ный поляризационный контроллер, где она приобретает эллиптическую
поляризацию, направляется в ФРК вдоль его оси [100], перпендикулярно
сигнальному пучку.
За счет фоторефрактивного эффекта интерференция объектной и
опорной волн в ФРК приводит к записи динамической голограммы,
вектор решетки которой направлен вдоль кристаллографической оси
Векторное взаимодействие эллиптически поляризованной опорной
вол-
ны с деполяризованной сигнальной волной в такой ортогональной гео-
метрии в ФРК кубической симметрии обеспечивает выполнение квадра-
турных условий интерферометра, вследствие чего достигается высокая
чувствительность адаптивного голографического лазерного акселерометра.
Время записи динамической голограммы в кристалле BTO при интен-
сивности излучения 1 мВт/мм2 составляет 4 с, что обеспечивает адаптив-
ную регистрацию акустических сигналов в диапазоне частот от 0,25 Гц.
На рис. 6.19 представлена экспериментальная передаточная харак-
теристика адаптивного интерферометра на основе ФРК Bi12TiO 20 – за-
висимость амплитуды выходного сигнала от амплитуды модуляции
фазы оптического излучения. Как видно из рисунка, чувствительность
адаптивного интерферометра составляет 1,2 В/рад.
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8
Амплитуда модуляции фазы, рад
Амплитуда выходного сигнала, В
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0
Рис. 6.19. Передаточная характеристика адаптивного интерферометра
на основе ФРК Bi12TiO 20
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
284
На рис. 6.20 представлена АЧХ многовиткового чувствительного
элемента [47]. Как видно из рисунка, его чувствительность в диапазоне
частот 1…30 Гц составляет 500 рад/(м/с2). Таким образом, чувствитель-
ность адаптивного лазерного акселерометра к ускорению составляет
600 В/(м/с2). Минимально детектируемое ускорение 1,6×10–7 м/с2.
6.6. Лазерная адаптивная векторно-фазовая
гидроакустическая измерительная система
Для нахождения полного градиента акустического давления необходимо
обеспечить измерение акустического давления в трех парах точек, разне-
сенных по трем ортогональным направлениям на некоторое расстояние
друг от друга. В работе [49] на основе двухканального адаптивного интер-
ферометра по такому принципу был реализован лазерный адаптивный
гидроакустический интенсиметр, позволяющий регистрировать одну
из трех проекций вектора акустической интенсивности на выбранное
направление. Для определения полного вектора акустической интен-
сивности требуется измерение акустического давления одновременно
в шести точках, что обуславливает необходимость использования адап-
тивного интерферометра с числом каналов не менее шести. В работе [50]
экспериментально показано, что в одном фоторефрактивном кристалле
в ортогональной геометрии двухволнового взаимодействия может быть
сформировано шесть и более динамических голограмм, при этом ка-
теория
эксперимент
0 20 40 60 80 100
Частота, Гц
1000
2000
1500
500
Чувствительность, рад/(м/с2)
0
Рис. 6.20. Амплитудно-частотная характеристика чувствительного эле-
мента адаптивного акселерометра
6.6. Лазерная адаптивная векторно-фазовая гидроакустическая
измерительная система
285
налы адаптивного интерферометра работают независимо друг от друга,
а уровень перекрестных помех между каналами не превышает уровня
собственных шумов интерферометра.
В работе [51] предложена, экспериментально реализована и иссле-
дована лазерная адаптивная векторно-фазовая гидроакустическая из-
мерительная система (ВФАИС), в которой приемный элемент состоит
из шести волоконно-оптических гидрофонов, а сигналы, формируемые
датчиками, демодулируются с помощью шестиканального адаптивного
голографического интерферометра на основе динамических голограмм,
мультиплексированных в одном фоторефрактивном кристалле.
Приемный элемент ВФАИС, обеспечивающий первичную регистра-
цию акустического сигнала, состоит из шести волоконно-оптических
гидрофонов катушечного типа (рис. 6.21).
Волоконный
световод Каркас
50 мм
25 см
20 мм
Волоконно
оптический
датчик
Рис. 6.21. Приемный акустический элемент лазерной адаптивной век-
торно-фазовой гидроакустической измерительной системы
Сердечник каждого гидрофона представляет собой цилиндр, вы-
полненный из экструдированного пенополистирола XPS, диаметром
50 мм и высотой 20 мм, на который навит многомодовый волоконный
световод (диаметр сердцевины 62,5 мкм, числовая апертура NA = 0,22)
длиной 5 м (30 витков).
Как было показано в главе 5, для того, чтобы обеспечить измерение
трех компонент градиента давления, необходимо разместить датчики
парами на концах отрезков, ориентированных вдоль трех взаимно орто-
гональных осей пространства (X, Y, Z) (рис. 5.1). Для обеспечения этого
требования в приемном элементе ВФАИС используется металлический
каркас, выполненный в форме кубооктаэдра (рис. 6.21). Такой много-
гранник имеет помимо треугольных три пары квадратных параллельных
граней, расположенных таким образом, что их диагонали в каждой паре
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
286
ориентированы в трех взаимно ортогональных направлениях. На каждой
из этих диагоналей размещено по одному гидрофону, при этом рассто-
яние dj между датчиками в каждой паре одинаково и составляет 25 см.
Схема адаптивной лазерной векторно-фазовой гидроакустической
измерительной системы представлена на рис. 6.22.
Лазер
Поляризационный
светоделитель
Сигнальный
пучок
Опорный
пучок
[001]
[100]
Фоторефрактивный
кристалл CdTe
ВО
разветвитель
λ
/2
λ
/4
1–100 м
ФД1–ФД6
1–100 м
Бассейн
Источник
Приемник
1×6
X
Z
Y
Рис. 6.22. Схема лазерной адаптивной векторно-фазовой акустической
измерительной системы. На вставке: фото приемного элемента
измерительной системы в бассейне
Излучение Nd:YAG лазера (длина волны 1064 нм, выходная мощность
1000 мВт, длина когерентности 300 м) проходит через полуволновую
фазовую пластинку, поворачивающую плоскость поляризации таким
образом, что после прохождения через поляризационный светоделитель
излучение делится на сигнальную и опорную световые волны в соотно-
шении 1:5. Далее опорная волна, эллиптически поляризованная после
прохождения четвертьволновой пластинки, направляется в фоторефрак-
тивный кристалл CdTe размером 5×5×5 мм3 вдоль кристаллографической
оси [100]. В свою очередь, излучение сигнальной волны посредством
волоконно-оптического разветвителя 1×6 дополнительно разделяется
на 6 световых волн, направляемых в 6 волоконно-оптических датчиков
в составе приемного элемента ВФАИС.
Благодаря высокой когерентности излучения расстояние между при-
емным элементом и адаптивным интерферометром может достигать
100 м, что позволяет разместить приемный элемент ВФАИС на значи-
6.6. Лазерная адаптивная векторно-фазовая гидроакустическая
измерительная система
287
тельном удалении от самой системы. Механические колебания материала
оснований датчиков, вызванные воздействием на них акустического
давления, приводят к фазовой модуляции излучения сигнальных волн,
проходящих по волоконным световодам. Далее фазомодулированное
излучение от каждого датчика по отводящим волоконным световодам
направляется в ФРК вдоль кристаллографической оси [001] ортого-
нально опорной волне. На входе в кристалл каждая из сигнальных волн
имела интенсивность 1 мВт/мм2, опорная – 30 мВт/мм2. Векторное
взаимодействие эллиптически поляризованной опорной волны с депо-
ляризованными (после прохождения через многомодовые волоконные
световоды) сигнальными волнами в такой ортогональной геометрии
в ФРК кубической симметрии приводит к записи в нем шести динами-
ческих голограмм, при этом дифракция сигнальных волн на голограммах
обеспечивает линейное преобразование модуляции фазы в модуляцию
интенсивности [19, 49]. С учетом того, что модуляция фазы световой
волны пропорциональна акустическому давлению, электрические сиг-
налы фотоприемников (ФД1–ФД6), регистрирующие интенсивность
излучения по шести каналам на выходе из ФРК, позволяют определить
акустическое давление в месте расположения шести датчиков.
Электрический сигнал от каждого фотодетектора, прошедший через
фильтр постоянной составляющей и усиленный на 30 дБ, направляется
в 12-разрядный АЦП. Далее оцифрованные с частотой дискретизации
50 кГц сигналы обрабатываются с помощью алгоритма, реализованного
в программной среде MATLAB®. Данный алгоритм реализует после-
довательное применение к полученным данным полосового фильтра,
настраиваемого на полосу частот ожидаемого сигнала, и преобразования
Фурье, необходимого для построения комплексного спектра сигнала
с периодом усреднения в диапазоне от 0,1 до 4,0 с (в зависимости от усло-
вий эксперимента). На основе полученного таким образом комплексного
спектра, с учетом чувствительности измерительной системы рассчиты-
ваются значения акустического давления в точках расположения воло-
конно-оптических датчиков. Чтобы определить вектор интенсивности
с использованием выражения (5.3), необходимо, помимо измерения
акустического давления в шести точках по трем направлениям X, Y, Z,
определить также давление P(ω) в геометрическом центре приемного
элемента ВФАИС. Благодаря тому, что все шесть датчиков равноудале-
ны от центра приемного элемента ВФАИС и расстояние между ними
не превышает 1/6 длины волны, давление P(ω) можно определить как
среднее арифметическое от значений давления в точках расположения
всех датчиков.
Глава 6. Адаптивные лазерные приемники акустических сигналов
288
Следует отметить, что поскольку определение вектора интенсивности
акустического давления связано с измерением градиента акустического
давления, важно, чтобы ВФАИС имела одинаковую чувствительность
во всех каналах. В свою очередь, чувствительность ВФАИС в отдельно
взятом канале определяется чувствительностью волоконно-оптических
датчиков (в составе приемного элемента) к акустическому давлению и
фазовой чувствительностью адаптивного голографического интерферо-
метра. Чувствительность к акустическому давлению зависит от формы
датчиков, их геометрических размеров, количества наматываемого
оптоволокна и может различаться от датчика к датчику ввиду неиз-
бежных отличий их фактических параметров от номинальных. Фазовая
чувствительность адаптивного интерферометра в разных каналах также
может быть различной в силу ряда причин, таких как неоднородность
свойств фоторефрактивного кристалла по его объему (световые пучки
в разных каналах попадает в разные участки ФРК), неравномерного
коэффициента деления волоконно-оптического разветвителя, а также
возможного различия характеристик фотоприемников. Чтобы нивели-
ровать эти отличия, в ВФАИС применялась двухэтапная калибровка чув-
ствительности каналов адаптивного интерферометра на основе подхода,
предложенного в [33] и развитого в [52]. На первом этапе калибровки во
все каналы интерферометра вносится одинаковая фазовая модуляция
(калибровочный сигнал) с растущей по линейному закону амплитудой
и строится переходная характеристика, на основе которой определя-
ются калибровочные коэффициенты для каждого канала. Устранение
различий в чувствительности волоконно-оптических датчиков к аку-
стическому давлению достигается на втором этапе калибровки, в ходе
которого каждый датчик помещается в акустическое поле с известным
давлением (0,4 Па), а обработка сигналов осуществляется с учетом уже
полученных на первом этапе калибровочных коэффициентов. В итоге
после применения полного цикла калибровки была обеспечена одина-
ковая чувствительность в каналах ВФАИС (29±0,12) В/Па.
Представленная лазерная адаптивная векторно-фазовая гидроакусти-
ческая измерительная система обеспечивает возможность определения
пеленга на движущийся акустический источник в режиме реального
времени с точностью до 3,3°, а также возможность определения место-
положения источника слабого гидроакустического поля.
Список литературы
Введение
1. Wenz G.M. Acoustic ambient noise in the ocean: spectra and sources // The
Journal of the Acoustical Society of America. 1962. V. 34. N 12. P. 1936–1956.
2. Jaffe B., Roth R.S., Marzullo S. Properties of piezoelectric ceramics in the
solid solution series lead titanate-lead zirconate-lead oxide: tin oxide and lead
titanate-lead hafnate // J. Res. Nat. Bur. Stand. 1955. V. 55. P. 239–254.
3. Eovino B.T. Design and analysis of a PVDF Acoustic transducer towards
an imager for mobile underwater sensor networks // Electrical Engineering
and Computer Sciences University of California at Berkeley. 2015. Technical
Report No. UCB/EECS-2015-154.
4. Heywang W., Lubitz K., Wersing W. Piezoelectricity. Evolution and future of
a technology / Springer, 2008. 570 p.
5. Li H., Deng Z., Carlson T.J. Piezoelectric materials used in underwater
acoustic transducers // Sensor Letters. 2012. V. 10. N 3/4. P. 679–697.
6. Sherman C.H., Butler J.L. Transducer and arrays for underwater sound /
New York: Springer, 2007.
7. Fiorillo A.S., Van der Spiegel J., Bloomfield P.E., Esmail-Zandi D.A. P(VDF/
TrFE)-based Integrated Ultrasonic Transducer // Sensors and Actuators.
1990. V. A21–A23. P. 719–725.
8. Корякин Ю.А., Смирнов С.А., Яковлев Г.В. Корабельная гидроакусти-
ческая техника. – СПб.: Наука, 2004. 410 с.
9. Akdogan E.K., Allahverdi M., Safari A. Piezoelectric composites for sensor
and actuator applications // IEEE Trans. Ultrason., Ferroelec., and Freq.
Contr. 2005. V. 52. N 5. P. 746–775.
10. Newnham R.E., Bowen L.J., Klicker K.A., Cross L.E. Composite piezoelec-
tric transducers // Materials & Design. 1980. V. 2. N 2. P. 93–106.
11. Тополов В.Ю., Турик А.В. О повышении гидростатической чувстви-
тельности трехкомпонентных пьезокомпозитов // Письма ЖТФ. 2001.
Т. 27. № 2. С. 84–89.
12. Tressler J.F., Dogan A., Fernandez J.F., Fielding J. T., Uchino Jr., K., Newn-
ham R.E. Capped ceramic hydrophones // IEEE Ultrasonics Symposium
Proceedings. 1995. V.2. P. 897–900.
13. Свердлин Г.М. Гидроакустические преобразователи и антенны. – Л.:
Судостроение. 1988. 200 с.
14. Nash P. Review of interferometric optical fibre hydrophone technology //
Radar, Sonar and Navigation. 1996. V. 143. N 3. P. 204–209.
15. El-Hawary F. Ocean Engineering Handbook. – CRC Press LCC, 2001. 391 p.
16. Kirkendall C.K., Dandridge A. Overview of high performance fibre-optic
sensing // Journal of Physics D: Applied Physics. 2004. V. 37. P. 197–216.
Список литературы
290
17. Cranch G. A., Nash P.J., Kirkendall C.K. Large-scale remotely interrogated
arrays of fiber-optic interferometric sensors for underwater acoustic applica-
tions // IEEE Sensors Journal. 2003. V. 3. N 1. P. 19–30.
18. Kullander F., Vahlberg C. Towards a thin and lightweight fiber optic towed
array sonar // Arch. Acoust. 2005. V. 30. N 4. P. 91–94.
19. Nash P.J., Cranch G.A., Hill D.J. Large scale multiplexed fiber-optic arrays
for geophysical applications // Proc. SPIE. 2000. V. 4202. P. 55–65.
20. Cole J., Bucaro J., Kirkendall C., Dandridge A. The origin, history and future
of fiber-optic interferometric acoustic sensors for US Navy applications //
Proc. SPIE. 2011. V.7753. Art. 775303.
21. Colin E.W., Jones J.D.C. Handbook of laser technology and applications.
Volume 3 – Application. – Bristol and Philadelphia, 2004. 1263 p.
22. Распределенные волоконно-оптические измерительные системы /
Ю.Н. Кульчин. – М.: Физматлит, 2001. 272 с.
23. Cole J.H., Johnson R.L., Cunningham J.A., Bhuta P.G. Optical detection of
low frequency sound // Proc. of Electro-Optic Systems Design Conf. 1975.
P. 418–426.
24. Culshaw B., Davies D., Kingsley S.A. Acoustic sensitivity of optical-fibre
waveguides // Electron. Lett. 1977. V. 13. P.760–761.
25. Bucaro J.A., Dardy H.D., Carome E.F. Fiber-optic hydrophone // J. Acoust.
Soc. Am. 1977. V. 62, N. 5. P. 1302–1304.
26. Bucaro J.A., Dardy H.D., Carome E.F. Optical fiber acoustic sensor // Appl.
Opt. 1977. V. 16. N 7. P. 1761–1762.
27. Cole H., Johnson R.L., Bhuta P.G. Fiber-optic detection of sound //
J. Acoust. Soc. Am. 1977. V. 62. P. 1136–1138.
28. Shajenko P., Flatley J.P., Moffett M.B. On fiber-optic hydrophone sen-
sitivity // The Journal of the Acoustical Society of America. 1978. V. 64.
P. 1286–1288.
29. Cielo P.G. Fiber optic hydrophone: improved strain configuration and environ-
mental noise protection // Applied Optics. 1979. V. 18. N 17. P. 2933–2937.
30. Budiansky B., Drucker D.C., Kino G.S., Rice J.R. Pressure sensitivity of a
clad optical fiber // Appl. Opt. 1979. V. 18. P.4085–4088.
31. McMahnon G.W., Cielo P.G. Fiber optic hydrophone sensitivity for different
sensors configurations // Appl. Opt. 1979. V. 18. N 22. P. 3720–3722.
32. Бутусов М.М., Галкин С.Л., Латинский В.С., Тарасюк Ю.Ф. Волоконная
оптика в судовом приборостроении. – Л.: Судостроение, 1990. 88 с.
Глава 1
1. Bucaro J.A., Lagakos N., Cole J.H., Giallorenzi T.G. Fiber optic acoustic
transduction // Physical Acoustics. 1982. V. 16. P. 385–457.
2. Spillman W.B., Jr, Gravel R.L. Moving fiber-optic hydrophone // Opt. Lett.
1980. V. 5. N 1. P. 30–31.
Список литературы 291
3. Spillman W.B., Jr, McMahon D.H. Frustrated-total-internal-reflection
multimode fiber-optic hydrophone // Appl. Oprics. 1980. V. 19. P. 113–117.
4. Spillman W.B., Jr, McMahon D.H. Schlieren multimode fiber-optic hydro-
phone // Appl. Phys. Lett. 1980. V. 37. P. 145–146.
5. Berthold J.W. Historical review of microbend fiber-optic sensors // Journal
of Lightwave Technology. 1995. V. 13. N 7. P. 1193–1199.
6. Jeunehomme L., Pocholle J.P. Mode coupling in a multimode optical fiber
with microbends // Appl. Opt. 1975. V. 14. P. 2400–2405.
7. Fields J.N., Cole J. Fiber microbend acustic sensor // Appl. Opt. 1980. V. 19.
P. 3265–3267.
8. Lagakos N., Trott W., Hickman T., Cole J., Bucaro J. Microbend fiber-optic
sensor as extended hydrophone // IEEE J. Quantum Electronics. 1982. V. 18.
N 10. P. 1633–1638.
9. Vengsarkar A.M., Murphy K.A., Tran T.A., Claus R.O. Microbend loss fiber
optic direction and amplitude sensors for underwater applications // Journal
of the Acoustical Society of America. 1990. V. 88. N 1. P. 419–422.
Глава 2
1. Jackson D.A. Monomode optical interferometers for precision measure-
ment // J. Phys. E: Sci. Instrum. 1985. V. 18. P. 981–1001.
2. Shizhuo Y. Fiber Optic Sensors / Y. Shizhuo, P.B. Ruffin, T.S. Francis.
2nd Edition. CRC Press, Taylor & Francis Group, 2008. 496 p.
3. Sheem S.K., Giallorenzi T.G. Single mode fiber optical power divider: En-
capsulated etching technique // Opt. Lett. 1979. V. 4. P. 29–31.
4. Cole J.H., Bucaro J.A. Measured noise levels for a laboratory fiber interfero-
metric hydrophone // J. Acoust. Soc. Amer. 1980. V. 67. N 6. P. 2108–2109.
5. Cole J.H., Kirkendall C., Dandridge A., Cogdell G., Giallorenzi T.G.
Twenty-five years of interferometric fiber optic acoustic sensors at the Naval
Research Laboratory // Washington Academic Science Journal. 2004. V. 90.
N 3. P. 40–57.
6. Kirkendall C.K., Dandridge A. Overview of high performance fibre-optic
sensing // Journal of Physics D: Applied Physics. 2004. V. 37. P. 197–216.
7. Bucaro J.A., Catoroe E.F. Single-fiber interferometric acoustic sensor // App.
Opt. 1978. V. 17. P. 330–331.
8. Stanton T.K. Noise-equivalent pressure of a single-fiber interferometric
acoustic sensor //J. Acoust. Soc. Amer. 1981. V.69. N 1. P. 311–312.
9. Dandridge A., Cogdell G.B. Fiber optic sensors for navy applications // IEEE
LCS. 1991. V. 2. P. 81–89.
10. Hocker G.B. Fiber-optic sensing of pressure and temperature // Applied
Optics. 1979. V. 18. N 9. P.1445–1448.
11. Lagakos N., Bucaro J.A. Pressure desensitization of optical fibers // Appl.
Opt. 1981. V. 20. P. 2716–2720.
Список литературы
292
12. Bucaro J.A., Lagakos N., Cole J.H., Giallorenzi T.G. Fiber optic acoustic
transduction // Physical Acoustics. 1982. V. 16. P. 385–457.
13. Бутусов М.М. Волоконная оптика и приборостроение / М.М. Бутусов,
С.Л. Галкин, С.П. Оробинский. – Л.: Машиностроение, 1987. 328 с.
14. Jarzynski J., Hughes R., Hickman T.R., Bucaro J.A. Frequency response of
interferometric fiber optic coil hydrophones // J. Acoust. SOC. Amer. 1981.
V. 69. P. 1799–1808.
15. Bucaro J.A., Hickman T.R. Measurement of sensitivity of optical fibers for
acoustic detection // Appl. Opt. 1979. V. 18. P. 938–940.
16. Budiansky B., Drucker D.C., Kino G.S., Rice J.R. Pressure sensitivity of a
clad optical fiber // Appl. Opt. 1979. V. 18. P.4085–4088.
17. McMahon G.W., Cielo P.G. Fiber optic hydrophone sensitivity for different
sensors configurations // Appl. Opt. 1979. V. 18. N 22. P. 3720–3722.
18. Hughes R., Jarzynski J. Static pressure sensitivity amplification in interfero-
metric fiber-optic hydrophones // Appl. Opt. 1980. V. 19. P. 98–107.
19. Lagakos N., Schnaus E.U., Cole J.H., Jarzynski J., Bucaro J.A. Optimiz-
ing fiber coatings for interferometric acoustic sensors // IEEE J. Quantum
Electron. 1982. V. E-18. N 4. P. 683–689.
20. Артеев В.А., Куликов А.В., Мешковский И.К. Метод повышения
чувствительности волоконно-оптического гидрофона // Оптический
журнал. 2011. Т. 78. № 3. С. 84–87.
21. Lagakos N., Bucaro J. A. Linearly configured embedded fiber-optic acoustic
sensor // J. Lightwave Technol. 1993. V. 11. P. 639–642.
22. Lagakos N., Ehrenfeuchter P., Hickman T.R., Tveten A., Bucaro J.A. Planar
flexible fiber-optic interferometric acoustic sensor // Opt. Lett. 1988. V. 13.
N 9. P. 788–790.
23. Lagakos N., Hickman T.R., Ehrenfeuchter P., Bucaro J.A., Dandridge A.
Planar flexible fiber-optic acoustic sensors // J. Lightwave Technol. 1990.
V. 8. N 9. P. 1298–1303.
24. Giallorenzi T.G., Bucaro J.A., Dandridge A., Siegel G.H., Cole J.H.,
Rashleigh S.C., Priest R.G. Optical fiber sensor technology // IEEE J. Quant.
Electron. 1982. V. 18. P. 626–665.
25. Hocker G.B. Fiber-optic acoustic sensors with increased sensitivity by use
of composite structures // Opt. Lett. 1979. V. 4. N 10. P. 320–321.
26. Cole J.H., Sunderman C., Tveten A.B., Kirkendall C., Dandridge A. Prelimi-
nary investigation of air-included polymer coatings for enhanced sensitivity
of fiber-optic acoustic sensors // Proc. of 15th International Conference on
Optical Fiber Sensors, Portland. 2002. P. 317–320.
27. Cole J.H., Motley S., Jarzynski J., Tveten A.B., Kirkendall C., Dandridge A.
Air-included polymer coatings for enhanced sensitivity of fiber-optic acoustic
sensors // Proc. of Optical Fiber Sensors Conf, Nara City, Japan. 2003. V. 16.
P. 214–217.
Список литературы 293
28. Lagakos N., Jarzynski J., Cole J.H., Bucaro J.A. Frequency and temperature
dependence of elastic moduli of polymers // J. Appl. Phys. 1986. V. 59. N 12,
P. 4017–4031.
29. Удд Э. Волоконно-оптические датчики. Вводный курс для инженеров
и научных работников. – М.: Техносфера, 2008. 520 с.
30. Im J., Roh Y. A finite element analysis of an interferometric optical fiber hy-
drophone // The Journal of the Acoustical Society of America. 1998. V. 103.
N 5. P. 2425–2431.
31. Dandridge A., Kersey A.D. Progress in Multiplexing Fiber Optic Sensors at
NRL // Proc. of SPIE. 1990. V. 1367. P. 2–12.
32. Bucaro J.A., Houston B.H., Williams E.G. Fiber-optic air-backed hydro-
phone transduction mechanisms // J. Acoust. Soc. Amer. 1991. V. 89. N 1.
P. 451–453.
33. Danielson D.A. Garrett S.L. Fiber-optic ellipsoidal flextensional hydro-
phones // Journal of Lightwave Technology. 1989. V. 7. N 12. P. 1995–2002.
34. Patrick S.S. et al. Responsivity and stability of air-backed, polycarbonate
mandrel based fiber optic hydrophones // Naval research laboratory. 1993.
Т. 62.
35. Yin K., Zhang M., Ding T., Wang L., Jing Z., Liao Y. An investigation of a
fiber-optic air-backed mandrel hydrophone // Opt. Commun. 2008. V. 281.
P. 94–101.
36. Гуляев А.Ю., Китаев С.М., Листвин В.Н., Потапов В.Т., Седых Д.А.,
Шаталин С.В., Юшкайтис Р.В. Глубоководный волоконно-оптический
гидрофон // Квантовая электроника. 1990. Т.17. № 7. С. 945–946.
37. Nash P., Keen J. Design and construction of practical optical fibre hydro-
phones // Proc. Inst. Acoust. 1990. V.12. P. 201–112.
38. Cranch G.A., Nash P.J., Kirkendall C.K. Large-scale remotely interrogated
arrays of fiber-optic interferometric sensors for underwater acoustic applica-
tions // IEEE Sensors Journal. 2003. V. 3. N 1. P. 19–30.
39. Ames G.H., Maguire J.M. Miniaturized mandrel-based fiber optic hydro-
phone // J. Acoust. Soc. Am. 2007. V. 121. N 3. P. 1392–1395.
40. Tveten A., Yurek A.M., Chao Y.Y., Dandridge A. A High Frequency Fiber
Optic Hydrophone // Proc. of 8th Optical Fiber Sensors Conference. 1992.
P. 350–353.
41. Knudsen S., Havsgard G.B., Christensen O., Wang G., Tveten A.B., Dan-
dridge A. Bandwidth limitations resulting from mechanical resonances of
fiber optic airbacked mandrel hydrophones // OSA Technical Digest Series.
1997. V. 16. P. 544–547.
42. Плотников М.Ю., Волков А.В., Киселев С.С., Храмченко Е.А. Разра-
ботка и исследование защитного корпуса для волоконно-оптического
гидрофона // Научно-технический вестник информационных техно-
логий, механики и оптики. 2017. Т. 17. № 5. С. 767–774.
Список литературы
294
43. Dandridge A., Kersey A.D. Overview of Mach-Zehnder Sensor Techno-
logy // Proc. SPIE. 1989. V. 985. P. 34–52.
44. McDearmon G.F. Theoretical analysis of a push–pull fiber optic hydro-
phone // J. Lightwave Technol. 1987. V. 5. P. 647–652.
45. Brown D.A., Hofler T., Garrett S.L. A fiber-optic flexural disk microphone //
Proc. SPIE. 1988. V. 985. P. 172–182.
46. Brown D.A., Hofler T., Garrett S.L. High-sensitivity, fiber-optic, flexural
disk hydrophone with reduced acceleration response // Fiber and Integrated
Optics. 1989. V. 8. N 3. P. 169–191.
47. Zhang W., Liu Yu., Li F. An optimized design of a fiber optic hydrophone
based on a flat diaphragm and multilayer fiber coils: A theoretical approach //
Measurement. 2009. V. 42. P. 171–174.
48. Nash P., Cranch G., Cheng L., de Bruijn D., Crowe I. A 32 element TDM
optical hydrophone array // Proc. SPIE. 1998. V. 3483. P. 238–242.
49. Meng P. Wei J. Detection of acoustic pressure with hollow-core photonic
bandgap fiber // Optics Express. 2009. V. 17. N 13. P. 11088–11097.
50. Yang F., Jin W., Ho L.H., Wang F., Liu W., Ma L., Hu Y. Enhancement of
acoustic sensitivity of hollowcore photonic bandgap fibers // Optics Express.
2013. V. 21. N 13. P. 15514–15521.
51. Abdallah A., Zhang C.Z., Zhong Z. Model analysis of underwater acoustic
sensing with hollow-core photonic bandgap fiber // Applied Mechanics and
Materials. 2014. V. 568–570. P. 581–589.
52. Giallorenzi T.G. Optical technology in naval applications // Optics and
Photonics News. 2000. V.11. N 4. P. 24–36.
53. Dandridge A., Tveten A.B., Yurek A.M., Kersey A.D., McGarry E.C.
Frequency division multiplexing of interferometric sensor arrays // NRL
memorandum Report. 1989. N 6457.
54. Koo K.P., Tveten A.B., Dandridge A. Passive stabilization scheme for fiber
interferometry using (3×3) fiber directional couplers // Appl. Phys. Lett. 1982.
V. 41. P. 616–618.
55. Sheem S.K., Giallorenzi T.G., Koo K. Optical techniques to solve the signal fad-
ing problem in fiber interferometers // Appl. Opt. 1982. V. 21. N 4. P. 689–693.
56. Nokes M.A., Hill B.C., Barelli, A.E. Fibre optic heterodyne interferometer
for vibration measurements in biological systems // Review of Scientific
Instruments. 1978. V. 49. P. 722–728.
57. Cole J.H., Danver A., Bruce & Bucaro J.A. Synthetic heterodyne interfero-
metric demodulation // IEEE J. Quantum Electron. 1982. V. QE-18. N 8.
P. 694–697.
58. Green E.L., Cable P.G. Passive demodulation of optical interferometric
sensors // IEEE J. Quantum Electron. 1982. V. QE-18. P. 1639–1644.
59. Dandridge A., Tveten A.B., Gialloronzi T.G. Homodyne demodulation
scheme for fiber optic sensors using phase generated carrier // IEEE Journal
of Quantum Electronics. 1982. V. 18. N 10. P. 1647–1653.
Список литературы 295
60. Uttam D., Giles I.P., Culshaw B. Close loop FM interferometric remote
optical fibre sensor // Proc. SPIE. 1983. V. 412. P. 256–260.
61. Giles P., Uttam D., Culshaw B., Daviea D. E. N. Coherent optical-fiber
sensors with modulated laser sources // Elecron. Let. 1983. V. 19. P. 14–15.
62. Jackson D.A., Priest R., Dandridge A., Tveten A.B. Elimination of drift in a
single-mode optical fiber interferometer using a piezoelectrically streteched
coiled fiber //Appl. Opt. 1980. V. 19. N 17. P. 2926–2929.
63. Dandridge A., Tveten A.B. Phase compensation on interferometric fiber optic
sensors // Optics Lett. 1982. V.7. P. 279–281.
64. Jackson D.A., Dandridge A., Sheem S.K. Measurement of small phase shifts
using a single mode optical-fiber interferometer // Opr. Lett. 1980. V. 5.
P. 139–141.
65. Shajenko P., Green E.L. Signal stabilizing of optical interferometric
hydrophones by tuning the light source // Appl. Opt. 1980. V. 19. P. 1895–1897.
66. Olson A., Tang C.L., Green E.L. Active stabilization of a Michelson
interferometer, by an electrooptically tuned laser // Appl. Opt. 1980. V. 19.
P. 1897–1899.
67. Dandridge A., Goldberg L. Current-induced frequency modulation in diode
lasers // Electron. Let. 1982. V. 18 P. 302–304.
68. Udd E. Fiber-optic acoustic sensor based on the Sagnac interferometer //
Proc. SPIE. 1983. V. 425. P. 90–100.
69. Wang Z., Hu Y., Meng Z., Ni M. Working-point control method for readout
of dynamic phase changes in interferometric fiber-optic sensors by tuning
the laser frequency // Applied Optics. 2008. V. 47. N 19. P. 3524–3529.
70. Christian P.T.R., Houston B.H. Real-time analog and digital demodulator for
interferometric fiber optic sensors // Proc. SPIE. 1994. V. 2191. P. 324–336.
71. Sheem S.K., Moeller R.P. Single mode fiber wavelength multiplexer // Journal
of Applied Physics. 1980. V.51. N 8. P. 4050–4052.
72. Kersey A.D., Dandridge A. Dual-wavelength approach to interferometric
sensing // Proc. SPIE. 1987. V. 798. P. 176–181.
73. Brown D.A., Cameron C.B., Keolian R.M., Gardner D.L, Garrett S.L.
A symmetric 3×3 coupler based demodulator for fiber optic interferometric
sensors // Proc. SPIE. 1991. V. 1584. P. 328–335.
74. Sheem S.K. Optical fiber interferometer with (3×3) directional couplers:
analysis // J. Appl. Phys. 1981. V. 52. N 6. P. 3865–3872.
75. Todd M.D., Johnson G.A., Chang C.C. Passive. Light intensity-independent
interferometric method for fibre Bragg grating interrogation // Electron. Lett.
1999. V. 35. N 22. P. 1970–1971.
76. Davis M.A., Kersey A.D., Marrone M.J., Dandridge A. Characterization of
3×3 fiber couplers for passive homodyne systems: polarization and temperature
sensitivity // Proc. of Optical Fiber Communications Conf, Houston, TX.
1989. Paper WQ2.
Список литературы
296
77. Cameron C.B., Keolian R.M., Garrett S.L. A symmetric analogue de-
modulator for optical fiber interferometric sensors // Proceedings of the 34th
Midwest Symposium on Circuits and Systems (IEEE), Monterey, CA. 1991.
P. 666–671.
78. Dandridge A., Wang C.C., Tveten A.B., Yurek A.M. Performanceof 3×3 cou-
plers in fiber optic sensor systems // Proc. of Tenth International Conference
on Optical Fibre Sensors. 1994. P. 549–552.
79. Zhao Z., Demokan M. S., MacAlpine M. Improved demodulation scheme
for fiber optic interferometers using an asymmetric 3×3 coupler // Journal
of Lightwave Technology. 1997. V. 15. N 11. P. 2059–2068.
80. Li R.Z., Huang J.B., Gu H.C., Tan B. Improved symmetric signal demodu-
lating technique for DFB laser hydrophone // Proc. SPIE. 2008. V. 7278.
Art. 72780B.
81. Jackson D.A., Kersey A.D., Corke M., Jones J.D. Pseudo-heterodyne
detection scheme for optical interferometers // Electron. Lett. 1982. V. 18.
P. 1081–1083.
82. Lo Y.-L., Chuang C.H. New synthetic-heterodyne demodulator for an optical
fiber interferometer // IEEE J. Quant. Electron. 2001. V. 37. N 5. P. 754–755.
83. Henning L., Thornton S.W., Carpenter R., Stewart W.J., Dakin J.P., Wade C.A.
Optical fiber hydrophones with downlead insensitivity // Proceedings of 1st
International Conference on Optical Fibre Sensors. 1983. P. 23–27.
84. Lim T.K., Zhou Y., Lin Y., Yip Y.M., Lam Y.L. Fiber optic acoustic hydro-
phone with double Mach-Zehnder interferometers for optical path length
compensation // Opt. Commun. 1999. V. 159. N 4. P. 301–308.
85. Freitas J.M.D. Recent developments in seismic seabed oil reservoir monitoring
applications using fibre-optic sensing networks // Meas. Sci. Technol. 2011.
V. 22. N 5. P. 052001.
86. Zhang N., Meng Z., Xiong S., Yao Q. Heterodyne demodulation scheme for
fiber-optic hydrophone arrays // Proc. SPIE. 2010. V. 7853. Art. 78530R.
87. Liu F., Wang X., Wang X., Zhu W., Fu L., Zhang M. Field test of two 16-ele-
ment fiber optic seismometer arrays // Proc. SPIE. 2015. V. 9620. Art. 962016.
88. Sato R., Saito S. Expansion of Dynamic Range in interferometric fiber optic
hydrophone // Japanese Journal of Applied Physics. 2013. V. 52. Art. 012501.
89. Nash P., Strudley A., Crickmore R., De Freitas J. High efficiency TDM/
WDM architectures for seismic reservoir monitoring // Proc. SPIE. 2009.
V. 7503. Art. 75037T.
90. McGarrity C., Jackson D.A. Improvement on phase generated carrier tech-
nique for passive demodulation of miniature interferometric sensor // Opt.
Commun. 1994. V. 109. P. 246–248.
91. Feng L., He J., Duan J.-Y., Li F., Liu Y.-L. Implementation of phase generated
carrier technique for FBG laser sensor multiplexed system based on Compact
RIO // Journal of Electronic Science and Technology of China. 2008. V. 6.
N 4. P. 385–388.
Список литературы 297
92. Плотников М.Ю., Дейнека И.Г. Разработка блока генерации гар-
монических сигналов для схемы цифровой обработки информации
волоконно-оптического гидрофона // Изв. вузов. Приборостроение.
2013. Т. 56. № 12. С. 68–71.
93. Plotnikov M.J., Kulikov A.V., Strigalev V.E., Meshkovsky I.K. Dynamic range
analysis of the phase generated carrier demodulation technique // Advances
in Optical Technologies. 2014. V. 2014. Art. 815108.
94. Wu K., Min Z., Liao Y. Signal dependence of the phase generated carrier
method // Optical Engineering. 2007. V. 46. N 10. Art. 105602.
95. Wang L., Zhang M. Mao X., Liao Y. The arctangent approach of digital PGC
demodulation for optic interferometric sensors // Proceedings SPIE. 2006.
V. 6292. Art. 62921E.
96. Liu Y., Wang L., Tian C., Zhang M., Liao Y. Analysis and optimization of
the PGC method in all digital demodulation systems // Journal of Lightwave
Technology. 2008. V. 26. N 18. P. 3225–3233.
97. Беликин М.Н. Экспериментальное сравнение алгоритмов гомодинной
демодуляции сигналов для фазового волоконно-оптического датчика //
Научно-технический вестник информационных технологий, механики
и оптики. 2015. Т. 15. № 6. С. 1008–1014.
98. Земляникин М.А., Раевская Ю.В. Обработка сигнала, принимаемого
волоконно-оптическим гидрофоном // Труды НГТУ им. Р.Е. Алексеева.
2018. № 1. С. 98-107.
99. Berkoff T.A., Kersey A.D., Moeller R.P. Novel analog phase tracker for in-
terferometric fiber optic applications // Proc. SPIE. 1990. V. 1367. P. 53–58.
100. Koch T.L., Bowers J.E. Nature of wavelength chirping in directly modulated
semiconductor lasers // Electron. Lett. 1984. V. 20. N 25–26. P. 1038–1040.
101. Le Bihan J., Yabre G. Bessel function and perturbation analyses of the FM
and IM behavior of a directly modulated semiconductor laser. Proc. SPIE.
1994. V. 2148. P. 248–258.
102. Tian C.D., Wang L.W., Zhang M., Zhang H.Y., Chu X.H., Lai S.R., Liao Y.B.
Performance improvement of PGC method by using lookup table for optical
seismometer // Proc. SPIE. 2009. V. 7503. Art. 750348.
103. Tong Y., Zeng H., Li L., Zhou Y. Improved phase generated carrier demodula-
tion algorithm for eliminating light intensity disturbance and phase modula-
tion amplitude variation // Applied Optics. 2012. V. 51. N 29. P. 6962–6967.
104. Qingping Shi., Qian T., Liwei W., Changdong T., Huayong Z., Min Z. and
Yanbiao L. Performance improvement of phase-generated carrier method by
eliminating laser-intensity modulation for optical seismometer // Opt. Eng.
2010. V. 49. N 2. Art. 024402.
105. Qingping Shi., Wang L., Zhang H., Tian C., Zhang M., Tian Q., Liao Y.
A new phase generated carrier demodulation method based on fixed phase
delay // Proc. SPIE. 2010. V. 7853. Art. 785335.
Список литературы
298
106. Zhang H., Zhang M., Wang L., Liao Y., Wang D. N., Zhu Y. Am improved
PGC demodulation method to suppress the impact of laser intensity modula-
tion // Proc. SPIE. 2011. V. 8199. P. 81990Q.
107. He J., Wang L., Li F., Liu Yu. An Ameliorated Phase Generated Carrier De-
modulation Algorithm With Low Harmonic Distortion and High Stability //
Journal of Lightwave Technology. 2010. V. 28. N 22. P. 3258–3265.
108. Wang G.-Q., Xu T.-W., Li F. PGC demodulation technique with high stabil-
ity and low harmonic distortion // IEEE Photon. Technol. Lett. 2012. V. 24.
N 23. P. 2093–2096.
109. Zhang S., Zhang A.L., Pan H.G. Eliminating light intensity disturbance with
reference compensation in interferometers // IEEE Photon. Technol. Lett.
2015. V. 27. N 17. P. 1888–1891.
110. Zhang A.L., Zhang S. High stability fiber-optics sensors with an improved
PGC demodulation algorithm // IEEE Sensors J. 2016. V. 16. N 21.
P. 7681–7684.
111. Huang S.C., Lin H. Modified phase-generated carrier demodulation com-
pensated for the propagation delay of the fiber // Applied optics. 2007. V. 46.
N 31. P. 7594–7603.
112. Волков А.В., Осколкова Е.С., Плотников М.Ю., Мехреньгин М.В.,
Шуклин Ф.А. Исследование влияния фазового сдвига сигнала опор-
ного генератора на выходной сигнал схемы гомодинной демодуляции
сигналов // Научно-технический вестник информационных техноло-
гий, механики и оптики. 2015. Т. 15. № 4. С. 608–614.
113. Zhang S., Yan L. Chen B., Xu Z., Xie J. Real-time phase delay compensation
of PGC demodulation in sinusoidal phase-modulation interferometer for
nanometer displacement measurement // Optics Express. 2017. V. 25. N 1.
Р. 472–485.
114. Nikitenko A.N., Plotnikov M.Y., Volkov A.V., Mekhrengin M.V., Kireenkov
A.Y. PGC-Atan demodulation scheme with the carrier phase delay compen-
sation for fiber-optic interferometric sensors // IEEE Sensors Journal. 2018.
V. 18. N 5. P. 1985–1992.
115. Li S., Shao S., Mei H., Hao Q., Rao R. Analysis and mitigation of the carrier
phase delay effect of the digital phase generated carrier algorithm // Appl.
Opt. 2017. V. 56. N 3. P. 731–738.
116. Beheim G., Fritsch K. Remote displacement measurements using a laser
diode // Electron. Lett. 1985. V. 21. P. 93–94.
117. Zheng J. Analysis of optical frequency-modulated continuous-wave interfe-
rence // Applied Optics. 2004. V. 43. N 21. P. 4189–4198.
118. Бутусов М.М. Волоконная оптика и приборостроение / М.М. Бутусов,
С.Л. Галкин, С.П. Оробинский. – Л.: Машиностроение, 1987. 328 с.
119. Bucaro J.A., Dardy H.D., Carome E.F. Fiber-optic hydrophone // J. Acoust.
Soc. Am. 1977. V. 62. N 5. P. 1302–1304.
Список литературы 299
120. Dandridge A. Zero path-length difference in fiber-optic interferometers //
Journal of Lightwave Technology. 1983. V. 1. N 3. P. 514–516.
121. Shizhuo Y. Fiber Optic Sensors / Y. Shizhuo, P.B. Ruffin, T.S. Francis.
2nd Edition. CRC Press, Taylor & Francis Group, 2008. 496 p.
122. Okoshi T., Kikuchi K. Frequency stabilisation of semiconductor lasers for
heterodyne-type optical communication systems // Electron. Lett. 1980.
V. 16. P. 179–181.
123. Welford D., Alexander S. Magnitude and phase characteristics of frequency
modulation in directly modulated GaAlAs semiconductor diode lasers //
J. Lightwave Technol. 1985. LT-3. P. 1092–1099.
124. Dandridge A. Noise properties of stabilised single mode laser in fiber inter-
ferometers // J. Lightwave Technol. 1983. LT-1. P. 517–518.
125. Newson T.P., Farahi F., Jones J.D. C., Jackson D.A. Reduction of semicon-
ductor laser diode phase and amplitude noise in interferometric fiber optic
sensors // Appl. Opt. 1989. V. 28. N 19. P. 4210–4215.
126. Cranch G.A., Kirkendall C.K., Daley K., Motley S., Bautista A., Salzano J.,
Nash P. J., Latchem J., Crickmore R. Large-scale remotely pumped and
interrogated fiber-optic interferometric sensor array // IEEE Photonics
Technology Letters. 2003. V. 15. N 11. P. 1579–1581.
127. Tveten A.B., Yurek A.M., Dandridge A. High performance air-backed fiber
optic hydrophone // US Navy Journal of Underwater Acoustics. 1990. V. 40.
P. 295–298.
128. Yurek A.M., Tveten A.B., Dandridge A. Acoustic noise measurements utilizing
high performance fiber-optic hydrophones in the arctic // NRL Memoran-
dum, 1990. Report 6729.
129.
Yurek A.M., Tveten A.B., Dandridge A. Acoustic noise measurements in
the arctic utilizing all-fiber optic hydrophones // Proceedings of conf.
OCEANS ‘91.
1991. P. 1677–1680.
130. Macia-Sanahuja C. Fiber optic interferometric sensor for acoustic detec-
tion of partial discharges // Journal of Optical Technology. 2007. V. 74. N 2.
P. 122–126.
131. Zhang W., Liu Y., Li F. Investigation on pressure sensitivity of fiber optic
mandrel hydrophone // Proc. SPIE. 2007. V. 6595. Art. 659544.
132. Brown D.A., Garrett S.L., Conte D.V., Smith R.C., Rothenberg E., Young M.,
Rissberger E.J. A fiber optic interferometric ellipsoidal shell hydrophone //
Proc. SPIE. 1990. V. 1369. P. 2–8.
133. Gong J., MacAlpine J.M.K., Jin W., Liao Y. Locating acoustic emission with
an amplitude-multiplexed acoustic sensor array based on a modified Mach–
Zehnder interferometer // Applied Optics. 2001. V. 40. N 34. P. 6199–6202.
134. Meng Z., Hu Y., Ni M., Xiong S., Zhang R., Li X., Culshaw B. Develop-
ment of a 32-element fiber optic hydrophone system // Proc. of SPIE. 2004.
V. 3589. P. 114–119.
Список литературы
300
135. Vohra S.T., Dandridge A., Chang C.C., Johnson G.A., Tveten A.B., Nau G.M.
High sensitivity pressure sensors utilizing advanced polymer coating // Proc.
of OFS-13. 1998. P. 557–560.
136. Wang Z., Hu Y., Meng Z., Ni M., Luo H. A fiber-optic hydrophone with an
acoustic filter // Proc. of SPIE. 2007. V. 6830. Art. 683011.
137. Wang Z., Hu Y., Meng Z., Luo H., Ni M. Novel mechanical anti-aliasing
fiber-optic hydrophone with fourth order acoustic low pass filter // Optic
Letters. 2008. V. 33. N. 11. P. 1267–1269.
138. Cheng L.K., de Bruijn D. A high sensitivity flatted mandrel hydrophone,
Proc. SPIE. 1993. V. 2070. P. 24–29.
139. Williams K.J. et al. Interferometric measurement of low-frequency phase noise
characteristics of a diode laser-pumped Nd:YAG ring laser // Electronics
Lett. 1989. V. 25. N 12. P. 774–776.
140. Farsund O., Erbeia C., Lachaize C., Hordivk A., Nakken K., Berg A., Bjarte G.,
Vines H.L., Wang G. Design and field test of a 32-element fiber optic hy-
drophone system // Proc. of 15th Optical Fiber Sensor Conference Technical
Digest (OFS’2002), Portland, USA. 2002. P. 329–332.
141. Guo K., Zhang M., Liao Y., Lai S., Wang Z., Tang J. Fiber-optic hydrophone
with increased sensitivity. Proc. of SPIE. 2006. V. 6293. Art. 629312.
142. Wang C.C., Dandridge A., Tveten A.B., Yurek A.M. Very high responsivity
fiber optic hydrophones for commercial applications // Proc. of Tenth In-
ternational Conference on Optical Fiber Sensors. 1994. P. 360–363.
143. Culshaw B. The optical fibre Sagnac interferometer: an overview of its prin-
ciples and applications // Meas. Sci. Technol. 2006. V. 17. N 1. R1–R16.
144. Алексеев Э.И., Базаров E.H., Израелян В.Г., Сверчков Е.П., Теле-
гин Г.И. Лазерные волоконные кольцевые интерферометры со вспомо-
гательной модуляцией // Письма в ЖТФ. 1979. Т. 5. № 17. С. 1050–1053.
145. Vakoc B.J., Digonnet M.J.F., Kino G.S. A novel fiber optic sensor array based
on the Sagnac interferometer // J. Lightwave Technol. 1999. V. 17. N 11.
P. 2316–2326.
146. Digonnet M.J.F. Acoustic Fiber Sensor Arrays // Proc. SPIE. 2004. V. 5502.
P. 39–50.
147. Krakenes K., Blotekjaer K. Sagnac interferometer for underwater sound
detection: noise properties // Opt. Lett. 1989. V. 14. P. 1152–1154.
148. Fomitchov P., Steckenrider J.S., Krishnaswamy S., Achenbach J.D. Frequen-
cy-shifted low-noise Sagnac sensor for ultrasonic measurements // Review of
progress quantitative non-destructive evaluation. 1997. V. 16. P. 2053–2060.
149. Ma J., Yu Y., Jin W. Demodulation of diaphragm based acoustic sensor using
Sagnac interferometer with stable phase bias // Opt. Express. 2015. V. 23.
N 22. P. 29268–29278.
150. Han K.H., Lee W.J., Kim B.Y. Fiber-optic sensor array based on Sagnac
interferometer with stable phase bias // IEEE Photonics Technology Letters.
2001. V. 13. N 2. P. 148–150.
Список литературы 301
151. Knudsen S., Blotekjaer K. An ultrasonic fiber-optic hydrophone incorpo-
rating a push–pull transducer in a Sagnac interferometer // IEEE J. Lightwave
Technol. 1994. V. 12. P. 1696–1700.
152. Liu X., Jin B., Bai Q., Wang Y., Wang D., Wang Y. Distributed fiber-optic
sensors for vibration detection // Sensors. 2016. V. 16. N 8. Art. 1164.
153. Chen M.H., Chiang K., Lin W., Chen H., Liu S. A novel fiber optic inter-
ferometer of hydrophone based on Mach–Zehnder hybrid configuration //
Proc. SPIE. 2006. V. 6189. Art. 618923.
154. Pentuchowski S.J., Giallorenzi T.G., Sheem S.K. A sensitive fiber-optic
Fabry – Perot interferometer // IEEE J. Quantum Electron. 1981. V. QE-17.
P. 2168–2170.
155. Franzen D.L., Kim E.M. Long optical-fiber Fabry – Perot interferometers //
Appl. Opt. 1981. V. 20. P. 3991–3992.
156. Yoshino T., Kurasawa K., Katsuji I. Fiber-optic Fabry – Perot interferometer
and its sensor applications // IEEE J. Quantum Elect. 1982. V. 18. 1624–1633.
157. Kersey A.D. A review of recent developments in fiber optic sensor techno-
logy // Optical fiber technology. 1996. V.2. N 3. P. 291–317.
158. Kim M.G., Park J., Kang S.-W., Sohn B.-K. Fiber optic Fabry – Perot pres-
sure sensor with the Si3N4/SiO2/Si3N4 diaphragm fabricated using microma-
chining technology // Proc. of SPIE. 1997. V. 3242. P. 347–353.
159. Lee C.E., Taylor H.F. Interferometric optical fibre sensors using internal
mirrors // Electronics Letters. 1988. V. 24. N 4. P. 193–194.
160. Lee C.E. et al. In-line Fiber Fabry – Perot interferometer with high reflectance
internal mirrors // J. Lightwave Technol. 1992. V. 10. N 10. P. 1376–1379.
161. Morey W.W., Bailey T. J., Glenn W. H., Meltz G. Fiber Fabry – Perot in-
terferometer using side exposed fiber Bragg gratings // Optical Fiber Com-
munication. 1992. V. 5. Paper WA2.
162. Lee C.E., Taylor H.F. Sensors for smart structures based upon the Fabry –
Perot interferometer, in Fiber Optic Smart Structures, E. Udd, ed., Wiley,
New York, 1995. P. 249–269.
163. Valis T., Hogg D. Measures R.M. Fiber-optic Fabry – Perot strain gauge //
IEEE Photon. Technol. Lett. 1990. V. 2. P. 227–228.
164. Butter C.D., Hocker D.B. Fibre-optic strain guage // Appl. Opt. 1978. V. 17.
P. 2867.
165. Atkins R.A., Gardner J.H., Gibler W.H., Lee C.E., Oakland M.D., Spears M.O.,
Swenson V.P., Taylor H.F., McCoy J.J., Beshouri G. Fiber optic pres-
sure sensors for internal combustion engines // Appl. Opt. 1994. V. 33.
P. 1315–1320.
166. Murphy K.A. Extrinsic Fabry – Perot optical fiber sensor // Proc. of OFS-8,
Monterey, CA. 1992. P. 193–196.
167. Murphy K.A., Gunther M.F., Vengsarkar A.M., Claus R.O. Quadrature
phase-shifted, extrinsic Fabry – Perot optical fiber sensors // Opt. Lett. 1991.
V. 16. P. 273–275.
Список литературы
302
168. Vivek A., Marten de Vries, Murphy K.A., Wang A., Claus R.O. Exact analy-
sis of the extrinsic Fabry – Perot interferometric optical fiber sensor using
Kirchhoff’s diffraction formalism // Optical Fiber Technology. 1995. V. 1.
P. 380–384.
169. Xu J., Wang X., Cooper K. L., Wang A. Miniature all-silica fiber optic pres-
sure and acoustic sensors //Opt. Lett. 2005. V. 30. N 24. P. 3269–3271.
170. Тимошенко С.П., Войновский-Кригер С. Пластинки и оболочки. – М.:
Наука, 1966. С. 71.
171. Егоров С.А., Ершов Ю.А., Лихачев И.Г., Мамаев А.Н. Волоконно-оп-
тические датчики со спектральным кодированием на основе интерфе-
рометра Фабри – Перо // Письма в ЖТФ. 1992. Т. 18. № 22. С. 18–21.
172. Qi B., Pickrell G.R., Xu J., Zhang P., Duan Yu., Peng W., Huang Z., Huo W.,
Xiao H., May R.G., Wang A. Novel data processing techniques for dispersive
white light interferometer // Opt. Eng. 2003. V. 42. P. 3165–3171.
173. Bhatia V., Jones M.E., Grace J.L., Murphy K.A., Claus R.O. Applications
of «absolute» fiber optic sensors to smart materials and structures // Proc. of
OFS-10, Glasgow. 1994. P. 171–174.
174. Bhatia V., Sen M.B., Murphy K.A., Claus R.O. Wavelength-tracked white light
interferometry for highly sensitive strain and temperature measurements //
Electron. Lett. 1996. V. 32. P. 247–249.
175. Hart M., Vass D.G., Begbie M.L. Fast surface profiling by spectral analysis
of white-light interferograms with Fourier transform spectroscopy // Appl.
Opt. 1998. V. 37. N 10. P. 1764–1769.
176. Schwider J., Zhou L. Dispersive interferometric profilometer // Opt. Lett.
1995. 19. N 13. P. 995–997.
177. Shen F., Wang A. Frequency-estimation-based signal-processing algorithm
for white-light optical fiber Fabry – Perot interferometers // Applied optics.
2005. V. 44, N 25. P. 5206–5214.
178. Фадеев К.М., Минкин А.М., Ларионов Д.Д., Созонов Н.С. Волокон-
но-оптический датчик высокого давления на основе интерферометра
Фабри – Перо // Фотон-экспресс. 2019. № 6. С. 336–337.
179. Jia P.G., Wang D.H. Self-calibrated non-contact fibre-optic Fabry – Perot
interferometric vibration displacement sensor system using laser emission
frequency modulated phase generated carrier demodulation scheme // Meas.
Sci. Technol. 2012. V. 23. Art. 115201.
180. Xu F., Shi J., Gong K., Li H., Hui R., Yu B. Fiber-optic acoustic pressure
sensor based on large-area nanolayer silver diaphragm // Opt. Lett. 2014.
V. 39. N 10. P. 2838–2840.
181. Mao X., Tian X., Zhou X., Yu Q. Characteristics of a fiber-optical Fabry –
Perot interferometric acoustic sensor based on an improved phase-generated
carrier-demodulation mechanism // Opt. Eng. 2015. V. 54. N 4. Art. 046107.
Список литературы 303
182. Liu B., Lin J., Liu H., Ma Y., Yan L., Jin P. Diaphragm based long cavity
Fabry – Perot fiber acoustic sensor using phase generated carrier // Opt.
Commun. 2017. V. 382. P. 514–518.
183. Dong B., Han M., Wang A. Two-wavelength quadrature multipoint detection
of partial discharge in power transformers using fiber Fabry – Perot acoustic
sensors // Proc. SPIE. 2012. V. 8370. Art. 83700K.
184. Liao H. et al. Phase demodulation of short-cavity Fabry – Perot interfero-
metric acoustic sensors with two wavelengths // IEEE Photon. J. 2017. V. 9.
N 2. Art. 7102207.
185. Dorighi J.F., Krishnaswamy S., Achenbach J.D. Stabilization of an embedded
fiber optic Fabry – Perot sensor for ultrasound detection // IEEE T. Ultrason.
Ferr. 1995. V. 42. N 5. P. 820–824.
186. Furstenau N., Schmidt M. Fiber-optic extrinsic Fabry – Perot interferometer
vibration sensor with two wavelength passive quadrature readout // IEEE
Trans. Instrum. Meas.1998. V. 47. N 1. P. 143–147.
187. Wang Q. et al. Feedback-stabilized interrogation technique for optical Fabry –
Perot acoustic sensor using a tunable fiber laser // Opt. Laser. Technol. 2013.
V. 51. P. 43–46.
188. Mao X., Zhou X., Yu Q. Stabilizing operation point technique based on the
tunable distributed feedback laser for interferometric sensors // Opt. Com-
mun. 2016. V. 361. P. 17–20.
189. Wang W., Wu N., Tian Y., Niezrecki C., Wang X.. Miniature all-silica optical
fiber pressure sensor with an ultrathin uniform diaphragm // Opt. Exp. 2010.
V. 18. N 9. P. 9006–9014.
190. Totsu K., Haga Y., Esashi M. Ultra-miniature fiber-optic pressure sensor
using white light interferometry // Journal of Micromechanics and Micro-
engineering. 2005. V. 15. N 1. P. 71–75.
191. Morris P., Hurrell A., Beard P. Development of a 50 МГц Fabry – Perot
type fibre–optic hydrophone for the characterization of medical ultrasound
fields // Proceedings of the Institute of Acoustic. 2006. V. 28. P. 717–725.
192. Ma J., Xuan H., Ho H. L., Jin W., Yang Y., Fan S. A fiber-optic Fabry – Pe-
rot acoustic sensor with multilayer graphene diaphragm // IEEE Photonics
Technol. Lett. 2013. V. 25. N 10. P. 932–935.
193. Wang X., Li B., Xiao Z., Lee S.H., Roman H., Russo O.L., Chin K.K.,
Farmer K.R. An ultra-sensitive optical MEMS sensor for partial discharge
detection // J. Micromech. Microeng. 2005. V. 15. P. 521–527.
194. Ma J., Zhao M., Huang X., Bae H., et al. Low cost, high performance white-
light fiberoptic hydrophone system with a trackable working point // Optics
Express. 2016. V. 24. N 17. P. 19008–19019.
195. Chen L.H., Chan C.C., Yuan W., Goh S.K., Sun J. High performance chitosan
diaphragm-based fiber-optic acoustic sensor // Sens. Actuator A, Phys. 2010.
V. 163. N 1. P. 42–47.
Список литературы
304
196. Mao X., Yuan S., Zheng P., Wang X. Stabilized fiber-optic Fabry – Perot
acoustic sensor based on improved wavelength tuning technique // Journal
of Lightwave Technology. 2017. V. 35. N 11. P. 2311–2314.
197. Wang Z., Zhang W., Li F. Diaphragm-based fiber optic Fabry – Perot hydro-
phone with hydrostatic pressure compensation // Proc. SPIE. 2013. V. 8924.
Art. 89241B.
198. Wang S. et al., An infrasound sensor based on extrinsic fiber-optic Fabry –
Perot interferometer structure // IEEE Photon. Techol. Lett. 2016. V. 28.
N 11. P. 1264–1267.
199. Kilic O., Digonnet M., Kino G., Solgaard O. External fibre Fabry – Perot
acoustic sensor based on a photonic crystal mirror // Meas. Sci. Technol.
2007. V. 18. P. 3049–3054.
200. Jo W., Akkaya O.C., Solgaard O., Digonnet M.J. Miniature fiber acoustic
sensors using a photonic-crystal membrane // Opt. Fiber Technol. 2013.
V. 19. N 6. P. 785–792.
201. Kilic O., Digonnet M., Kino G., Solgaard O. Photonic–crystal–diaphragm–
based fiber–tip hydrophone optimized for ocean acoustics // Proceedings
SPIE. 2008. V. 7004. Art. 700405.
202. Rao Y.J. Recent progress in fiber-optic extrinsic Fabry – Perot interferometric
sensors // Opt. Fiber Technol. 2006. V.12. P. 227–237.
203. Фадеевa К.М., Ларионовa Д.Д., Жикина Л.А., Минкинa А.М., Шевцо-
вa Д.И. Волоконно-оптический датчик одновременного измерения
температуры и давления с использованием интерферометра Фабри –
Перо и волоконной брэгговской решетки // Приборы и Техника Экс-
перимента. 2020. № 4. С. 115–119.
Глава 3
1. Kersey A.D. A review of recent developments in fiber optic sensor tech-
nology // Optical fiber technology. 1996. V. 2. N 3. P. 291–317.
2. Kersey A.D., Davis M.A., Berkoff T.A. et al. Progress towards the develop-
ment of practical fiber Bragg grating instrumentation systems // Proc. SPIE.
1996. V. 2839. P. 40–59.
3. Rao Y.J. Recent progress in applications of in-fibre Bragg grating sensors //
Opt. and Lasers Eng. 1999. V. 31. N 4. P. 297–324.
4. Kersey A.D., Davis M.A., Patrick H.J., LeBlanc M., Koo K.P., Askins C.G.,
Putnam M.A., Friebele E.L. Fiber grating sensors // J. Lightw. Technol. 1997.
V. 15. N 8. P. 1442–1463.
5. Васильев С.А., Медведков О.И., Королев И.Г., Божков А.С., Курков А.С.,
Дианов Е.М. Волоконные решетки показателя преломления и их при-
менение // Квантовая электроника. 2005. Т. 35. № 12. С. 1085–1103.
6. Meltz G., Morey W.W., Glenn W.H. Formation of Bragg gratings in optical fibers
by transverse holographic method // Opt. Lett. 1989. V. 14. N. 15. P. 823–825.
Список литературы 305
7. Morey W.W., Meltz G., Glenn W.H. Fiber optic Bragg grating sensors //
Proc. SPIE. 1989. V. 1169. P. 98–107.
8. Hill K.O., Malo B., Bilodeau F., et al. Bragg gratings fabricated in monomode
photosensitive optical fiber by UV exposure through a phase mask // Appl.
Phys. Lett. 1993. V.62. N 10. P. 1035–1037.
9. Askins C.G., Putnam M.A., et al. Stepped-wawelength optical-fiber Bragg
grating arrays fabricated in line on a draw tower // Opt. Lett. 1994. V. 19. N 2.
P. 147–149.
10. Hill K., Meltz G. Fiber Bragg grating technology fundamentals and over-
view // J. Lightw. Technol. 1997. V. 15. P. 1263–1276.
11. Hocker G.B. Fiber-optic sensing of pressure and temperature // Applied
Optics. 1979. V. 18. N 9. P. 1445–1448.
12. Xu M.G., Reekie L., Chow Y.T., Dakin J.P. Optical in-fiber grating high
pressure sensor // Electron. Lett. 1993. V. 29. P. 398–399.
13. Takahashi N., Saeki T., Tetsumura K., Takahashi S., Imamura K. Pressure
and temperature dependence of fiber Bragg grating for acoustic sensing //
J. Marine Acoust. Soc. Jpn. 1999. V. 26. N 4. P. 231–238.
14. Xu M.G., Geiger H., Dakin J.P. Fiber grating pressure sensor with enhanced
sensitivity using a glass-bubble housing // Electron. Lett. 1996. V. 32. P. 128–129.
15. Liu Y., Guo Z., Zhang Y., Chiang K.S., Dong X. Simultaneous pressure
and temperature measurement with polymer-coated fiber Bragg grating //
Electron. Lett., 2000. V. 36. P. 564–566.
16. Wen Q., Zhu J., Gong S., Huang J., Gu H., Zhao P. Design and synthesis of
a packaging polymer enhancing the sensitivity of fiber grating pressure sen-
sor // Progress in Natural Science. 2008. V. 18. P. 197–200.
17. Zhang Y., Feng D., Liu Z., Guo Z., Dong X., Chiang K.S., Chu B.C.B. High-
sensitivity pressure sensor using a shielded polymer-coated fiber grating //
IEEE Photon. Technol. Lett. 2001. V. 13. N 6. P. 618–619.
18. Sheng H.J., Fu M.Y., Chen T.C., Liu W.F., Bor S.S. A lateral pressure sensor
using a fiber Bragg grating // IEEE Photonics Technol. Lett. 2004. V. 16. N 4.
P. 1146–1148.
19. Rao V.P., Srimannarayana K., Shankar S.M., Kishore P. Polymer Packaged
Fiber Grating Pressure Sensor with Enhanced Sensitivity // International
Journal of Optoelectronic Engineering. 2014. V. 4. N 1. P. 1–5.
20. Huang S., Jin X., Zhang J., Chen Y., Wang Y., Zhou Z., Ni J. An optical fiber
hydrophone using equivalent phase shift fiber bragg grating for underwater
acoustic measurement // Photonic Sensors. 2011. V. 1. N. 3. P. 289–294.
21. Kashyap R., McKee P.F., Amies D. UV written reflection grating structures
in photosensitive optical fibres using phase-shifted phase masks // Electron.
Lett. 1994. V. 30. N 23. P. 1977–1978.
22. Chehura E., James S.W., Tatam R.P. A simple method for fabricating phase-
shifted fibre Bragg gratings with flexible choice of centre wavelength // Proc.
SPIE. 2009. V. 7503. Art. 750379.
Список литературы
306
23. Loh W.H., Cole M.J., Zervas M.N., Barcelos S., Laming R.I. Complex grat-
ing structures with uniform phase masks based on the moving fiber-scanning
beam technique // Opt. Lett. 1995. V. 20. N 20. P. 2051–2053.
24. Canning J., Sceats M.G. π-phase-shifted periodic distributed structures in
optical fibres by UV post-processing // Electronics Letters. 1994. V. 30. N 16.
P. 1344–1345.
25. Yang Y., Liu X., Jin W. Phase shifted fiber bragg grating fabrication techniques
and their laser applications // Proc. of OSA Conf. ACP/IPOC. 2013. Paper
ATh3D.5.
26. Распределенные волоконно-оптические измерительные системы /
Ю.Н. Кульчин. – М.: Физматлит, 2001. 272 с.
27. Askins C.G., Putman M.A., Friebele E.J. Instrumentation for interrogat-
ing many-element fiber Bragg grating arrays // Proc. SPIE. 1995. V. 2444.
P. 257–266.
28. Davis M.A., Kersey A.D. Fibre Fourier transform spectrometer for decoding
Bragg grating sensors // Proc. of the 10th Conf. on Optical Fibre Sensors.
1994. P. 167–170.
29. Melle S.M., Liu K., Measures R.M. A passive wavelength demodulation
system for guided-wave Bragg sensors // IEEE Photon. Technol. Lett. 1992.
V. 4. P. 516–519.
30. Davis M.A., Kersey A.D. All-fibre Bragg grating strain-sensor demodulation
technique using a wavelength division coupler // Electronics Letters. 1994.
V. 30. N 1. P. 75–77.
31. Xu M.G., Geiger H., Archambault J.L., Reekie L., Dakin J.P. Novel inter-
rogation system for fibre Bragg grating sensors using an acousto-optic tunable
filter // Electronics Letters. 1993. V. 29. N 17. P. 1510–1511.
32. Chang I.C. Acousto-optic tunable filter // Opt. Eng. 1981. V. 20. N 6.
P. 824–829.
33. Jackson D.A., Ribeiro A.B.L., Reekie L., Archambault J.L. Simple multi-
plexing scheme for a fiber-optic grating sensor network // Opt. Lett. 1993.
V. 18. N 14. P. 1192–1194.
34. Hill D.J., Nash P.J., Hawker S.D., Bennion I. Progress toward an ultrathin
optical hydrophone array // Proc. SPIE. 1998. V. 3483. P. 301–304.
35. Kersey A.D., Berkoff T.A., Morey W.W. Multiplexed fiber Bragg grating strain
sensor system with a fiber Fabry – Perot wavelength filter // Opt. Lett. 1993.
V. 18. P. 1370–1372.
36. Kersey. A.D. Interrogation and multiplexing techniques for fibre Bragg grating
strain-sensors // Proc. SPIE. 1994. V. 2071. P. 30–48.
37. Johnson G.A., Todd M.D., Althouse B.L., Chang C.C. Fiber Bragg grating
interrogation and multiplexing with a 3×3 coupler and a scanning filter //
J. Lightw. Technol. 2000. V. 18. N 8. P. 1101–1105.
Список литературы 307
38. Kersey A.D., Berkoff T.A., Morey W.W. High resolution fiber Bragg grating
based strain sensor with interferometric wavelength shift detection // Electron.
Lett. 1992. V. 28. P. 236–238.
39. Kersey A.D., Berkoff T.A., Morey W.W. Fiber-optic Bragg grating strain
sensor with drift-compensated high-resolution interferometric wavelength-
shift detection // Opt. Lett. 1993. V. 18. N 1. P. 72–74.
40. Todd M.D., Johnson G.A., Chang C.C. Passive. Light intensity-independent
interferometric method for fibre Bragg grating interrogation // Electron. Lett.
1999. V. 35. N 22. P. 1970–1971.
41. Furuta H., Ohtsu M. Evaluations of frequency shift and stability in rubidium
vapor stabilized semiconductor laser // Appl. Opt. 1989. V. 28. P. 3737–3743.
42. Arie A., Lissak B., Tur M. Static fiber-Bragg grating strain sensing using
frequency-locked lasers // J. Lightwave Technol. 1999. V. 17. P. 1849–1855.
43. Takahashi N., Saeki T., Tetsumura K., Takahashi S., Imamura K. Pressure
and temperature dependence of fiber Bragg grating for acoustic sensing //
J. Marine Acoust. Soc. Jpn. 1999. V. 26. N 4. P. 231–238.
44. Lissak B., Arie A., Tur M. Highly sensitive dynamic strain measurements by
locking lasers to fiber-Bragg gratings // Opt. Lett. 1998. V. 23. P. 1930–1932.
45. Tanaka S., Yokosuka H., Takahashi N. Fiber Bragg grating hydrophone ar-
ray using feedback control circuit: time-division multiplexed and thermally
stabilized operation // The Journal of the Marine Acoustics Society of Japan.
2006. V. 33. N 2. P. 89–96.
46. Silver J.A. Frequency-modulation spectroscopy for trace species detection:
theory and comparison among experimental methods // Appl. Opt. 1992.
V. 31. P. 707–717.
47. Pavone F.S., Inguscio M. Frequency- and wavelengthmodulation spectros-
copies: comparison of experimental methods using an AlGaAs diode laser //
Appl. Phys. B. 1993. V. 56. P. 118–122.
48. Schilt S., Thevenaz L., Robert Ph. Wavelength modulation spectroscopy:
combined frequency and intensity laser modulation // J. Appl. Optics. 2003.
V. 42. N 33. P. 6728–6738.
49. Чернышова Е.А. Спектрометр с модуляцией длины волны на базе ди-
одного лазера с инжекционным захватом // Известия Самарского на-
учного центра Российской академии наук. 2010. Т. 12. № 4. С. 130–133.
50. Gagliardi G., Salza M., Ferraro P., De Natale P. Fiber Bragg-grating strain
sensor interrogation using laser radio-frequency modulation // Opt. Express.
2005. V. 13. N 7. P. 2377–2384.
51. Ball G.A., Morey W.W., Cheo P.K. Fiber laser source/analyzer for Bragg
grating sensor array interrogation. Journal of Lightwave Technology. 1994.
V.12. N 4. P. 700–703.
52. Бабин C.А., Власов А.А., Каблуков С.И., Шелемба И.С. Сенсорная
система на основе волоконно-оптических брэгговских решеток //
Вестник НГУ. 2007. Т. 2. № 3. С. 54–57.
Список литературы
308
53. Babin S.A., Vlasov A.A., Kablukov S.I., Shelemba I.S. An interrogator for fiber
Bragg sensor array based on the tunable erbium fiber laser // Laser Physics.
2007. V. 17. N 11. P. 1340–1344.
54. Davis M.A., Kersey A.D. Simultaneous measurement of temperature and
strain using fiber Bragg gratings and Brillouin scattering // IEEE Proc. –
Optoelectron., 1997. V. 144. N. 3. P. 151–155.
55. Xu M.G., Archambault J.-L., Reekie L., Dakin J.P. Discrimination between
strain and temperature effects using dual-wavelength fiber grating sensors //
Electron. Lett. 1994. V. 30. P. 1085–1087.
56. Takahashi N., Tetsumura K., Takahashi S. Underwater acoustic sensor using
optical fiber bragg grating as detecting element // Japanese Journal of Applied
Physics. 1999. V. 38. Part 1. N 5B. P. 3233–3236.
57. Takahashi N., Yoshimura K., Takahashi S., Imamura K. Characteristics of fiber
Bragg grating hydrophone // IEICE Trans. Electron. 2000. V. E83-C. P. 275–281.
58. Hill D.J., Cranch G.A. Gain in hydrostatic pressure sensitivity of coated fiber
Bragg grating // Electron. Lett. 1999. V. 35. N 15. P. 1268–1269.
59. Moccia M., Pisco M., Cutolo A., Galdi V., Bevilacqua P., Cusano A. Opto-
acoustic behavior of coated fiber Bragg gratings // Optics Express. 2011. V. 19.
N. 20. P. 18842–18860.
60. Moccia M. et al. Resonant hydrophones based on coated fiber Bragg gra-
tings // Journal of Lightwave Technology. 2012. Т. 30. N 15. P. 2472–2481.
61. Ni X., Zhao Y., Yang J. Research of a novel fiber Bragg grating underwater
acoustic sensor // Sensor Actuat. A. Phys. 2007. V. 138. P. 76–80.
62. Dai Y.T., Chen X.F., Jiang D.J., Xie S.Z., Fan C.C. Equivalent phase shift
in a fiber Bragg grating achieved by changing the sampling period // IEEE
Photon. Technol. Lett. 2004. V. 16. N 10. P. 2284–2286.
63. Yoffe G.W., Krug P.A., Ouellette F., Thorncraft D.A. Passive temperature-
compensating package for optical fiber gratings // Appl. Opt. 1995. V. 34.
N. 30. P. 6859–6861.
64. Morey W.W., Bailey T.J., Glenn W.H., Meltz G. Fiber Fabry – Perot interfer-
ometer using side exposed fiber Bragg gratings // Optical Fiber Communica-
tion, 1992. V. 5. Paper WA2.
65. Kersey A.D., Dandridge A., Yurek A.M., Weller J.F. Multiplexed fibre com-
munications network using path-matched differential interferometry // Proc.
of Opt. Fibre Commun. Conf. (OFC), New Orleans, LA, 1988. Art. THL6.
66. Okawara C., Shimamura H., Uno T., Uchida H. Acoustical property of the
fiber optic hydrophone using fiber Bragg grating // Proc. of Meet. marine.
acoust. soc. jpn., 2004. P. 117–118.
67. Алейник А.С., Киреенков А.Ю., Мехреньгин М.В., Чиргин М.А., Бели-
кин М.Н. Подстройка центральной длины волны источника оптического
излучения в интерферометрических датчиках на основе волоконных
брэгговских решеток // Научно-технический вестник информационных
технологий, механики и оптики. 2015. Т. 15. № 5. С. 809–816.
Список литературы 309
68. Lavrov V.S., Plotnikov M.Y., Aksarin S.M., Efimov M.E., Shulepov V.A.,
Kulikov A.V., et al. Experimental investigation of the thin fiber-optic hydro-
phone array based on fiber Bragg gratings // Optical Fiber Technology. 2017.
V. 34. N 3. P. 47–51.
69. Ефимов М.Е., Плотников М.Ю., Куликов А.В. Моделирование и
экспериментальное исследование чувствительного элемента во-
локонно-оптического гидрофона // Научно-технический вестник
информационных технологий, механики и оптики. 2014. V. 93. № 5.
С. 158–163.
70. Ефимов М.Е., Плотников М.Ю., Мехреньгин М.В., Лавров В.С. Иссле-
дование характеристик направленности сдвоенного волоконно-опти-
ческого гидрофона // Научно-технический вестник информационных
технологий, механики и оптики. 2015. Т. 15. № 6. С. 1015–1020.
71. Абдуллина С.Р., Скворцов М.И., Немов И.Н. Исследование возмож-
ностей датчика деформаций на основе волоконного интерферометра
Фабри – Перо из двух брэгговских решеток // Прикладная фотоника.
2015. T. 2. № 3. С. 276–286.
72. Niu S., Hu Y., Hu Z., Luo H. Fiber Fabry – Pérot hydrophone based on
push–pull structure and differential detection // IEEE Photonics Technology
Letters. 2011. V. 23. N 20. P. 1499–1501.
73. Gagliardi G., Salza M., Ferrero P., De Natale P. Interrogation of FBG-based
strain sensors by means of laser radio-frequency modulation techniques //
J. Opt. A: Pure Appl. Opt. 2006. V. 8. P. S507–S513.
74. Lam T.T.-Y., Gagliardi G., Salza M., Chow J.H. De Natale P. Optical fiber
three-axis accelerometer based on lasers locked to π phase-shifted Bragg gra-
tings // Measurement Science and Technology. 2010. V. 21. N 9. P. 094010.
75. Drever R., Hall J., Kowalsky J., Hough J., Ford G., Munley A., Ward H.
Laser phase and frequency stabilization using an optical resonator // Appl.
Phys. B. 1983. V. 31. P. 97–105.
76. Black E.D. An introduction to Pound – Drever – Hall laser frequency sta-
bilization // American Journal of Physics. 2001. V. 69. N 1. P. 79–87.
77. Барышев В.Н. Cтабилизация частоты лазерного излучения методом
Паунда – Древера – Холла с использованием акустооптического фазо-
вого модулятора, работающего в чистом режиме дифракции Рамана –
Ната // Квантовая электроника. 2012. V. 42. N. 4. P. 315–318.
78. Notcutt M., Ma L.-S., Ludlow A.D., Foreman S.M., Ye J., Hall J.L. Con-
tribution of thermal noise to frequency stability of rigid optical cavity via
Hertz-linewidth lasers // Physical Review A. 2006. V.73. N 3. Art. 031804.
79. Ball G.A., Morey W.W. Continuously tunable single-mode erbium fiber
laser // Opt. Lett. 1992. V. 17. P. 420–422.
80. Ball G.A., Morey W.W., Glenn W.H. Standing-wave monomode erbium fiber
laser // IEEE Photonics Technology Letters. 1991. V. 3. N 7. 613–615.
Список литературы
310
81. Jauncey I.M., Reekie L., Townsend J.E., Payne D.N. Single-longitudinal-
mode operation of an Nd3+-doped fibre laser// Electron. Lett. 1988. V. 24.
N 1. P. 24–26.
82. Iwatsuki K., Okamura H., Saruwatari M. Wavelength-tunable single-frequen-
cy and single-polarisation er-doped fibre ring-laser with 1.4 kHz linewidth //
Electronics Letters. 1990. V. 26. N 24. P. 2033.
83. Ball G.A., Morey W.W., Hull-Allen G., Holton C. Low noise single frequency
linear fiber laser // Electron. Lett. 1993. V. 29. P. 1623–1625.
84. Zyskind J.L., Sulhoff J.W., Magill P.D., Reichmann K.C., Mizrahi V., Di-
Giovanni D.J. Short single frequency erbium-doped fibre laser // Electron.
Lett. 1992. V. 28. N 15. P. 1385–1387.
85. Dong L., Loh W.H., Caplen J.E., Minelly J.D. Efficient single-frequency
fiber lasers with novel photosensitive Er/Yb optical fibre // Opt. Lett. 1997.
V. 22. N 10. P. 694–696.
86. Ball G.A., Morey W.W., Cheo P.K. Single- and multipoint fiber-laser sen-
sors // IEEE Photonics Technology Letters. 1993. V.5. N 2. P. 267–270.
87. Koo K.P., Kersey A.D. Bragg grating-based lser sensors systems with inter-
ferometric interrogation and wavelength division multiplexing // J. Lightwave
Tech. 1995. V. 13. P. 1243–1249.
88. Bagnoli P.E. et al. Development of an erbium-doped fibre laser as a deep-sea
hydrophone // J. Opt. A: Pure Appl. Opt.. 2006 V. 8. P. S535–S539.
89. Guan B.O., Tan Y.N., Tam H.Y. Dual polarization fiber grating laser hy-
drophone // Optics Express, 2009. V. 17. N. 22. P. 19544–19550.
90. Guan B.O., Tam H.Y., Lau S.T., Chan H.L.W. Ultrasonic hydrophone based
on distributed Bragg reflector fiber laser // IEEE Photon. Technol. Lett. 2005.
V. 17. N 1. P. 169–171.
91. Fujimoto Y., Nakatsuka M. Infrared Luminescence from bismuth doped
silica glass // Jpn. J. Appl. Phys. 2001. V. 40. P. L279–L281.
92. Dvoyrin V.V., Mashinsky V.M., Dianov E.M., Umnikov A.A., Yashkov M.V.,
Guryanov A.N. Absorption, fluorescence and optical amplification in MCVD
bismuth-doped silica glass optical fibres // Proc. European Conf. on Optical
Communications. Glasgow, 2005. Art. Th 3.3.5.
93. Haruna T., Kakui M., Taru T., Ishikawa Sh., Onishi M. Silica-based bismuth-
doped fiber for ultra broad band light-source and optical amplification around
1.1 µm // Proc. Optical Amplifiers and Their Applications Topical Meeting.
Budapest, 2005. Art. MC3.
94. Фирстов С.В., Алышев С.В., Мелькумов М.А., Рюмкин К.E., Шу-
бин А.В., Дианов Е.М. Волоконные световоды, легированные вис-
мутом, – новая активная среда для лазеров и усилителей ближнего
ИК-диапазона // Прикладная фотоника. 2014. № 1. С. 6–19.
95. Kringlebotn J.T., Archambault J.L., Reekie L., Payne D.N. Er3+:Yb3+-codoped
fiber distributed-feedback laser // Opt. Lett. 1994. V. 19. N. 24. P. 2101–2103.
Список литературы 311
96. Loh W.H., Laming R.I. 1.55 µm phase-shifted distributed feedback fibre
laser // Electron. Lett. 1995. V. 31. N 17. P. 1440–1442.
97. Sejka M., Varming P., Hubner J., Kristensen M. Distributed feedback Er3+-
doped fibre laser // Electron. Lett. 1995. V. 31. P. 1445–1446.
98. Asseh A., Storoy H., Kringlebotn J.T., Margulis W., Sahlgren B., Sandg-
ren S., Stubbe R., Edwall G. 10 cm Yb3+ DFB fibre laser with permanent
phase shifted grating // Electron. Lett. 1995. V. 31. N 12. P. 969–970.
99. Agger S., Povlsen J.H., Varming P. Single-frequency thulium-doped distrib-
uted-feedback fiber laser // Opt. Lett. 2004. V. 29. N 13. P. 1503–1505.
100. Foster S.B., Cranch G.A., Harrison J., Tikhomirov A.E., Miller G.A. Dis-
tributed feedback fiber laser strain sensor technology // Journal of Lightwave
Technology. 2017. V. 35. N 16. P. 3514–3530.
101. Cranch G.A., Flockhart G.M.H., Kirkendall C.K. Distributed feedback fiber
laser strain sensors // IEEE Sensors J. 2008. V. 8. P. 1161–1172.
102. Yu L., Junbin H., Hongcan G., Rizhong L., Bo T., Liang C. All-digital real
time demodulation system of fiber laser hydrophone using PGC method //
Measuring Technology and Mechatronics Automation (ICMTMA). 2011.
V. 1. P. 359–362.
103. Li R., Wang X., Huang J., Gu H. Phase generated carrier technique for fiber
laser hydrophone // Proc SPIE. 2013. Art. 89140N.
104. Lovseth S.W., Kringlebotn J.T., Ronnekleiv E., Blotekjaer K. Fiber distrib-
uted-feedback lasers used as acoustic sensors in air // Applied Optics. 1999.
V. 38. N 22. P. 4821–4830.
105. Hill D., Hodder B., De Freitas J., Thomas S. DFB fibre laser sensor develop-
ments // Proc. SPIE. 2005. V. 5855. P. 904–907.
106. Foster S., Tikhomirov A., Milnes M., Velzen J., Hardy G. A fibre laser hy-
drophone // Proc. SPIE. 2005. V. 5855. P. 627–630.
107. Goodman S., Tikhomirov A., Foster S. Pressure compensated distributed
feedback fibre laser hydrophone // Proc. SPIE. 2008. V. 7004. Art. 700426.
108. Zhang W., Liu Y., Li F., Xiao H. Fiber laser hydrophone based on double
diaphragms: Theory and experiment // J. Lightw. Technol. 2008. V. 26. N 10.
P. 1349–1352.
109. Hill D. J., Nash P. J. In-water acoustic response of a coated DFB fibre laser
sensor // Proc. SPIE. 2000. V. 4185. P. 33–36.
110. Vivek K. et al. A new approach of large diameter polymer-coated fiber laser
hydrophone // J. Lightw. Technol. 2017. V. 35. N 19. P. 4097–4104.
111. Vivek K. et al. An improved polymer shell encapsulated fiber laser hydro-
phone // IEEE Sensors J. 2018. V. 18. N 2. P. 589–595.
112. Zhang F., Zhang W., Li F., Liu Yu. DFB fiber laser hydrophone with band-
pass response // Optics Letters. 2011. V. 36. N 22. P. 4320–4322.
113. Zhang F., Jiang S., Zhang X., Wang C., Ni J., Peng G. Ultra-thin fiber laser
hydrophone with static pressure equalization and improved response // IEEE
Photonics Technology Letters. 2019. V. 31. N 24. P. 1968–1970.
Список литературы
312
114. Tan B., Huang J.B. Design about a novel encapsulation structure of DFB fiber
laser hydrophones // in Proc. of International Symposium on Photonics and
Optoelectronics, Suzhou, China. 2014. Art. 92330X.
115. Ma L., Yongming Hu, Hong Luo, Zhengliang Hu. DFB fiber laser hydrophone
with flat frequency response and enhanced acoustic pressure sensitivity //
IEEE Photonics Technology Letters. 2009. V. 21. N 17. P. 1280–1282.
116. Foster S., Tikhomirov A., Van V.J. Towards a high performance fiber laser hy-
drophone // Journal of Lightwave Technology. 2011. V. 29. N 9. P. 1335–1342.
117. Kuttan Chandrika U., Pallayil V., Lim K.M., Chew C. H. Pressure compen-
sated fiber laser hydrophone: Modeling and experimentation // J. Acoust.
Soc. Am. 2013. V. 134. N 4. P. 2710–2718.
118. Launay F.X., Lardat R., Bouffaron R., Roux G., Doisy M. Static pressure and
temperature compensated wideband fiber laser hydrophone // Proc. SPIE.
2013. V. 8794. Art. 87940k.
119. Azmi A.I., Sen D., Peng G.D. Sensitivity enhancement in composite cavity
fiber laser Hydrophone // IEEE J. Lightwave Technol. 2010. V. 28. N 12.
P. 1844–1850.
120. Schunk N., Petermann K. Numerical analysis of the feedback regimes for a
single-mode semiconductor laser with external feedback // IEEE J. Quantum
Electron, 1988. V. 24. N 7. P. 1242–1247.
121. Saito S., Yamamoto Y. Direct observation of Lorentzian lineshape of semi-
conductor laser and linewidth reduction with external grating feedback //
Electron. Lett. 1981. V. 17. N 9. P. 325–327.
122. Goldberg L., Dandridge A., Miles R.O., Giallorenzi T.G., Weller J.F. Noise
characteristics in line-narrowed semiconductor lasers with optical feedback //
Electron. Lett. 1981. V. 17. N 19. P. 677–678.
123. Wyatt R., Devlin W.J. 10 kHz linewidth 1.5 µm InGaAsP external cavity laser
with 55 nm tuning range // Electron. Lett. 1983. V. 19. N 3. P. 110–112.
124. Mehuys D., Mittelstein M., Yariv A. Optimised Fabry – Perot (AlGa)As quantum-
well lasers tunable over 105 nm // Electron. Lett. 1989. V. 25. N 2. P. 143–145.
125. Leung I., Peng G.-D. Composite cavity fiber laser with asymmetric output
intensity and wavelength // International Journal of Optics and Photonics.
2008. V. 2. N 1. P. 3–8.
126. Azmi A.I., Leung I., Chen X. et al. Fiber laser based hydrophone systems //
Photonic Sensors. 2011. V. 1. N 3. P. 210–221.
127. Russel P.J., Archambault J., Reekie L. Fibre gratings // Phys. World. 1993.
V. 6. P. 41–46.
Глава 4
1. Hill D.J. The evolution and exploitation of the fiber-optic hydrophone //
Proc. SPIE. 2007. V. 6619. Art. 661907.
2. Nelson A.R., McMahon D.G., Grave R.L. Passive multiplexing system for
fibre-optic sensors // Applied Optics. 1980. V. 19. N 17. P. 2917–2920.
Список литературы 313
3. Kersey A.D., Dandridge A., Tveten A.B. Overview of multiplexing techniques
for interferometric fiber sensors // Proc. SPIE. 1987. V. 837. P. 184–193.
4. Kersey A.D., Dandridge A. Comparative analysis of multiplexing techniques
for interferometic fiber sensing // Proc. SPIE. 1989. V. 1120. P. 236–246.
5. Dandridge A. Fiber optic interferometric sensors at sea // Optics and
Photonics News. 2019. V. 6. P. 34–41.
6. Nash P.J., Cranch G.A., Hill D.J. Large scale multiplexed fiber-optic arrays
for geophysical applications // Proc. of SPIE. 2000. V. 4202. P. 55–65.
7. Dakin J.P., Wade C.A., Henning M.L. Novel optical fibre hydrophone array
using a single laser source and detector // Electron. Lett. 1984. V. 20. P. 53–54.
8. Digonnet M.J.F. Acoustic Fiber Sensor Arrays // Proc. SPIE. 2004. V. 5502.
P. 39–50.
9. Dakin J.P. Multiplexed and distributed optical fibre sensor systems // Journal
of Physics E: Scientific Instruments. 1987. V. 20. P. 954–967.
10. Kersey A.D. Dandridge A. Distributed and multiplexed optical fiber sensors //
Proc. 5th Optical Fiber Sensors Conf. 1988. P. 60–72.
11. Al-Chalabi S.A., Culshaw B., Davies D.E.N. Partially coherent sources in
interferometric sensors // Proc. of the 1st Int. Conf. on Optical Fibre Sensors
(IEE). 1983. P. 132–135.
12. Brooks J., Wentworth R., Youngquist R., Tur M., Byoung Kim, Shaw H.
Coherence multiplexing of fiber-optic interferometric sensors // Journal of
Lightwave Technology. 1985. V. 3. N 5. P. 1062–1072.
13. Kersey A.D., Dandridge A. Phase noise reduction in coherence multiplexed
interferometric fiber sensors // Electron. Lett. 1986. V. 22. N 11. P. 616–618.
14. Brooks J.L., Tur M., Kim B.Y., Fesler K.A., Shaw H.J. Fiber-optic
interferometric sensor arrays with freedom from source phase-induced
noise // Optics Letters. 1986. V. 11. N 7. P. 473–475.
15. Giles P., Uttam D., Culshaw B., Daviea D.E.N. Coherent optical-fiber sensors
with modulated laser sources // Elecron. Let. 1983. V. 19. P. 14–15.
16. Dandridge A., Tveten A.B., Yurek A.M., Kersey A.D., McGarry E.C.
Frequency division multiplexing of interferometric sensor arrays // NRL
memorandum Report. 1989. N 6457.
17. Houston M.H., Paulsson B.N., Knauer L.C. Fiber optic sensor systems for
reservoir fluids managemen // Offshore Technology Conference Proceedings,
2000. Art. 11931.
18. Rao Y.J., Lobo-Ribeiro A.B., Jackson D.A. Combined spatial and time-
division-multiplexing scheme for fiber grating sensors with drift-compensated
phase-sensitive detection // Opt. Lett. 1995. V. 20. N 20. P. 2149–2151.
19. Shizhuo Y. Fiber Optic Sensors / Y. Shizhuo, P.B. Ruffin, T.S. Francis.
2nd Edition. CRC Press, Taylor & Francis Group, 2008. 496 p.
20. Spillman W.B.Jr., McMahon D.H. Schlieren multimode fiber-optic
hydrophone // Appl. Phys. Lett. 1980. V. 37. P. 145–146.
Список литературы
314
21. Dandridge A. The development of fiber optic sensor systems // Proc. of
10th Optical Fiber Sensors Conference, Scotland, UK, 1994. P. 154–161.
22. Kersey A.D., Dorsey K.L., Dandridge A. Demonstration of an eight-element
time-division multiplexed interferometric fibre sensor array // Electronics
letters. 1988. V. 24. N 11. P. 689–691.
23. Moslehi B., Layton M.R., Shaw H.J. Efficient fiber-optic structure with
applications to sensor arrays // J. Lightwave Technol. 1989. V. 7. P. 236–243.
24. Kersey A.D. Multiplexed Mach-Zehnder ladder array with ten sensor
elements // Elect. Lett. 1989. V. 25. N 19. P. 1298–1299.
25. Kersey A.D., Dandridge A., Tveten A. B. Time-division multiplexing
of interferometric fiber sensors using passive phase-generated carrier
interrogation, Opt. Lett. 1987. V. 12. P. 775–777.
26. Huang S.C., Lin W.W., Chen M.H. Phase sensitivity normalization in time
division multiplexing of polarization insensitive interferometric sensors using
phase-generated carrier demodulation // Opt. Eng. 1996. V. 35. P. 2634–2640.
27. Wagener J.L., Hodgson C.W., Digonnet M.J.F., Shaw H.J. Novel fiber sensor
arrays using erbium-doped amplifiers // Journal of Lightwave Tech. 1997. V. 15.
N. 14. P. 1681–1688.
28. Hodgson C.W., Digonnet M.J.F., Shaw H.J. Large-scale interferometric fiber
sensor arrays with multiple optical amplifiers // Opt. Lett. 1997. V. 2. N 21.
P. 1651–1653.
29. Vakoc B.J., Hodgson C.W., Digonnet M.J.F., Kino G.S., Shaw H.J. Phase-
sensitivity measurement of a 10-sensor array with erbium-doped fiber ampli-
fier telemetry // Opt. Lett. 1998. V. 23. P. 1313–1315.
30. Hodgson C.W., Wagener J.L., Digonnet M.J.F., Shaw H.J. Optimization of
large-scale fiber sensor arrays incorporating multiple optical amplifiers –
Part II: Pump power // J. Lightwave Technol. 1998. V. 16. N 2. P. 224–231.
31. Dandridge A., Yurek A.M., Tveten A.B. All optical towed array (AOTA) tow
test results // AFCEA ‘90, McLean, VA, 1990. P. 104–105.
32. Kersey A.D., Dandridge A., Davis A.R., Kirdendall C.K., Marrone M.J.,
Gross D.G. 64-element time-division multiplexed interoferometric sensor
array with EDFA telemetry // Proc. Optical Fiber Comm. 1996. P. 270–271.
33. Liao Y., Austin E., Nash P.J., Kingsley S.A., Richardson D.J. Highly scal-
able amplified hybrid TDM/DWDM array architecture for interferometric
fiber-optic sensor systems // Journal of Lightwave Technology. 2013. V. 31.
N 6. P. 882–888.
34. Kersey A.D. Demonstration of a hybrid time/wavelength division multi-
plexed interferometric fiber sensor array // Electron. Lett. 1991. V. 27. N 7.
P. 554–555.
35. Nash P., Strudley A., Crickmore R., De Freitas J. High efficiency TDM/
WDM architectures for seismic reservoir monitoring // Proc. SPIE. 2009.
V. 7503. Art. 75037T.
Список литературы 315
36. Maas S., Tenghamn R., Pahrez S. Permanent reservoir monitoring using fiber
optic technology // 7th Int. Conf. & Exposition on Petroleum Geophysics,
Hyderabad, India, 2008. Art. P-357.
37. Davis A.R., Kirkendall C.K., Dandridge A., Kersey A.D. 64 Channel all
optical deployable acoustic array // OSA Technical Digest Series. 1997. V. 16.
Art. OFA6.
38. Kirkendall C.K., Dandridge A. Overview of high performance fibre-optic
sensing // Journal of Physics D: Applied Physics. 2004. V. 37. P. 197–216.
39. Farsund O., Erbeia C., Lachaize C., Hordivk A., Nakken K., Berg A., Bjarte G.,
Vines H.L., Wang G. Design and field test of a 32-element fiber optic hy-
drophone system // Proc. of 15th Optical Fiber Sensor Conference Technical
Digest (OFS’2002), Portland, USA. 2002. P. 329–332.
40. Plotnikov M.Y., Lavrov V.S., Dmitraschenko P.Y., Kulikov A.V., Meshkovs-
kiy I.K. Thin cable fiber-optic hydrophone array for passive acoustic surveil-
lance applications // IEEE Sensors Journal. 2019. V. 19. N. 9. P. 3376–3382.
41. Cranch G.A., Nash P.J. High multiplexing gain using TDM and WDM in
interferometric sensor arrays // Proc. SPIE. 1999. V. 3850. P. 531–537.
42. Hill D., Nash P. Fibre-optic hydrophone array for acoustic surveillance in
the littoral // Proc. SPIE. 2005. V. 5780. P. 1–10.
43. Cranch G.A., Nash P.J., Kirkendall C.K. Large-scale remotely interrogated
arrays of fiber-optic interferometric sensors for underwater acoustic applica-
tions // IEEE Sensors Journal. 2003. V. 3. N 1. P. 19–30.
44. Cranch G.A., Kirkendall C.K., Daley K., Motley S., Bautista A., Salzano J.,
Nash P.J., Latchem J., Crickmore R. Large-scale remotely pumped and
interrogated fiber-optic interferometric sensor array // IEEE Photonics
Technology Letters. 2003. V.15. N 11. P. 1579–1581.
45. Bick E.T., Barock R.T. CENTURION harbor surveillance test bed // Pro-
ceedings of MTS/IEEE conf. OCEANS, 2005. V. 2. P. 1358–1363.
46. Hoffman C., Giallorenzi T.G., Slater L.B. Optics research at the U.S. Naval
Research Laboratory // Appl. Opt. 2015. V. 54. N 31. Р. F268–F285.
47. Crickmore R.I., Nash P.J., Wooler J.P. F. Fiber optic security systems for
land–and sea-based applications // Proc. SPIE. 2004. V. 5611. P. 79–87.
48. Freitas J.M.D. Recent developments in seismic seabed oil reservoir monitoring
applications using fibre-optic sensing networks // Meas. Sci. Technol. 2011.
V. 22. N 5. P 052001.
49. Nash P., Cranch G., Cheng L., de Bruijn D., Crowe I. A 32 element TDM
optical hydrophone array // Proc. SPIE. 1998. V. 3483. P. 238–242.
50. Nash P.J., Latchem J., Cranch G.A., Motley S., Bautista A., Kirkendall C.K.,
et al. Design, development and construction of fibre-optic bottom mounted
array // in Proceedings of 15th Optical Fiber Sensors Conference Technical
Digest (OFS), Portland, USA, 2002. P. 333–336.
51. Gardner D., Holfer T., Baker S., Yarber Y., Garrett S. A fibre-optic inter-
ferometric seismometer // J. Lightwave Technol. 1987. V. 5. P. 953–960.
Список литературы
316
52. Pechstedt R., Jackson D. Design of a compliant-cylinder-type fiber-optic
accelerometer: theory and experiment // Appl. Opt. 1995. V. 34. P. 3009–3017.
53. Zeng N., Shi C., Zhang M., Wang L., Liao Y., Lai S. A 3-component
fiber-optic accelerometer for well logging // Opt. Commun. 2004. V. 234.
P. 153–162.
54. Meng Z., Hu Y., Ni M., Xiong S., Zhang R., Li X., Culshaw B. Development
of a 32-element fiber optic hydrophone system // Proc. of SPIE. 2004. V. 3589.
P. 114–119.
55. Vakoc B.J., Digonnet M.J.F., Kino G.S. A novel fiber optic sensor array based
on the Sagnac interferometer // J. Lightwave Technol. 1999. V. 17. N 11.
P. 2316–2326.
56. Vakoc B.J., Digonnet M.J.F., Kino G.S. A folded configuration of a fiber
Sagnac-based sensor array // Opt. Fiber Technol. 2000. V. 6. N 4. P. 388–399.
57. Vakoc B.J., Diagonnet M.J.F., Kino G.S. Demonstration of a 16-sensor
time-division multiplexed Sagnac-interferometer-based acoustic sensor
array with an amplified telemetry and a polarization-based biasing scheme //
in Proceedings of 15th Optical Fiber Sensors Conference Technical Digest,
Portland, USA, 2002. P. 325–328.
58. Han K.H., Lee W.J., Kim B.Y. Fiber-optic sensor array based on Sagnac
interferometer with stable phase bias // IEEE Photonics Technology Letters.
2001. V. 13. N 2. P. 148–150.
59. Dandridge A., Tveten A.V. Kersey A.D., Yurek A.M. Multiplexing of inter-
ferometric sensors using phase carrier techniques // J. Lightwave Technol.
1987. V. 5. N 7. P. 947–952.
60. Dandridge A., Kersey A.D., Tveten A.V., Yurek A.M. Increasing multiplexed
fiber sensor array performance by use of a singlemode/multimode
recombiner // Proc. 6th Int. Conf. on Optical Fiber Sensors, OFS ’89, 1989.
Postdeadline paper N 5. P. 40.
61. Dandridge A., Goldberg L. Current-induced frequency modulation in diode
lasers // Electron. Let. 1982. V. 18. P. 302–304.
62. Yurek A.M., Tveten A.B., Phillips D.N., Chao Y.Y., Dandridge A. 16-channel
lightweight all-optical vertical line array // Proceedings of OFS-93
Conference, Florence, Italy, 1993.
63. Sakai I., Parry G., Youngquist R. C. Multiplexing fiber optic sensors by
frequency modulation-cross-term considerations // Opt. Lett. 1986. V. 11.
N 3. P. 183–185.
64. Sakai I. Frequency-division multiplexing of optical fiber sensors using a
frequency-modulated source // Opt. Quantum Electron. 1986. V. 18. N 4.
P. 279–289.
65. Sakai I., Youngquist R., Parry G. Multiplexing of optical fiber sensors using
a frequency-modulated source and gated output // Journal of Lightwave
Technology. 1987. V. 5. N 7. P. 932–940.
Список литературы 317
66. Hansen P.B., Eskildsen L. Remote amplification in repeaterless transmission
systems // Opt. Fiber Technol. 1997. V. 3. P. 221–237.
67. Cranch G.A., Kirkendall C.K. Interrogation of a fiber-optic interferometric
sensor over 166km using a remotely pumped EDFA and distributed Raman
amplification // Proc. SPIE. 2004. V. 5502. P. 350–353.
68. Austin E., Zhang Q., Alam S., Zervas. M, Slavik R., Petropoulos P., Nash P.J.
and Richardson D. J. 500 km Remote Interrogation of Optical Sensor Ar-
rays // Proc. SPIE. 2011. V.7753. Art. 77532M.
69. Cao C., Xiong S., Yao Q., Hu Z., Hu Y.. Performance of a 400 km interrogated
fiber optics hydrophone array // Proc. SPIE. 2014. V. 9157. Art. 91579B.
70. Chen W., Meng Z. Intensity and phase noise caused by stimulated Brillouin
scattering // Proc. of 21st International Conference on Optical Fibre Sensors,
Ottawa, Canada. 2011. P. 77532G.
71. Cao C.Y., Hu Z.L., Xiong. S.D. and Hu Y.M. Transmission link induced
intensity and phase noise in a 400 km Interrogated fiber-optics hydrophone
system using PGC scheme // Opt. Eng. 2013. V. 52. N 9. P. 096101–096109.
72. Kirkendall C., Cole J., Tveten A., Dandridge A. Progress in fiber optic acous-
tic and seismic sensing // Proceedings of OSA International Conference on
Optical Fibre Sensors, Mexico, 2006. Paper ThB1.
73. Hill D.J., Nash P.J., Hawker S.D., Bennion I. Progress toward an ultrathin
optical hydrophone array // Proc. SPIE. 1998. V. 3483. P. 301–304.
74. Cooper D.J., Coroy T., Smith P.W. E. Time division multiplexing of large serial
fiber-optic Bragg grating sensor arrays // Appl. Opt. 2001. V. 40. P. 2643–2654.
75. Bush J., Cekorich A. Low-cost interferometric TDM distributed sensing //
Proc. SPIE. 2005. V. 5855. P. 635–638.
76. Tanaka S., Wada A., Takahashi N. Fiber Bragg grating hydrophone array
using multi-wavelength laser: simultaneous multipoint underwater acoustic
detection // Proc. SPIE. 2009. V. 7503. Art. 75031S.
77. Jackson D. A., Ribeiro A.B.L., Reekie L., Archambault J.L. Simple multi-
plexing scheme for a fiber-optic grating sensor network // Opt. Lett. 1993.
V. 18. N 14. P. 1192–1194.
78. Davis M.A., Kersey A.D. Matched-filter interrogation technique for fibre
Bragg gratingarrays // Electron. Lett. 1995. V. 31. P. 822–823.
79. Geiger H., Xu M.G., Eaton N.C., Dakin J.P. Electronic tracking system for
multiplexed fiber grating sensors // Electron. Lett. 1995. V. 31. P. 1006–1007.
80. Kersey A.D., Berkoff T.A., Morey W.W. Multiplexed fiber Bragg grating strain
sensor system with a fiber Fabry – Perot wavelength filter // Opt. Lett. 1993.
V. 18. P. 1370–1372.
81. Распределенные волоконно-оптические измерительные системы /
Ю.Н. Кульчин. – М.: Физматлит, 2001. 272 с.
82. Kersey A.D., Davis M.A., Patrick H.J., LeBlanc M., Koo K.P., Askins C.G.,
Putnam M.A., Friebele E.L. Fiber grating sensors // J. Lightw. Technol. 1997.
V. 15. N 8. P. 1442–1463.
Список литературы
318
83. Berkoff T.A., Kersey A.D. Fiber Bragg grating array sensor system using a
bandpass wavelength division multiplexer and interferometric detection //
Photonics Technology Letters. 1996. V. 8. N 11. P. 1522–1524.
84. Jun H., Li F., Xiao H., Liu Y. Fiber Bragg grating sensor array system based
on digital phase generated carrier demodulation and reference compensation
method // Proc. of 1st Asia-Pacific Opt. Fiber Sensors Conf., Beijing, China.
2008. P. 1–4.
85. Johnson G.A., Todd M.D., Althouse B.L., Chang C.C. Fiber Bragg grating
interrogation and multiplexing with a 3×3 coupler and a scanning filter //
J. Lightw. Technol. 2000. V. 18. N 8. P. 1101–1105.
86. Zhou B., Guan Z., Yan C., He S. Interrogation technique for a fiber Bragg
grating sensing array based on a Sagnac interferometer and an acousto-optic
modulator // Optics Letters. 2008. V. 33. N 21. P. 2485–2487.
87. Kersey A.D., Morey, W.W. Multi-element Bragg-grating based fibre-laser
strain sensor // Electronics Letters. 1993. V. 29. N 11. P. 964–966.
88. Tanaka S., Yokosuka H., Takahashi N. Fiber Bragg grating hydrophone ar-
ray using feedback control circuit: time-division multiplexed and thermally
stabilized operation // The Journal of the Marine Acoustics Society of Japan.
2006. V. 33. N 2. P. 89–96.
89. Cowle G.J., Payne D.N., Reid D. Single-frequency travelling-wave erbium-
doped fibre loop laser // Electron. Lett. 1991. V. 27. P. 229–230.
90. Бабин C.А., Власов А.А., Каблуков С.И., Шелемба И.С. Сенсорная
система на основе волоконно-оптических брэгговских решеток //
Вестник НГУ. 2007. Т. 2. № 3. С. 54–57.
91. Babin S.A., Vlasov A.A., Kablukov S.I., Shelemba I.S. An interrogator for fiber
Bragg sensor array based on the tunable erbium fiber laser // Laser Physics.
2007. V. 17. N 11. P. 1340–1344.
92. Davis M.A., Bellemore D.G., Putnam M.A., Kersey A.D. Interrogation of
60 fiber Bragg grating sensors with µstrain resolution capability // Electron.
Lett. 1996. V. 32. P. 1393.
93. Cranch G.A., Flockhart G.M.H., Kirdendall C.K. Efficient fiber Bragg grat-
ing and fiber Fabry – Perot sensor multiplexing scheme using a broadband
pulsed mode-locked laser // Journal of Lightwave Technology. 2005. V. 23.
N 11. P. 3798–3807.
94. Weis R.S., Kersey A.D., Berkoff T.A. A four-element fibre grating sensor
array with phase sensitive detection // IEEE Photonics Technol. Lett. 1994.
V. 6. P. 1469–1472.
95. Berkoff T.A., Davis M.A., Bellemore D.G., Kersey A.D., Williams G.M.,
Putnam M.A. Hybrid time and wavelength division multiplexed fiber bragg
grating sensor array // Poc. SPIE. 1995. V. 2444. P. 288–294.
96. Rao Y.J., Uttamchandani D., Culshaw B., Steer P., Briancon J. Spread-spectrum
technique for passive multiplexing of reflective frequency-out fibre optic sensors
exhibiting identical characteristics // Opt. Commun. 1993. V. 96. P. 214–217.
Список литературы 319
97. Kersey A.D. Dandridge A. Low crosstalk code division multiplexing inter-
ferometric array // Electron. Lett. 1992. V. 28. P. 351–352.
98. Rao Y.J., Lobo-Ribeiro A.B., Jackson D.A. Combined spatial and time-
division-multiplexing scheme for fiber grating sensors with drift-compensated
phase-sensitive detection // Opt. Lett. 1995. V. 20. N 20. P. 2149–2151.
99. Rao Y.J., Jackson D.A., Zhang L., Bennion I. Strain sensing of modern com-
posite materials with a spatial/wavelength multiplexed fibre grating network //
Opt. Lett. 1996. V. 21. P. 683–685.
100. Okawara C., Saijyou K. Fiber optic interferometric hydrophone using fiber
Bragg grating with time division multiplexing // Acoust. Sci. & Tech. 2007.
V. 28. N 1. P. 39–42.
101. Okawara C., Saijyou K. Fiber optic interferometric hydrophone using fiber
Bragg grating with wavelength division multiplexing // Acoust. Sci. & Tech.
2008. V. 29. N 3. P. 232–234.
102. Ames G.H., Maguire J.M. Miniaturized mandrel-based fiber optic hydro-
phone // J. Acoust. Soc. Am. 2007. V. 121. N 3. P. 1392–1395.
103. Knudsen S., Havsgard G.B., Berg A., Nakstad H., Bostick F.X. Permanently
installed high resolution fiber optic 3C/4D seismic sensor systems for in-well
imaging and monitoring applications // Proc. SPIE. 2003. V. 5278. P. 51–55.
104. Lavrov V.S., Plotnikov M.Y., Aksarin S.M., Efimov M.E., Shulepov V.A.,
Kulikov A.V., et al. Experimental investigation of the thin fiber-optic hydro-
phone array based on fiber Bragg gratings // Optical Fiber Technology. 2017.
V. 34. N 3. P. 47–51.
105. Nakstad H., Kringlebotn J.T. Realisation of a full-scale fibre optic ocean
bottom seismic system // Proceedings SPIE. 2008. V. 7004. Art. 700436.
106. Лангхаммер Я., Эриксруд М., Накстад Х., Кринглботн Д.-Т. Оптоволо-
конные донные регистрирующие системы для повышения эффектив-
ности разработки месторождений нефти и газа // Приборы и системы
разведочной геофизики. 2009. № 3 (29). С. 31–35.
107. Nakstad H., Langhammer J., Eriksrud M. Fibre optic permanent reservoir
monitoring breakthrough // Twelfth International Congress of the Brazilian
Geophysical Society, 2011. P. 1440–1443.
108. Eriksrud M. Seabed permanent reservoir monitoring (PRM)-A valid 4D
seismic technology for fields in the North Sea // First Break. 2014. V. 32.
N 5. P. 67–73.
109. Zhou C. M., Pang Y.D., Qian L., Chen X., Xu Q.N., Zhao C.G., Zhang H.R.,
Tu Z.W., Huang J.B., Gu H.C., Fan D. Demodulation of a hydroacoustic
sensor array of fiber interferometers based on ultra-weak fiber bragg grating
reflectors using a self-referencing signal // J. Light. Technol. 2018. V. 37.
N 11. P. 2568–2576.
110. Kirkendall C., Barock T., Tveten A., Dandridge A. Fiber optic towed arrays //
Opt. Sci. Division, Nav. Res. Lab, Washington, DC, USA, Tech. Rep. 2007.
P. 121–123.
Список литературы
320
111. Chow J.H., Littler I.C.M., de Vine G., McClelland D.E., Gray M.B. Phase
sensitive interrogation of fiber Bragg grating resonators for sensing applica-
tions // J. Lightwave Technol. 2005. V. 23. P. 1881–1889.
112. Littler I.C.M., Chow J.H., Shaddock D.A., McClelland D.E., Gray M.B.
Multiplexed fiber optic acoustic sensors in a 120 km loop using RF modula-
tion // Proc. SPIE. 2007. V. 6770. Art. 67700G.
113. Littler I.C.M., Gray M.B., Lam T.T.-Y., Chow J.H., Shaddock D.A., Mc-
Clelland D.E. Passive nano-g fiber-accelerometer array over 100 km // Proc.
SPIE. 2009. V. 7503. Art. 75037W.
114. Littler I.C.M., Gray M.B., Chow J.H., Shaddock D.A., McClelland D.E.
Pico-strain multiplexed fiber optic sensor array operating down to infrasonic
frequencies Opt. Express. 2009. V. 17. P. 11077–11087.
115. Feng L., He J., Duan J.-Y., Li F., Liu Y.-L. Implementation of phase generated
carrier technique for FBG laser sensor multiplexed system based on Compact
RIO // Journal of Electronic Science and Technology of China. 2008. V. 6.
N 4. P. 385–388.
116. Xiao H., Li F., Liu Y.-L. Crosstalk analysis of a fiber laser sensor array system
based on digital phase-generated carrier scheme // Journal of Lightwave
Technology. 2008. V. 26. N 10. P. 1249–1255.
117. Hill D., Nash P., Jackson D., Webb D., O’Neill S., Bennion I., Zang I. Fibre
laser hydrophone array // Proc. SPIE. 1999. V. 3860. P. 55–66.
118. Goodman S., Foster S., Van Velzen J., Mendis H. Field demonstration of
a DFB fibre laser hydrophone seabed array in Jervis Bay, Australia // Proc.
SPIE. 2009. V. 7503. Art. 75034L.
119. Hill D., Hodder B., De Freitas J., Thomas S. DFB fibre laser sensor develop-
ments // Proc. SPIE. 2005. V. 5855. P. 904–907.
120. Li M., Sun Z., Zhang X., Li S., Song Z., Wang M., et al. Development of
high sensitivity eight-element multiplexed fiber laser acoustic pressure hydro-
phone array and interrogation system // Photonic Sensors. 2017. V. 7. N 3.
P. 253–260.
121. Foster S., Tikhomirov A., Englund M., Inglis H., Edvell G., Milnes M.
A 16 channel fibre laser sensor array // Optical Fibre Sensors, OSA Technical
Digest. 2006. Paper 4F.
122. Léguillon Y. et al. First demonstration of a 12 DFB fiber laser array on a
100 GHz ITU grid, for underwater acoustic sensing application // Proc.
SPIE. 2012. V. 8439. Art. 84390J.
123. Li R., Wang X., Huang J. Spatial-division-multiplexing addressed fiber laser
hydrophone array // Opt. Lett. 2013. V. 38. N 11. P. 1909–1911.
124. Li R. Z., Huang J. B., Gu H. C., Tan B. Improved symmetric signal demodu-
lating technique for DFB laser hydrophone // Proc. SPIE. 2008. V. 7278.
Art. 72780B.
125. Huang J., Gu H., Tang B., Mao X. 64-element fiber laser sensing system with
interferometric interrogation // Proc. SPIE. 2016. V. 9686. Art. 96861S.
Список литературы 321
Глава 5
1. Скучик Е. Основы акустики. – М.: Мир, 1976. Т. 2. 548 с.
2. Дмитриев В. Г. Опыт построения и исследования комбинированной
антенны // Акустический журнал. 2013. Т. 59. № 4. С. 494–501.
3. Гордиенко В.А., Гончаренко Б.И. Векторно-фазовые методы исследо-
вания акустических полей // Вестн. Моск. ун-та. Сер. 3: Физ. Астрон.
1994. Т. 35. № 6. С. 93–104.
4. Nehorai A., Paldi E. Acoustic vector-sensor array processing // IEEE Trans-
actions on Signal Processing. 1994. V. 42. N 9. P. 2481–2491.
5. Гордиенко В.А. Векторно-фазовые методы в акустике. – М.: Физматлит,
2007. 480 с.
6. Гордиенко В.А., Гордиенко Т.В., Краснописцев Н.В., Некрасов В.Н.
Векторно-фазовые методы и создание перспективных акустических
систем нового поколения // Вестн. Моск. ун-та. Сер. 3. Физ. Астрон.
2014. № 2. С. 3 – 21.
7. Дзюба В.П. Скалярно-векторные методы теоретической акустики. –
Владивосток: Дальнаука, 2006. 189 с.
8. Shipps J.C., Abraham B.M. The use of vector sensors for underwater port
and waterway security // Proc. of ISA/IEEE Sensors for Industry Conf., New
Orleans, LA, 2004. P. 41–44.
9. Abraham B.M. Ambient noise measurements with vector acoustic hydro-
phones // Proc. of the Oceans 2006 Conference (OCEANS’06), Boston,
MA, USA, 2006. P. 1–7.
10. Fu L., Ma S., Chen Yu, Meng Z., Wang J. Experimental research on the
shallow ambient noise using a single optical fiber vector hydrophone // Proc.
of IEEE/OES Acoustics in Underwater Geosciences Symposium (RIO
Acoustics), Rio de Janeiro, Brazil, 2013.
11. Mills G.B., Garrett S.L., Carome E.F. Fiber optic gradient hydrophone //
Proc. SPIE. 1984. V. 478. P. 98–103.
12. McConnell J.A. Analysis of a compliantly suspended acoustic velocity sen-
sor // Acoust. Soc. Am. 2003. V.113. N 3. P. 1395–1405.
13. Peng C., Zhang X.; Song Z., Meng Z. Optimal tone detection for optical fibre
vector hydrophone // IET Radar, Sonar & Navigation. 2018. V. 12. N 11.
P. 1233–1240.
14. Wenlei Lv, Meng Pang, Qingping Shi et al. Study on fiber-optic gradient hy-
drophone based on interferometer // Proc. SPIE. 2009. V. 7156. Art. 71561E.
15. Wang F., Xiong S., Luo H. Research on fiber optic gradient hydrophone based
on two interferometers scheme // Proc. SPIE. 2011. V. 8199. Art. 81991D.
16. Tveten A.B., Dandridge A.D., Davis C.M., Giallorenzi T.G. Fibre optic ac-
celerometer // Electronics Letters. 1980. V. 16. N 22. P. 854–856.
17. Jackson D.A., Dandridge A., Sheem S.K. Measurement of small phase shifts us-
ing a single mode optical-fiber interferometer // Opr. Lett. 1980. V. 5. P. 139–141.
Список литературы
322
18. Meng Z., Chen W., Wang J., Hu Xi., Chen M., Zhang Yi. Recent Progress in
Fiber-Optic Hydrophones // Photonic Sensors. 2021. V. 11. N 11. P. 109–122.
19. Kersey A.D., Jackson D.A., Corke M. High-sensitivity fibre-optic acceler-
ometer // Electronics Letters. 1982. V. 18. N 13. P. 559–561.
20. Pechstedt R., Jackson D. Design of a compliant-cylinder-type fiber-optic ac-
celerometer: theory and experiment // Appl. Opt. 1995. V. 34. P. 3009–3017.
21. Gardner D., Holfer T., Baker S., Yarber Y., Garrett S. A fibre-optic inter-
ferometric seismometer // J. Lightwave Technol. 1987. V. 5. P. 953–960.
22. Yurek A.M., Danver B.A., Tveten A.B., Dandridge A. fiber optic gradient
hydrophones // Proc. SPlE. 1994. V. 2360. P. 364–367.
23. Brown D.A., Garrett S.L. An interferometric fiber optic accelerometer //
Proc. SPIE. 1990. V. 1367. P. 282–288.
24. Layton M.R., Danver B.A., Lastofka J.D., Bevan D.P. A practical fiber optic
accelerometer // Proc. SPlE. 1987. V. 838. P. 279–284.
25. Vohra S.T., Danver B., Tveten A., Dandridge A. Fiber optic interferometric
accelerometers // Proc. of AIP Conf. «Acoust. particle velocity sensors:
Design, performance. Applications». 1996. V. 368. P. 285–293.
26. Cranch G., Nash P. High responsivity fiber-optic flexural disk accelero-
meters // J. Lightwave Technol. 2000. V. 18. P. 1233–1243.
27. Shindo Y., Yoshikawa T., Mikada H. A large scale seismic sensing array on
the seafloor with fiber optic accelerometers // Proc. of IEEE Conf. «Sen-
sors-2002», Orlando, FL, USA, 2002. P. 1767–1770.
28. Huang S., Wang J., Chen Mo, Meng Z. Experimental study of the resonant
frequency of an optical fiber vectors with different packages // Proc. of IEEE
18th International Conference on Optical Communications and Networks
(ICOCN), Huangshan, China, 2019.
29. Wang J., Luo H., Meng., Hu Y. Three-component all polarization-maintain-
ing optical fiber vector hydrophone // Proc. SPIE. 2011. V. 7753. Art. 77535P.
30. Liu W., Wang J., Zhu J., Wu Y., Ma L., Hu Z. An experimental sonobuoy
system based on fiber optic vector hydrophone // Proc. SPIE. 2016. V. 10156.
Art. 1015608.
31. Wang J., Luo H., Meng Z., Hu Y. Experimental research of an all-polariza-
tion-maintaining optical fiber vector hydrophone // Journal of Lightwave
Technology. 2012. V. 30. N 8. P. 1178–1184.
32. Wang J., Luo H., Chen Yu, Meng Z. A four-element optical fiber 4C vector
hydrophone array // Proc. SPIE. 2012. V. 8421. Art. 8421B0.
33. Luo H., Wang F., Xiong S., Zhang Z., Wang J. A novel fiber-optic acoustic
vector sensor // Proc. SPIE. 2012. V. 8417. Art. 84173Z.
34. Zeng N., Shi C., Zhang M., Wang L., Liao Y., Lai S. A 3-component
fiber-optic accelerometer for well logging // Opt. Commun. 2004. V. 234.
P. 153–162.
Список литературы 323
35. De Freitas J., Wooler J., Nash P. Measurement of sensor axis misalignment in
fibre-optic accelerometers // Meas. Sci. Technol. 2006. V. 17. P. 1819–1825.
36. Freitas J.M.D. Recent developments in seismic seabed oil reservoir monitoring
applications using fibre-optic sensing networks // Meas. Sci. Technol. 2011.
V. 22. N 5. P 052001.
37. Chen J., Chang T., Fu Q., Lang J., Gao W., Wang Z., et al. A fiber-optic in-
terferometric tri-component geophone for ocean floor seismic monitoring //
Sensors. 2017. V. 17. N 47.
38. Littler I.C.M., Gray M.B., Lam T. T.-Y., Chow J.H., Shaddock D.A.,
McClelland D.E. Passive nano-g fiber-accelerometer array over 100 km //
Proc. SPIE, 2009. V. 7503. Art. 75037W.
39. Jin M., Ge H., Zhang Z. The optimal design of a 3D column type fiber-optic
vector hydrophone // Proc. of IEEE/OES China Ocean Acoustics Symposium
(COA2016), 2016.
40. Ames G.H., Maguire J.M. Erbium fibre laser accelerometer // IEEE Sen-
sors J. 2007. V. 7. P. 557–561.
41. Jackson P., Foster S., Goodman S. A fiber laser acoustic vector sensor //
Proc. SPIE. 2009. V. 7503. Art. 750329.
42. Cranch G., Miller G., Kirkendall C. Low frequency acoustic response of a
planar fiber laser cantilever in a fluid // Proc. SPIE. 2011. V. 7753. Art. 775334.
43. Cranch G.A., Flockhart G.M.H., Kirkendall C. K. Distributed feedback fiber
laser strain sensors // IEEE Sensors J. 2008. V. 8. P. 1161–1172.
44. Lam T. T-Y., Gagliardi G., Salza M., Chow J. H. De Natale P. Optical fiber
three-axis accelerometer based on lasers locked to π phase-shifted Bragg gra-
tings // Measurement Science and Technology. 2010. V. 21. N 9. P. 094010.
45. Ma R., Zhang W., He J., Li F., Liu Y. Ultra thin fiber laser vector hydro-
phone // Proc. SPIE. 2011. V. 7753. Art. 775337.
46. Zhang W., Zhang F., Ma R., He J., Li F., Liu Y. Fiber laser vector hydrophone:
theory and experiment // Proc. SPIE. 2011. V. 7753. Art. 77533D.
47. Zhang X., Zhang F., Jiang S., Min L., Li M., Peng G., Ni J., Wang C. Short
cavity DFB fiber laser based vector hydrophone for low frequency signal
detection // Photonic Sensors. 2017. V. 7. N 4. P. 325–328.
48. Zhang F.X., Lv J.S., Jiang S.D., Hu B. X., Zhang X.L., Sun Z., et al. High
sensitive fiber Bragg grating micro-vibration sensor with shock resistance //
Infrared and Laser Engineering. 2016. V. 45. N 8. Art. 0822002.
Глава 6
1. Островский Ю.И. Голография и ее применения. – Л.: Наука, 1978. 180 с.
2. Кольер Р., Берхарт К., Лиин Л. Оптическая голография. – М.: Мир,
1973. 686 с.
Список литературы
324
3. Naydenova I., Ed. Advanced Holography – Metrology and Imaging. – Rijeka,
Croatia: InTech., 2011. 74 p.
4. Кульчин Ю.Н., Витрик О.Б., Камшилин А.А., Ромашко Р.В. Адаптив-
ные методы обработки спекл-модулированных оптических полей. – М.:
Физматлит, 2009. 288 с.
5. Енохович А.С. Краткий справочник по физике. – М.: Высшая школа,
1976. 288 с.
6. Hall T.J., Fiddy M.A., Ner M.S. Detector for an optical-fiber acoustic sensor
using dynamic holographic interferometry // Optics Letters. 1980. V. 5. N 11.
P. 485–487.
7. Петров М.П., Степанов С.И., Хоменко А.В. Фоточувствительные
электрооптические среды в голографии и оптической обработке ин-
формации. – Л.: Наука Ленингр. отд., 1983. 269 с.
8. Ashkin A., Boyd G.D., Dziedzic J.M., Smith R.G., Ballman A.A., Levin-
stein J.J., Nassau K. Optically-induced refractive index inhomogeneities in
LiNbO3 and LiTaO3 // Appl. Phys. Lett. 1966. V. 9. P. 72.
9. Gunter P., Huignard J.-P., eds. Photorefractive materials and their applica-
tions 2: Materials. // Springer Series in Optical Sciences. 2007. V. 114. 646 p.
10. Zhang G., Kip D., Nolte D.D., Xu J., eds. OSA Trends in Optics and Pho-
tonics: Photorefractive Effects, Materials, and Devices. 2005. V. 99.
11. Delaye P., Denz C., Mager L., Montemezzani G., eds. OSA Trends in Optics
and Photonics: Photorefractive Effects, Materials, and Devices. 2003. V. 87.
12. Винецкий В.Л., Кухтарев Н.В. Динамическая голография. – Киев:
Наукова думка, 1983. 125 с.
13. Петров М.П., Степанов С.И., Хоменко А.В. Фоторефрактивные
кристаллы в когерентной оптике. – Санкт-Петербург: Наука, 1992.
320 с.
14. Solymar L., Webb D.J., Grunnet-Jepsen A. Physics and applications of
photorefractive materials / Oxford University Press, 1996. 512 p.
15. Stepanov S.I. Adaptive interferometry: a new area of applications of photo-
refractive crystals / International trends in optics, ed. J.W. Goodman. –New
York, London: Academic Press, Inc, 1991. – Ch. 9.
16. Valley G.C., Klein M.B. Optimal properties of photorefractive materials for
optical data processing // Opt. Eng. 1983. V. 22. P. 704–711.
17. Schottky W. ber spontane Stromschwankungen in verschiedenen Elektri-
zit tsleitern // Annalen der Physik. 1918. V. 57. P. 541–567.
18. Huignard J.P., Micheron F. High-sensitivity read-write volume holographic
storage in Bi12SiO20 and Bi12GeO20 crystals // Appl. Phys. Lett. 1976. V. 29.
P. 591–593.
19. Di Girolamo S., Kamshilin A. A., Romashko R. V., Kulchin Y. N., Launay J.-C.
Fast adaptive interferometer on dynamic reflection hologram in CdTe:V //
Opt. Express. 2007. V. 15. P. 545–555.
Список литературы 325
20. Kamshilin A.A., Grachev A.I. Adaptive interferometer based on wave mixing
in a photorefractive crystal under alternating electric field // Appl. Phys. Lett.
2002. V. 81. P. 2923–2925.
21. Kamshilin A.A., Prokofiev V.V. Fast adaptive interferometer with a photore-
fractive GaP crystal // Opt. Lett. 2002. V. 27. P. 1711–1713.
22. Blouin A., Monchalin J.-P. Detection of ultrasonic motion of a scattering
surface by two-wave mixing in a photorefractive GaAs crystal // Appl. Phys.
Lett. 1994. V. 65. P. 932–934.
23. Campagne B., Blouin A., Pujol L., Monchalin J.-P. Compact and fast response
ultrasonic detection device based on two-wave mixing in a gallium arsenide
photorefractive crystal // Rev. Sci. Instrum. 2001. V. 72. P. 2478–2482.
24. Rossomakhin I.M., Stepanov S.I. Linear adaptive interferometers via diffu-
sion recording in cubic photorefractive crystals // Opt. Commun. 1991. V. 86.
P. 199–204.
25. Ing R.K., Monchalin J.-P. Broadband optical detection of ultrasound by
two-wave mixing in a photorefractive crystal // Appl. Phys. Lett. 1991. V. 59.
P. 3233–3235.
26. Paivasaari K., Tuovinen H., Kamshilin A. A., Raita E. Highly sensitive pho-
torefractive interferometry using external ac-field // OSA Trends in Optics
and Photonics (TOPS), Photorefractive Effects, Materials, and Devices.
2005. V. 99. P. 681–686.
27. De Montmorillon L.-A., Delaye P., Launay J.-C., Roosen G. Novel theoreti-
cal aspects on photorefractive ultrasonic detection and implementation of a
sensor with an optimum sensitivity // J. Appl. Phys. 1997. V. 82. P. 5913–5922.
28. De Montmorillon L.-A., Biaggio I., Delaye P., Launay J.-C., Roosen G. Eye-
save large field of view homodyne detection using a photorefractive CdTe:V
crystal // Opt. Commun. 1996. V. 129. P. 293–300.
29. Klein M.B., Shcherbin K.V., Danylyuk V. Photorefractive CdTe:Ge as a me-
dium for laser ultrasonics detection // OSA Trends in Optics and Photonics:
Photorefractive Effects, Materials, and Devices. 2003. V. 87. P. 483–489.
30. Delaye P., Blouin A., Drolet D., De Montmorillon L.-A., Roosen G.,
Monchalin J.-P. Detection of ultrasonic motion of a scattering surface using
photorefractive InP:Fe under an applied dc field // J. Opt. Soc. Am. B. 1997.
V. 14. P. 1723–1734.
31. Honda T., Yamashita T., Matsumoto H. Optical measurement of ultrasonic
nanometer motion of rough surface by two-wave mixing in Bi12SiO20 // Jpn.
J. Appl. Phys. 1995. V. 34. P. 3737–3740.
32. Romashko R.V., Kulchin Y.N., Nippolainen E. Highly sensitive and noise-
protected adaptive optical microphone based on a dynamic photorefractive
hologram // Laser Physics. 2014. V. 24. N 11. P. 115604.
33. Ромашко Р.В., Безрук М.Н., Ермолаев С.А., Завестовская И.Н. Опреде-
ление чувствительности адаптивного волоконно-оптического интерфе-
рометра // Краткие сообщения по физике ФИАН. 2014. № 12. С. 8–12.
Список литературы
326
34. Bilaniuk N. Optical microphone transduction techniques // Applied Acous-
tics. 1997. V. 50. N 1. P. 35–63.
35. Hofmeister R., Yariv A. Vibration detection using dynamic photorefractive
gratings in KTN/KLTN crystals // Appl. Phys. Lett. 1992. V. 61. P. 2395–397.
36. Ohba R. Optical probe for narrow sound fields // Acta Imeko. 1982. P. 453–462.
37. Brown D.A., Hofler T., Garrett S.L. Fiber optic flexural disk microphone //
Proc. SPIE. 1988. V. 985. P. 172–182.
38. Takehashi H., Masuda C., Gotoh Y., Koyama J. Laser diode interferometer
for vibration and sound pressure measurement // IEEE Trans. Instrum. Meas.
1989. V. 38. P. 584–587.
39. Schneider U., Schellin R. A phase modulating microphone utilizing in-
tegrated optics and micromachining in silicone // Sensors and Actuators.
1994. V. 41. N 2. P. 695–698.
40. Zhou C., Letcher S.V., Shikla A. Fiber-optic microphone based on combina-
tion of Fabry – Perot interferometer and intensity modulation // J. Acoust.
Soc. Am. 1995. V. 98. P. 1042–1046.
41. Ромашко Р.В., Безрук М.Н., Ермолаев С.А., Завестовская И.Н., Куль-
чин Ю.Н. Лазерный адаптивный волоконно-оптический гидрофон //
Краткие сообщения по физике ФИАН. 2015. № 7. С. 14–21.
42. Ромашко Р. В., Кульчин Ю. Н., Безрук М. Н. , Ермолаев С. А. Лазерный
адаптивный голографический гидрофон // Квантовая электроника.
2016. Т. 46. № 3. С. 277–280.
43. Di Girolamo S., Romashko R.V., Kulchin Y.N., Kamshilin A.A. Orthogonal
geometry of wave interaction in a photorefractive crystal for linear phase
demodulation // Opt. Commun. 2010. V. 283. P. 128–131.
44. Bezruk M. N., Ermolaev S. A., Kulchin Yu. N., Romashko R. V. Fiber-optic
hydrophone based on adaptive holographic interferometer // Proc. SPIE.
2016. V. 10176. Art. 1017614.
45. Ромашко Р.В., Безрук М.Н., Ермолаев С.А., Завестовская И.Н., Куль-
чин Ю.Н. Мобильный адаптивный голографический лазерный гидро-
фон // Краткие сообщения по физике ФИАН. 2017. № 7. С. 32–39.
46. Каменев О.Т., Ромашко Р.В., Петров Ю.С., Колчинский В.А. Приме-
нение фоторефрактивного кристалла титаната висмута для построения
адаптивных волоконно-оптических сейсмоприемников // Вестник
Национального исследовательского ядерного университета МИФИ.
2014. Т. 3. № 5. С. 585–589.
47. Kamenev O.T., Kulchin Yu.N., Petrov Yu.S., Khiznyak R.V., Romashko R.V.
Fiber-optic seismometer on the basis of Mach-Zehnder interferometer //
Sensors and Actuators A. 2016. V. 244. P. 133–137.
48. Каменев О.Т., Петров Ю.С., Хижняк Р.В., Завестовская И.Н., Куль-
чин Ю.Н., Ромашко Р.В. Мобильный адаптивный лазерный гологра-
фический сейсмограф // Краткие сообщения по физике ФИАН. 2017.
№ 7. С. 27–31.
Список литературы 327
49. Ромашко Р.В., Кульчин Ю.Н., Дзюба В.П., Стороженко Д.В., Без-
рук М.Н. Лазерный адаптивный голографический гидроакустический
интенсиметр // Квантовая электроника. 2020. Т. 50. № 5. С. 514–518.
50. Ромашко Р.В., Безрук М.Н., Камшилин А.А., Кульчин Ю.Н. Шести-
канальный адаптивный волоконно-оптический интерферометр //
Квантовая электроника. 2012. Т. 42. № 6. С. 551–556.
51. Ромашко Р.В., Кульчин Ю.Н., Стороженко Д.В., Безрук М.Н., Дзю-
ба В.П. Лазерная адаптивная векторно-фазовая гидроакустическая
измерительная система // Квантовая электроника. 2021. Т. 51. № 3.
С. 265–271.
52. Безрук М.Н., Ромашко Р.В., Кульчин Ю.Н., Ермолаев С.А., Ноткин Б.С.
Экспресс-калибровка чувствительности многоканального адаптивного
фазового демодулятора // Вестник ДВО РАН. 2019. № 2. С. 117–120.
Производство книг на заказ
Издательство «ТЕХНОСФЕРА»
125319, Москва, а/я 91
тел.: (495) 234-01-10
e-mail: knigi@technosphera.ru
Реклама в книгах:
• модульная
• статьи
Подробная информация о книгах на сайте
http://www.technosphera.ru
Каменев Олег Тимурович
Ромашко Роман Владимирович
Кульчин Юрий Николаевич
Волоконно-оптические гидрофоны
Подписано в печать 25.05.22
Компьютерная верстка – ИП Автушенко Р.В.
Дизайн – Н.И. Семячкина
Выпускающий редактор – О.Н. Кулешова
Ответственный за выпуск – С.А. Орлов
Формат 60х90/16
Гарнитура «Ньютон»
Печ. л. 20,5. Тираж 300 экз. Зак. № Т-652
Бумага офсет №1, плотность 65 г/м2.
Издательство «ТЕХНОСФЕРА»
Москва, ул. Краснопролетарская, д.16, стр. 2
Отпечатано в полном соответствии с качеством
предоставленного электронного оригинал-макета
в типографии АО «Т 8 Издательские Технологии»
109316, г. Москва, Волгоградский проспект, д.42