WO2014136411A1 - 電流測定装置 - Google Patents

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WO2014136411A1
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quarter
current measuring
measuring device
optical fiber
faraday
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PCT/JP2014/001080
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English (en)
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良博 今野
佐々木　勝
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Adamant Co Ltd
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Adamant Co Ltd
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    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01R—MEASURING ELECTRIC VARIABLES; MEASURING MAGNETIC VARIABLES
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    • G01R15/14—Adaptations providing voltage or current isolation, e.g. for high-voltage or high-current networks
    • G01R15/24—Adaptations providing voltage or current isolation, e.g. for high-voltage or high-current networks using light-modulating devices
    • G01R15/245—Adaptations providing voltage or current isolation, e.g. for high-voltage or high-current networks using light-modulating devices using magneto-optical modulators, e.g. based on the Faraday or Cotton-Mouton effect
    • G01R15/246—Adaptations providing voltage or current isolation, e.g. for high-voltage or high-current networks using light-modulating devices using magneto-optical modulators, e.g. based on the Faraday or Cotton-Mouton effect based on the Faraday, i.e. linear magneto-optic, effect
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01R—MEASURING ELECTRIC VARIABLES; MEASURING MAGNETIC VARIABLES
    • G01R19/00—Arrangements for measuring currents or voltages or for indicating presence or sign thereof
    • G01R19/0092—Measuring current only

Definitions

  • the present invention relates to a current measuring device using the Faraday effect, and relates to a reflection type current measuring device that makes light incident from one end side of a sensor optical fiber and reflects the light at the other end side.
  • Patent Document 1 discloses a reflection-type current measurement device that uses the Faraday effect in which the plane of polarization of light rotates by the action of a magnetic field.
  • This current measuring device is a reflection type current measuring device in which a lead glass fiber is used as a sensor optical fiber and a mirror is disposed on the other end of the sensor optical fiber.
  • the sensor optical fiber is installed around the conductor through which the current to be measured flows to detect the current to be measured, and the linearly polarized light incident from one end of the sensor optical fiber is reciprocated by the mirror while being reciprocated by the mirror.
  • the basic configuration is to measure the Faraday rotation angle of linearly polarized light that rotates in the magnetic field of the measurement current.
  • a Faraday rotator made of a ferromagnetic crystal such as YIG is provided.
  • the Faraday rotation angle of the Faraday rotator used in the current measuring device has a characteristic (temperature characteristic) that depends on the ambient temperature, and the optical fiber for the sensor also has a ratio error due to the temperature dependence of the Verde constant and the Faraday rotation angle. Temperature characteristics exist. Therefore, not only compensation of the Faraday rotator but also compensation (reduction) of the temperature characteristic of the optical fiber for the sensor is necessary.
  • the present inventor has a current in which the fluctuation range of the ratio error is suppressed within ⁇ 0.5% or ⁇ 0.2%. A measuring device was invented (see Patent Document 2).
  • the current measuring device described in Patent Literature 2 includes a signal processing circuit including at least a sensor optical fiber, a polarization separator, a Faraday rotator, a light source, and a photoelectric conversion element, and constitutes a current measuring device.
  • the optical fiber is installed around the outer circumference of the conductor through which the current to be measured flows. Further, by setting the Faraday rotation angle at the time of magnetic saturation of the Faraday rotator to 22.5 ° + ⁇ ° at a temperature of 23 ° C.
  • the fluctuation range of the ratio error in the measured value of the output current to be measured is set within a range of ⁇ 0.5% or ⁇ 0.2% over a temperature range of ⁇ 20 ° C. to 80 ° C.
  • the fluctuation range of the ratio error in the measured current value output from the signal processing circuit is within a range of ⁇ 0.5% or ⁇ 0.2%. It is suppressed to. Therefore, the temperature characteristic compensation of the ratio error in the measured value can be performed by the Faraday rotator, and the reliability of the current measuring device is improved, and the fluctuation range of the ratio error is ⁇ 0.5% or ⁇ 0.2%.
  • the current measuring device that can be applied to the protective relay is realized.
  • the optical fiber for the sensor has birefringence even in a straight state, and is further installed around the conductor. Therefore, the sensor optical fiber is deformed from a straight state. Due to the deformation accompanying the bending, a stress is generated in the sensor optical fiber, and the birefringence is further generated in the sensor optical fiber due to the stress. As a result, as the ratio error is reduced, two propagation modes having uncontrollable phases are output at the time of output from the sensor optical fiber. The inventor has found that it appears.
  • the fluctuation range of the ratio error caused by the birefringence of the sensor optical fiber is as shown in FIG.
  • the measured value of the current to be measured output from the current measuring device it appeared in the range of about ⁇ 1.0% to about 1.2% (in the temperature range of ⁇ 20 ° C. to 80 ° C., about ⁇ 0. 7% to about 1.2% range). Therefore, it is difficult to suppress the fluctuation range of the ratio error in the measured value of the measured current within the range of ⁇ 0.5% only by reducing the fluctuation range of the Faraday rotator's ratio error as described above. I found.
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and it is possible to reliably keep the fluctuation range of the ratio error in the output within a range of ⁇ 0.5%, and to facilitate assembly. It is an object to provide a measuring device.
  • the above-mentioned subject is achieved by the following present invention. That is, (1)
  • the current measuring apparatus of the present invention includes at least a light incident / exit section, a sensor optical fiber, a Faraday rotator, a first quarter wavelength plate and a second quarter wavelength plate, and polarization separation.
  • a signal processing circuit including a light source, a light source, and a photoelectric conversion element
  • the light incident / exit section is configured by arranging two waveguides, In order from the light incident / exit section, a polarization separator, a first quarter-wave plate, a second quarter-wave plate, a Faraday rotator, and a sensor optical fiber are arranged, Further, the sensor optical fiber has birefringence, and is installed around the outer circumference of the conductor through which the current to be measured flows, and reflects one of the circularly polarized light and one end for entering two circularly polarized lights having different rotation directions.
  • the second quarter wave plate is provided on one end side of the optical fiber for the sensor,
  • the Faraday rotator is disposed between one end of the sensor optical fiber and the second quarter-wave plate,
  • the light emitted from the light source is reflected at the other end so as to reciprocate between the polarization separator, the first quarter-wave plate, the second quarter-wave plate, the Faraday rotator, and the sensor optical fiber.
  • a round-trip optical path is set, Two linearly polarized light is propagated in a reciprocating optical path between the first quarter-wave plate and the second quarter-wave plate, and between the first quarter-wave plate and the second quarter-wave plate.
  • the phase difference between the two linearly polarized light in the round-trip optical path is compensated, Furthermore, the Faraday rotation angle at the time of magnetic saturation of the Faraday rotator is set to 22.5 ° + ⁇ ° at a temperature of 23 ° C., and the fluctuation range of the ratio error in the measured current value output from the signal processing circuit is ⁇ Set within the range of 0.5%, The crystal axis directions on the optical surfaces of the first quarter wavelength plate and the second quarter wavelength plate are set so as to be orthogonal or set in the same direction.
  • the reciprocating optical path between the first quarter wave plate and the second quarter wave plate that propagates two linearly polarized lights is composed of a polarization plane holding fiber (PMF) or a crystal on the optical surface.
  • PMF polarization plane holding fiber
  • One embodiment of the current measuring device of the present invention is set so that the crystal axis direction on the optical surface of the polarization separator is orthogonal to the crystal axis direction on the optical surface of the first quarter-wave plate. Or set in the same direction.
  • the crystal axis direction on the optical surface of the polarization separator, the crystal axis direction on the optical surface of the first quarter-wave plate, and the second The crystal axis direction on the optical surface of the quarter-wave plate is set in the same direction.
  • the temperature range in which the fluctuation range is set within a range of ⁇ 0.5% is 100 ° C.
  • the temperature range of 100 ° C. is preferably ⁇ 20 ° C. or higher and 80 ° C. or lower.
  • the Faraday rotator has a temperature characteristic of a Faraday rotation angle at which the Faraday rotation angle at the time of magnetic saturation changes in a quadratic curve shape with a change in temperature. It is preferable.
  • the Faraday rotator is preferably composed of two or more Faraday elements.
  • the fluctuation range of the ratio error in the measured value of the measured current output from the signal processing circuit is set within a range of ⁇ 0.2%. Is preferred.
  • the temperature range in which the fluctuation range is set within a range of ⁇ 0.2% is 100 ° C.
  • the temperature range of 100 ° C. is preferably ⁇ 20 ° C. or more and 80 ° C. or less.
  • the sensor optical fiber is preferably a lead glass fiber.
  • the rotational angle of the Faraday rotator is changed from 22.5 ° to ⁇ ° at a temperature of 23 ° C.
  • the linear error in the birefringence inherent in the sensor optical fiber is compensated, and two straight lines in the round-trip optical path between the first quarter-wave plate and the second quarter-wave plate
  • the phase difference of polarization is also compensated. Accordingly, all phase differences other than the phase difference of the rotation angle of the Faraday rotator are compensated for, except for the phase difference ⁇ due to the Faraday effect inside the sensor optical fiber, and do not appear in the output of the current measuring device.
  • the fluctuation range of the ratio error (about ⁇ 1.0% to about 1.2%) due to the birefringence of the sensor optical fiber is compensated, and the first quarter-wave plate and the second 1 Since the phase difference between the two linearly polarized lights in the round-trip optical path between the / 4 wavelength plates is also compensated, it is possible to reliably keep the fluctuation range of the ratio error in the output of the current measuring device within a range of ⁇ 0.5%. .
  • phase difference ⁇ since all phase differences other than the phase difference of the rotation angle of the Faraday rotator are compensated except for the phase difference ⁇ , when the light propagates through the optical fiber of the current measuring device, the phase is changed due to disturbance. However, the output of the current measuring device is not affected. Accordingly, it is possible to stabilize the output characteristics of the current measuring device.
  • the crystal axis directions on the optical surfaces of the first and second quarter-wave plates are set to be orthogonal or set in the same direction. Accordingly, when configuring a current measuring device using circularly polarized light, even if the number of constituent elements is increased by two quarter-wave plates, a fine angle adjustment operation in the direction of the crystal axes is not necessary. Accordingly, it is possible to simultaneously realize a high function of suppressing the ratio error fluctuation range within a range of ⁇ 0.5% and facilitating the assembly work of the constituent elements.
  • the current measuring device of the present invention can be widely realized regardless of the type of sensor optical fiber, the yield of the current measuring device can be improved.
  • the Faraday rotation angle at the time of magnetic saturation changes in a quadratic curve as the temperature rises.
  • the fluctuation range of the ratio error in the measured current value output from the signal processing circuit is within a range of ⁇ 0.5% or ⁇ 0.2%.
  • the current measuring device is used for applications that require temperature characteristics with a specific error within the range of ⁇ 0.2% (for example, watt-hour meters for measuring electricity charges). Can be used.
  • the Faraday rotation angle of each Faraday element can be configured to be different from each other. Can be set to desired characteristics.
  • the invention of claim 12 that is, the invention of (12)
  • the measured value of the current to be measured output from the signal processing circuit It is possible to suppress the fluctuation range of the ratio error in the range of ⁇ 0.5% (or ⁇ 0.2%).
  • FIG. 3 is a perspective view showing the arrangement of each component from the light incident / exit section to the polarization plane holding fiber and the polarization state of light in the forward path of the current measuring device of FIG. 2.
  • FIG. 3 is a perspective view showing the arrangement of components from the polarization plane holding fiber to the sensor optical fiber and the polarization state of light in the forward path of the current measuring device of FIG. 2.
  • FIG. 3 is an explanatory diagram of an end face of a polarization plane holding fiber showing a polarization preserving axis direction of the polarization plane holding fiber in FIG. 2 and a polarization state of incident light to the polarization plane holding fiber. It is explanatory drawing which shows the crystal-axis direction of the 2nd quarter wavelength plate in FIG. 2, and the polarization state of the propagation light to the 2nd quarter wavelength plate.
  • FIG. 3 is an explanatory diagram showing a polarization state of propagating light emitted from a first optical fiber and reflected by the other end of the sensor optical fiber in the current measuring device of FIG. 2.
  • FIG. 3 is a perspective view showing the arrangement of components from the polarization plane holding fiber to the sensor optical fiber and the polarization state of light in the return path of the current measuring device of FIG. 2.
  • FIG. 3 is a perspective view showing the arrangement of components from the light incident / exit section to the polarization plane holding fiber and the polarization state of light in the return path of the current measuring device of FIG. 2.
  • FIG. 3 is an explanatory diagram showing a polarization state of propagating light reflected from the other end of the sensor optical fiber and incident on the first and second optical fibers in the current measuring device of FIG. 2.
  • FIG. It is a graph which shows typically the Faraday rotation angle temperature dependence at the time of changing in Faraday rotation angle in the temperature of 23 degreeC from 22.5 degrees only (alpha), and reciprocating.
  • the temperature characteristic graph of the ratio error in the measured value of the current under test outputted from the signal processing circuit It is a graph which shows typically the temperature characteristic of the specific error of the lead glass fiber used for the optical fiber for sensors. It is explanatory drawing which shows the structure of another form of FIG. It is a graph which shows typically the temperature characteristic of the Faraday rotation angle of the 1st Faraday element. It is a graph which shows typically the temperature characteristic of the Faraday rotation angle of the 2nd Faraday element.
  • FIG. 20 is an example of a temperature characteristic graph of a ratio error of the current measuring device in the measured value of the current to be measured obtained from the Faraday rotation angle temperature dependency of FIG.
  • FIG. 3 is a perspective view showing another form of a round-trip optical path between the first quarter-wave plate and the second quarter-wave plate in FIG. 2 and the optical path of light.
  • the temperature characteristic graph of the ratio error in Example 1 of the current measuring device of the present invention The graph which shows an example of the temperature characteristic of the Faraday rotation angle of the Faraday element 27a in Example 2 of the electric current measuring apparatus of this invention.
  • the temperature characteristic graph of the ratio error in Example 2 of the current measuring device of the present invention The temperature characteristic graph of the ratio error in Example 2 of the current measuring device of the present invention.
  • the graph which shows the temperature characteristic of the Faraday rotation angle of the Faraday rotator in Example 3 of the current measuring device of the present invention The temperature characteristic graph of the ratio error in Example 3 of the current measuring device of the present invention.
  • the current measuring apparatus 1 shown in FIG. 1 includes at least a light incident / exit section, a sensor optical fiber 2, a Faraday rotator 3, a first quarter-wave plate 4 and a second quarter-wave plate 5. , A polarization separator 6, a light source 7, and a signal processing circuit 8 including the photoelectric conversion elements 13 a and 13 b. Further, the light emitted from the light source 7 is reflected by the other end of the optical fiber 2 for the sensor, whereby the polarization separator 6, the first quarter wavelength plate 4, and the second quarter wavelength plate 5. A reciprocating optical path that reciprocates between the Faraday rotator 3 and the sensor optical fiber 2 is set.
  • the XYZ orthogonal coordinate system shown in FIG. 1 is set, and the positional relationship of each component will be described with reference to this XYZ orthogonal coordinate system.
  • the propagation direction of the light propagating from the polarization separator 6 to the sensor optical fiber 2 is set as the Z axis
  • the horizontal direction in the plane perpendicular to the Z axis is set as the X axis
  • the vertical direction is set as the Y axis.
  • the XYZ orthogonal coordinate systems shown in FIGS. 1 to 23 correspond to each other in each figure.
  • the current measuring device 1 is roughly composed of a light source 7, a signal processing circuit 8, and an optical system 9 as shown in FIG. 1, and the optical system 9 is composed of each component and circulator 10 shown in FIG. Has been.
  • the light incident / exit section is configured by arranging a first optical fiber 11 and a second optical fiber 12 which are two waveguides.
  • each component shown in FIGS. 2 to 4 includes a polarization separator 6, a first quarter wavelength plate 4, a second quarter wavelength plate 5, and a Faraday rotator 3 in order from the light incident / exit section.
  • the optical fiber 2 for sensor is arranged.
  • the linearly polarized light L1 having a polarization direction parallel to the X-axis direction is incident on the polarization separator 6.
  • the linearly polarized light L1 enters the polarization separator 6 from the first optical fiber 11 as shown in FIGS.
  • the first optical fiber 11 is composed of a polarization plane holding fiber, and is an optical fiber (so-called PMF; Polarization Maintaining Fiber) capable of transmitting light while maintaining a linear polarization state, and an end face 11a on one end side is polarized light separation. It is arranged near the vessel 6. Or you may arrange
  • This polarization plane holding fiber is arranged so that its principal axis coincides with the polarization direction (X-axis direction) of the linearly polarized light L1.
  • the second optical fiber 12 is configured by a single mode optical fiber, a multimode optical fiber, a polarization plane holding fiber, or the like, and an end surface 12a on one end side is disposed in the vicinity of the polarization separator 6. Or you may arrange
  • the first and second optical fibers 11 and 12 are held by a two-core ferrule 14 with end faces 11a and 12a on one end side arranged on the same plane and further spaced apart by a predetermined distance.
  • the predetermined interval is set according to the thickness of the parallel plate-shaped polarization separator 6 and the physical properties of the material of the polarization separator 6. By making the predetermined interval coincide with the separation interval of the polarization separator 6, the ordinary ray LO and the extraordinary ray LE can be incident on the cores of the optical fibers 11 and 12.
  • the means for holding the first and second optical fibers 11 and 12 at a predetermined interval need not be limited to the ferrule 14, and may be, for example, an array substrate having two parallel V-grooves. By positioning 11 and 12 in the V-groove, both can be positioned.
  • the polarization separator 6 is a light transmission type optical element, and is installed in the vicinity of the end face 11 a side of the first optical fiber 11.
  • the polarization separator 6 is composed of a birefringent element, and transmits linearly polarized light as it is when the linearly polarized light is incident perpendicular to the crystal axis, and shifts the linearly polarized light in parallel when it is incident along the crystal axis.
  • the polarization separator 6 separates the linearly polarized light propagating from the sensor optical fiber 2 side into the normal ray LO and the extraordinary ray LE orthogonal to each other, and the linearly polarized light L1 emitted from the light source 7 described later. It has a function of transmitting.
  • the material of the polarization separator 6 can be selected from rutile, YVO 4 , lithium niobate, and calcite.
  • a birefringent element selected from such a material is processed into a flat plate having a predetermined thickness and parallel light-incident / exit optical surfaces facing each other to form a polarization separator 6.
  • One of the parallel optical surfaces faces the end faces 11a and 12a of the first optical fiber 11 and the second optical fiber 12, and the other optical surface faces the lens 15 and the first quarter-wave plate 4.
  • the crystal axis X61 direction on the optical surface is set parallel to the Y-axis direction.
  • a polarization separator 6 when linearly polarized light is incident from one optical surface, it is separated into an ordinary ray LO and an extraordinary ray LE, and when emitted from the other plane, these ordinary ray LO and extraordinary ray LE are separated. Are emitted in parallel with a predetermined separation interval.
  • the first quarter-wave plate 4 is disposed so as to face the polarization separator 6 and is disposed such that the direction of the crystal axis X41 on the optical surface is the X-axis direction.
  • a crystal material such as quartz or magnesium fluoride is used as the material, and the thickness is such that the phase of linearly polarized light with a wavelength ⁇ is shifted by ⁇ / 2, and the opposing optical surfaces for entering and exiting light are parallel. Has been processed.
  • the polarization plane holding fiber 17 is used as the reciprocating optical path.
  • the polarization plane maintaining fiber 17 is an optical fiber (PMF) capable of transmitting light while maintaining a linear polarization state, and the inside of the strand has a high refractive index as shown in the end view of FIG.
  • the core 17a includes a clad 17c having a relatively low refractive index formed concentrically around the core 17a, and two stress applying portions 17b provided in the clad 17c.
  • the stress applying portions 17b are arranged symmetrically around the core 17a in the clad 17c and have a circular cross section. Further, its refractive index is lower than that of the clad 17c. A material having a larger thermal expansion coefficient than that of the clad 17c is used for the stress applying portion 17b, and in particular, B 2 O 3 —SiO 2 glass is used. Internal stress is applied from both sides to the core 17a by the two stress applying portions 17b (in the case of FIG. 5, it is applied in the direction of 45 ° to the X axis, that is, in the S-axis direction).
  • the internal stress distribution becomes asymmetric in the S-axis direction and in a direction perpendicular to the S-axis direction (a direction at 45 ° to the Y-axis, that is, the F-axis direction), and birefringence characteristics appear.
  • the linearly polarized light L1 incident in the polarization direction parallel to the X axis has its light intensity separated into its respective axis components (S axis and F axis in FIG. 5), and the two linearly polarized lights LF and LS Then, it propagates through the polarization plane holding fiber 17 and is emitted.
  • the stress direction S-axis and the orthogonal F-axis are referred to as the main axis (polarization preserving axis) of the polarization-maintaining fiber. Due to the asymmetry of the stress distribution, the propagation constant between the S-axis and the F-axis is differentiated to prevent coupling between the polarization modes.
  • the group velocity of light differs between the S axis and the F axis. If the mode refractive index is small, the group velocity of light traveling in that direction increases, so the F-axis direction is called the fast axis, and for the same reason, the S-axis direction with a large mode refractive index is the slow axis ( Slow axis).
  • the end surface on one end side of the polarization plane holding fiber 17 is disposed to face the lens 15, and the end surface on the other end side is disposed to face the second quarter wavelength plate 5.
  • Each end surface is an upright surface orthogonal to the optical axis of the polarization plane holding fiber 17.
  • a lens 15 is disposed between the end face on one end side of the polarization plane holding fiber 17 and the first quarter-wave plate 4.
  • the lens 15 is constituted by a single lens, and the focal point is set substantially at the center of the core of the end face of the polarization plane holding fiber 17.
  • each end surface 11a, 12a of the 1st and 2nd optical fibers 11 and 12 may grind diagonally as shown in FIG.
  • the positions of the end surfaces 11a and 12a are made to coincide with the focal lengths of the ordinary ray LO and the extraordinary ray LE in the lens 15, and the first optical fiber 11 and the second light.
  • the coupling efficiency of the fiber 12 can be improved.
  • the second quarter-wave plate 5 is used as an optical element that converts the polarization planes of the two linearly polarized lights LF and LS propagating through the polarization plane holding fiber 17 into circularly polarized lights LC1 and LC2.
  • a crystal material such as quartz or magnesium fluoride is used as the material, the thickness is such that the phase of each linearly polarized light LF and LS of wavelength ⁇ is shifted by ⁇ / 2, and the opposing optical surface for light incident / exit is provided. Processed into parallel flat plates.
  • the second quarter-wave plate 5 is disposed so as to face the polarization plane holding fiber 17 and is disposed on one end side of the sensor optical fiber 2. Furthermore, the direction of the crystal axis X51 on the optical surface is set in the X-axis direction so as to exhibit an angle of ⁇ 45 ° with respect to the polarization directions of the two linearly polarized light LF and LS incident from the polarization plane holding fiber 17.
  • the crystal axis directions of the crystal axes X41 and X51 on the optical surfaces of the first quarter wavelength plate 4 and the second quarter wavelength plate 5 are set to the same X axis direction. . Further, since the crystal axis X61 direction on the optical surface of the polarization separator 6 is set to the Y-axis direction as described above, the crystal axis X61 direction and the crystal axis X41 direction are set to be orthogonal to each other.
  • the Faraday rotator 3 is a light transmission type optical element having a permanent magnet 3 a provided on the outer periphery, is formed of a bismuth-substituted garnet single crystal, and is near the one end 2 a side that is the incident end of the sensor optical fiber 2. It arrange
  • FIG. Further, the outer shape is processed into a flat plate having a predetermined thickness and opposite light incident / exit optical surfaces parallel to each other, and reciprocates to one of the two incident circularly polarized light LC1 and LC2 by the Faraday rotation angle due to magnetic saturation. Gives the phase difference of the sum of minutes. 4 and 8, illustration of the permanent magnet 3a is omitted.
  • the Faraday rotation angle at the time of magnetic saturation when the two circularly polarized lights LC1 and LC2 are transmitted is set to slightly change from 22.5 ° at a temperature of 23 ° C.
  • the reason why the temperature of the Faraday rotation angle is defined as 23 ° C. is that the applicant has set it as the temperature that can be measured most easily when measuring the Faraday rotation angle at room temperature. Therefore, the Faraday rotation angle when the circularly polarized light LC1 or LC2 passes through the Faraday rotator 3 once is 22.5 ° + a slight change ⁇ °.
  • the phase difference between the circularly polarized light after passing through the second quarter-wave plate 5 and before passing through the Faraday rotator 3, and after being emitted from the sensor optical fiber 2 and after passing through the Faraday rotator 3 In the case where the phase difference between the circularly polarized lights is not affected by the current I to be measured, the phase difference is twice the Faraday rotation angle, and is 45 ° + 2 ⁇ ° in total. Note that the rotation direction of the Faraday rotation angle can be arbitrarily set either clockwise or counterclockwise with respect to the Z-axis direction, but FIG. 3 shows a counterclockwise case as an example.
  • FIG. 11 shows a measured current value output from a signal processing circuit of a current measuring device having a Faraday rotation angle of 45 ° at a temperature of 23 ° C. when circularly polarized light is transmitted and received at a temperature of 23 ° C. to ⁇ 20 ° C. to 80 ° C.
  • the graph which showed typically the temperature characteristic of the ratio error in this temperature range is represented.
  • the basis for defining the temperature range to be ⁇ 20 ° C. or higher and 100 ° C. or lower is 100 ° C. is based on a request from the applicant's customer.
  • the ratio error of the current measuring device increases nonlinearly as the temperature rises.
  • the rotation angle is reciprocated as shown in FIG. As described above, the angle is 45 ° + 2 ⁇ °.
  • the curve of the temperature characteristic of the ratio error of the current measuring device shifts to the high temperature side.
  • the fluctuation range of the ratio error can be reduced.
  • the rotation angle ⁇ ° can be arbitrarily set within a range in which the fluctuation range of the ratio error decreases when the curve of the temperature characteristic of the ratio error is shifted.
  • the Faraday rotation angle from 22.5 ° by ⁇ °, the fluctuation range of the ratio error of the current measuring device is reduced.
  • a lens 16 is disposed between the Faraday rotator 3 and the second quarter-wave plate 5.
  • the lens 16 is constituted by a single lens, and the focal point is on the approximate center of the core 17a on the end face of the polarization plane holding fiber 17 and on the approximate center of the core of the one end 2a of the sensor optical fiber 2. Is set.
  • One end 2 a of the sensor optical fiber 2 is also an upright surface orthogonal to the optical axis of the optical fiber 2.
  • the sensor optical fiber 2 is installed around the outer circumference of the conductor 18 through which the current I to be measured flows.
  • the kind of fiber which comprises the optical fiber 2 for sensors is not specifically limited, It is set as the fiber which has birefringence.
  • the lead glass fiber is preferable for the sensor optical fiber 2 because it has the characteristics that the photoelastic coefficient is small and the Verde constant that determines the magnitude of the Faraday effect is relatively large.
  • the sensor optical fiber 2 includes one end 2a for entering two circularly polarized lights LC1 and LC2 emitted from the Faraday rotator 3 and having different rotational directions, and the other end for reflecting the incident circularly polarized lights LC1 and LC2. .
  • a mirror 19 is provided as a reflecting member.
  • a reflective film made of metal or a dielectric film may be provided.
  • 10 is a circulator
  • 7 is a light source
  • 13a and 13b are photodiodes (PD: Photo Diode) which are a kind of photoelectric conversion elements
  • 21a and 21b are amplifiers (A)
  • 22a and 22b are bandpass filters ( BPF: Band-Pass Filter
  • 23a and 23b are low-pass filters (LPF: Low-Pass Filter)
  • 24a and 24b are dividers for determining the ratio of AC and DC components of the electrical signal
  • 25 is a polarity inverter.
  • 26 are arithmetic units.
  • the photodiode 13a receives the ordinary ray LO and outputs a first electric signal corresponding to the light intensity of the LO.
  • One photodiode 13b receives the extraordinary ray LE and outputs a second electric signal corresponding to the light intensity of the LE.
  • the signal processing circuit 8 calculates the current value of the measured current I based on the first and second electric signals.
  • the light source 7 is composed of a semiconductor laser (LD: Laser Diode), a light emitting diode (LED: Light Emitting Diode), a super luminescent diode (SLD: Super Luminescent Diode), an ASE light source, etc., and emits light of a predetermined wavelength ⁇ . Let it emit.
  • LD Laser Diode
  • LED Light Emitting Diode
  • SLD Super Luminescent Diode
  • ASE light source etc.
  • the circulator 10 may be either polarization-dependent or non-polarization type.
  • the light emitted from the light source 7 is linearly polarized, and one linearly polarized light L1 is incident on the first optical fiber 11.
  • the circulator 10 may be composed of a birefringent element and a 45 ° Faraday rotator, and a polarization separation prism or an optical fiber coupler may be used instead of the circulator 10.
  • the operation of the current measuring apparatus 1 configured as described above will be described with reference to the drawings.
  • the X-axis direction is represented by 1 to 4 and the Y-axis direction is represented by a matrix of a to d.
  • the propagation position of the linearly polarized light L1 as shown in FIG. Since it is between 2 and 3 in the X-axis direction and between a and b in the Y-axis direction, such a propagation position is represented as (2-3, ab) in this embodiment.
  • laser light having a wavelength ⁇ emitted from the light source 7 is converted by the circulator 10 into one linearly polarized light L1 indicating a polarization direction parallel to the X-axis direction, and then incident on the first optical fiber 11 (see FIG. 2, see FIG.
  • the linearly polarized light L1 is propagated to the end surface 11a on the one end side of the first optical fiber 11 while maintaining the polarization direction thereof, and is transmitted from the end surface 11a to the polarization separator 6 (2- 3 and ab) at the propagation position (see FIG. 7A).
  • the crystal axis X61 direction on the optical surface of the polarization separator 6 is set parallel to the Y-axis direction, and thus is orthogonal to the polarization direction of the linearly polarized light L1. Accordingly, the linearly polarized light L1 is transmitted as an ordinary ray without causing birefringence inside the polarization separator 6 and is incident on the first quarter-wave plate 4 with the polarization state when entering the polarization separator 6.
  • the linearly polarized light L1 is transmitted through the first quarter-wave plate 4 in the polarization state when incident, and is incident on the end face of the polarization plane holding fiber 17 by the lens 15.
  • the S-axis and the F-axis which are the polarization preserving axes of the polarization-maintaining fiber 17, are arranged in a direction of 45 ° with respect to the X-axis and a direction of 45 ° with respect to the Y-axis. Accordingly, when the linearly polarized light L1 parallel to the X axis is incident on the polarization plane holding fiber 17, the light intensity is separated into vector components parallel to the S axis and the F axis by the birefringence characteristics of the polarization plane holding fiber 17, respectively. It is converted into linearly polarized light LF and LS and propagates inside the core 17a (see FIGS. 3 and 5). The linearly polarized light LF and LS are transmitted to the end face on one end side and are emitted from the end face to the second quarter-wave plate 5.
  • LF When propagating through the polarization plane holding fiber 17, a phase difference ⁇ V is generated between the two linearly polarized light beams LF and LS due to a difference in group velocity between the fast axis and the slow axis. Therefore, LF has a phase difference of ⁇ V with respect to LS when emitted from the polarization-maintaining fiber 17.
  • the direction of the crystal axis X51 on the optical surface of the second quarter-wave plate 5 is set to the X-axis direction. Accordingly, they are arranged so as to exhibit an angle of ⁇ 45 ° with respect to the polarization directions of the two linearly polarized lights LF and LS incident from the polarization plane holding fiber 17 (see FIGS. 6 and 7B). Since the F axis and the crystal axis X51 are inclined at ⁇ 45 °, the linearly polarized light LF is viewed from the incident side (Z axis direction) of the second quarter-wave plate 5 as shown in FIG. 7C. To the left-handed first circularly polarized light LC1.
  • the linearly polarized light LS is incident from the incident side (Z axis direction) of the second quarter wave plate 5 as shown in FIG. It is converted into second circularly polarized light LC2 that is clockwise when viewed.
  • the preceding circularly polarized light LC1 to which the phase difference ⁇ V is applied is transmitted through the lens 16 after being emitted from the second quarter-wave plate 5 and then transmitted through the Faraday rotator 3 to 22.5 °.
  • a phase difference of + ⁇ ° is given.
  • the rotation direction of the Faraday rotator 3 is set counterclockwise when viewed in the Z-axis direction
  • the counterclockwise circularly polarized light LC1 viewed in the Z-axis direction is 22.5 ° + ⁇ with respect to LC2.
  • a phase difference is given to advance.
  • the two circularly polarized light LC1 and LC2 enter the one end 2a of the sensor optical fiber 2.
  • the circularly polarized light LC1 and LC2 are affected by the magnetic field generated by the current I to be measured.
  • a phase difference ⁇ corresponding to the magnitude of the current I to be measured is generated between the two circularly polarized lights LC1 and LC2.
  • ⁇ is the phase difference between the circularly polarized light LC1 and LC2 generated according to the measured current I due to the Faraday effect when the circularly polarized light LC1 and LC2 reciprocate in the sensor optical fiber 2.
  • a phase difference occurs between the two circularly polarized light LC1 and LC2 during propagation from one end 2a to the other end, and a ratio error due to this phase difference also occurs.
  • the two circularly polarized lights LC1 and LC2 propagate back and forth between the one end 2a and the other end due to reflection by the mirror 19. Therefore, the phase difference generated during propagation in the forward path from the one end 2a to the other end is compensated by the phase difference generated during propagation in the return path from the other end to the one end 2a.
  • the relative error due to the birefringence inherent in the sensor optical fiber 2 is compensated.
  • the rotation directions of the first circularly polarized light LC1 and the second circularly polarized light LC2 do not change before and after the reflection by the mirror 19, but the propagation direction is reversed by the reflection. Therefore, when viewed from the propagation direction, each rotation direction is reverse.
  • the reflected two circularly polarized lights LC1 and LC2 propagate again in the sensor optical fiber 2 and are then emitted from one end 2a of the sensor optical fiber 2 to the Faraday rotator 3 (see FIGS. 2 and 8). .
  • Circularly polarized light LC1 and LC2 are incident on the Faraday rotator 3 from the sensor optical fiber 2 side ( ⁇ Z-axis direction). Further, the rotation directions in the propagation direction of the circularly polarized light LC1 and LC2 are opposite in the forward path and the backward path due to reflection by the mirror 19. Therefore, when the two circularly polarized light LC1 and LC2 pass through the Faraday rotator 3 again, a phase difference of 22.5 ° + ⁇ ° is given to the circularly polarized light LC1 again.
  • the phase difference between the two circularly polarized lights LC1 and LC2 after being emitted from the sensor optical fiber 2 and transmitted through the Faraday rotator 3 is the two circularly polarized lights before being transmitted through the Faraday rotator 3 in the forward path.
  • the distance between LC1 and LC2 is (45 ° + 2 ⁇ ° + ⁇ + ⁇ V).
  • the two circularly polarized light LC1 and LC2 pass through the lens 16 and enter the second quarter-wave plate 5 again (FIGS. 8, 10E, ( f)). Since the circularly polarized light LC1 is clockwise circularly polarized light when viewed from the ⁇ Z-axis direction which is the propagation direction, the circularly polarized light LC1 is converted by the second quarter wavelength plate 5 into linearly polarized light LS ′ exhibiting the polarization direction in the S-axis direction.
  • the circularly polarized light LC2 is counterclockwise circularly polarized light when viewed from the ⁇ Z-axis direction, it is converted by the second quarter-wave plate 5 into linearly polarized light LF ′ exhibiting the polarization direction in the F-axis direction (FIG. 8). And FIG. 10 (g)).
  • phase difference ⁇ V due to the difference in the group velocity of the polarization plane holding fiber 17 was given between the two linearly polarized light LF and LS in the forward path (Z-axis direction).
  • LS becomes F-axis component linearly polarized light LF ′
  • LF becomes S-axis direction linearly polarized light LS ′. Therefore, on the return path, LF ′ has a phase difference of ⁇ V with respect to LS ′.
  • the linearly polarized light LF having the phase difference ⁇ V in the forward path has the phase difference ⁇ V in the backward path
  • the two linearly polarized lights reciprocate in the polarization plane holding fiber 17, thereby Is compensated for.
  • the phase difference between the two linearly polarized light in the polarization plane holding fiber 17 which is a reciprocal optical path between the first quarter wavelength plate 4 and the second quarter wavelength plate 5 is compensated.
  • the phase difference between the two linearly polarized light beams LF ′ and LS ′ at the time of exiting the polarization plane holding fiber 17 is (45 ° + 2 ⁇ ° + ⁇ ).
  • the two linearly polarized light beams LF ′ and LS ′ propagated to the end face on one end side of the polarization plane holding fiber 17 are emitted from the end face to the first quarter-wave plate 4 through the lens 15, and the first 1 The light is combined into one light by passing through the / 4 wavelength plate 4. Since the phase difference between the two linearly polarized lights LF ′ and LS ′ is (45 ° + 2 ⁇ ° + ⁇ ), the synthesized light is elliptically polarized light whose major axis is inclined with respect to the Y axis. The ratio of the major axis component to the minor axis component of the elliptically polarized light changes depending on the phase difference ⁇ . Such elliptically polarized light is incident on the polarization separator 6.
  • the combined light incident on the polarization separator 6 is separated into an ordinary ray LO and an extraordinary ray LE orthogonal to each other (see FIGS. 2, 9, and 10 (h)).
  • the light intensities of the ordinary ray LO and the extraordinary ray LE change depending on the phase difference ⁇ . In FIG. 9 and FIG. 10 (h), it is shown larger to ensure visibility.
  • the crystal axis X61 direction is set to the Y-axis direction, it is orthogonal to the polarization direction of the ordinary ray LO. Therefore, the ordinary ray LO does not cause birefringence in the polarization separator 6 and is transmitted through the propagation position of (2-3, ab) as shown in FIG. Is incident on.
  • the extraordinary ray LE is parallel to the direction of the crystal axis X61, it shifts to the propagation position (2-3, cd) inside the polarization separator 6 as shown in FIG. And enters the second optical fiber 12.
  • the linearly polarized light of the ordinary ray LO incident on the first optical fiber 11 is guided to the circulator 10 and further received by the photoelectric conversion element 13a.
  • the linearly polarized light of the extraordinary ray LE incident on the second optical fiber 12 is received by the photoelectric conversion element 13b.
  • FIG. 14 shows an example of a temperature characteristic graph of the ratio error in the measured value of the measured current I output from the signal processing circuit 8 in the current measuring device 1.
  • the fluctuation range of the ratio error in the measured value of the measured current I output from the signal processing circuit 8 is set within a range of ⁇ 0.5%.
  • the above ⁇ 0.5% is realized over a temperature range of 100 ° C. ( ⁇ 20 ° C. to 80 ° C.).
  • the reason why the temperature range is set to ⁇ 20 ° C. or higher and 100 ° C. or lower is 100 ° C. considering the practicality of covering a normal temperature range of ⁇ 10 ° C. or higher and 40 ° C. or lower.
  • such a setting within ⁇ 0.5% of the fluctuation range of the ratio error is set by adjusting the rotation angle of the Faraday rotator 3 and the ratio associated with the birefringence inherent in the sensor optical fiber 2 as described above. This is realized by error compensation and compensation of the phase difference between two linearly polarized light in the round-trip optical path between the first quarter-wave plate 4 and the second quarter-wave plate 5.
  • the rotation angle of the Faraday rotator 3 is changed from 22.5 ° by ⁇ ° to reduce the fluctuation range of the ratio error of the current measuring device 1. Compensating for the relative error due to the birefringence inherent in the sensor optical fiber 2 and the position of the two linearly polarized light in the round-trip optical path between the first quarter-wave plate 4 and the second quarter-wave plate 5 It also compensates for phase differences. Therefore, all phase differences other than the phase difference of the rotation angle of the Faraday rotator 3 are compensated except for the phase difference ⁇ due to the Faraday effect inside the sensor optical fiber 2 and do not appear in the output of the current measuring device 1.
  • the fluctuation range of the ratio error (about ⁇ 1.0% to about 1.2%) due to the birefringence of the sensor optical fiber is compensated, and the first quarter-wave plate 4 and the second Since the phase difference between the two linearly polarized light in the round-trip optical path between the quarter-wave plates 5 is also compensated, the fluctuation range of the ratio error in the output of the current measuring device 1 is surely kept within a range of ⁇ 0.5%. It becomes possible.
  • the polarization plane holding fiber 17 and the sensor optical fiber 2 are disturbed by vibrations and temperature fluctuations. Even if the phase is changed during propagation of light, the output of the current measuring device 1 is not affected. Accordingly, it is possible to stabilize the output characteristics of the current measuring device 1.
  • the reliability of the current measuring device is improved by suppressing the fluctuation range of the ratio error in the output of the current measuring device 1 within a range of ⁇ 0.5% over the temperature range of ⁇ 20 ° C. to 80 ° C. At the same time, by suppressing the fluctuation range of the ratio error to within ⁇ 0.5%, it is possible to realize a current measuring device that can be applied to protective relay applications.
  • the crystal axes X41 and X51 on the optical surfaces of the two quarter-wave plates 4 and 5 are set in the same direction. Accordingly, when the current measuring apparatus 1 using circularly polarized light is configured, even if the number of constituent elements increases by the two quarter-wave plates 4 and 5, the crystal axis angle of each quarter-wave plate can be increased. There is no need to perform adjustment work or installation work. Therefore, according to the current measuring device 1 of the present invention, it is possible to simultaneously realize a high function of suppressing the relative error fluctuation range within a range of ⁇ 0.5% and facilitating the assembly work of the component elements. It becomes.
  • the current measuring device 1 of the present embodiment it is necessary to install the crystal axis X61 direction of the polarization separator 6 perpendicular to the crystal axis X41 direction of the first quarter wavelength plate 4.
  • the fine angle adjustment work is not necessary as compared with the case where it is installed with an angle of 45 °, for example, the assembly work between the polarization separator 6 and the first quarter-wave plate 4 is not necessary. Can be easily performed.
  • the current measuring device 1 can be changed to the current measuring device 28 including, for example, two Faraday elements 27a and 27b having different Faraday rotation angles as shown in FIG.
  • the total Faraday rotation angle at the time of magnetic saturation when the circularly polarized light LC1 and LC2 pass back and forth through the two Faraday elements 27a and 27b is set so as to slightly change from 45 °.
  • the total of the Faraday rotation angles when the circularly polarized light LC1 and LC2 are transmitted once through the two Faraday elements 27a and 27b may be changed to 22.5 ° + a slight change ⁇ °.
  • the number of Faraday elements is not limited to two, and the Faraday rotator 3 can be configured by three or more.
  • FIG. 17 and 18 are graphs schematically showing temperature characteristics of the Faraday rotation angles of the Faraday elements 27a and 27b. Further, FIG. 19 shows the temperature characteristics of the Faraday rotation angle when the Faraday rotation angle temperature characteristics of the Faraday elements are combined. As shown in FIG. 17, the rotation angle of the first Faraday element 27a has a quadratic curve-like temperature dependency. Further, as shown in FIG. 18, it can be seen that the rotation angle of the second Faraday element 27b decreases uniformly in inverse proportion to the temperature rise over the temperature range of ⁇ 20 ° C. to 80 ° C.
  • the temperature characteristics of the Faraday rotation angles of the first Faraday element 27a and the second Faraday element 27b are combined, the temperature characteristics of the Faraday rotation angle that decreases in a quadratic curve as the temperature rises as shown in FIG. Indicates. Therefore, by suppressing the fluctuation range of the ratio error in the measured value of the current I to be measured within the range of ⁇ 0.2% over the temperature range of ⁇ 20 ° C. to 80 ° C., it is within ⁇ 0.2% range. It is possible to use the current measuring device for applications that require temperature characteristics with a specific error of (for example, a watt-hour meter for electricity metering that requires strict metering).
  • the temperature characteristic of the specific error of the lead glass fiber used for the sensor optical fiber 2 increases uniformly in proportion to the temperature rise. Therefore, in addition to providing the Faraday rotation angle decrease in the high temperature range in the Faraday elements 27a and 27b, compensation of the birefringence of the sensor optical fiber 2 and between the two quarter-wave plates 4 and 5 are performed. By compensating for the phase difference between the two linearly polarized light in the round-trip optical path, when the temperature characteristic of the specific error of the lead glass fiber used for the sensor optical fiber 2 is added, the Faraday rotation angle is reduced in the high temperature range. This compensates for the change in the specific error of the lead glass fiber. Therefore, as shown in FIG. 20, the fluctuation range of the ratio error in the measured value of the measured current I output from the signal processing circuit 8 is ⁇ 0.5% over the temperature range of ⁇ 20 ° C. to 80 ° C. Or ⁇ 0.2%).
  • the current measuring device 1 Comparing the configurations of the current measuring device 1 and the current measuring device 28, the current measuring device 1 can have one Faraday rotator 3. Therefore, the configuration of the current measuring device can be simplified correspondingly, and the signal The fluctuation range of the ratio error in the measured value of the measured current I output from the processing circuit 8 can be easily adjusted. For the above reasons, the current measuring device 1 is the most preferred embodiment.
  • the Faraday rotator 3 may be constituted by two or more Faraday elements. Further, when the Faraday rotator 3 is composed of two or more Faraday elements, the Faraday rotation angle of each Faraday element is configured to be different so that the temperature characteristic of each Faraday element is set to a desired characteristic. I can do it.
  • the ratio within the range of ⁇ 0.2% It is possible to use the current measuring device for an application that requires a temperature characteristic of error (for example, a watt-hour meter for electricity billing that requires strict metering).
  • the lead glass fiber used for the sensor optical fiber 2 has a temperature characteristic of a specific error as shown in FIG. Therefore, when the fluctuation angle of the current measuring device 1 is reduced by changing the rotation angle of the Faraday rotator 3 from 22.5 ° by ⁇ °, the temperature characteristic of the specific error of the lead glass fiber is added.
  • the fluctuation range of the ratio error in the measured value of the measured current I output from the signal processing circuit 8 is ⁇ 0.5% (or ⁇ 0.2%) over the temperature range of ⁇ 20 ° C. to 80 ° C.
  • the angle of ⁇ ° is adjusted so that it falls within the range of. Therefore, even if a lead glass fiber is used for the optical fiber 2 for the sensor, the fluctuation range of the ratio error in the measured value of the measured current I output from the signal processing circuit 8 is ⁇ 0.5% (or ⁇ 0.2). %).
  • the optical fiber 2 for sensor may be a quartz glass fiber. Therefore, since the current measuring device of the present invention can be widely realized regardless of the type of the optical fiber for sensor, the yield of the current measuring device can be improved. Further, the first optical fiber 11 may be changed to a single mode optical fiber.
  • the reciprocating optical path between the first quarter-wave plate 4 and the second quarter-wave plate 5 that propagates two linearly polarized light is not limited to the polarization plane holding fiber 17, but for example, as shown in FIG.
  • two birefringent elements 20a in which the directions of the crystal axes X20a and X20b on the optical surface are aligned when viewed from the Z-axis direction, and the direction of shift movement of extraordinary rays are arranged in opposite directions. 20b.
  • the lens 15 is omitted.
  • the directions of the crystal axes X41 and X51 on the optical surfaces of the first quarter wavelength plate 4 and the second quarter wavelength plate 5 may be set to be orthogonal to each other. 3 to 4, the crystal axes X41 and X51 are both set in the X-axis direction. However, for example, only the direction of the crystal axis X41 may be changed to be parallel to the Y-axis direction. Or conversely, the crystal axis X41 may be set in the X-axis direction, and only the direction of the crystal axis X51 may be changed in parallel to the Y-axis direction.
  • the fine angle adjustment work in the directions of the crystal axes X41 and X51 is smaller than when the crystal axes X41 and X51 are set at an angle of 45 °, for example. It is not necessary. Therefore, the assembly work between the two quarter-wave plates 4 and 5 can be easily performed.
  • the crystal axis X61 direction on the optical surface of the polarization separator 6 and the crystal axis X41 direction on the optical surface of the first quarter-wave plate 4 may be changed to the same direction. .
  • the crystal axis X61 direction is set to the X-axis direction.
  • the position of the second optical fiber 12 may be changed so that the end face 12a comes to the position of the end face 11a of the first optical fiber 11 in FIG.
  • the polarization separator 6 By setting the crystal axis X61 direction on the optical surface of the polarization separator 6 and the crystal axis X41 direction on the optical surface of the first quarter-wave plate 4 to the same direction, the polarization separator 6 There is no need to perform adjustment work or installation work of the crystal axis angle between the first quarter-wave plate 4 and the first quarter-wave plate 4. Therefore, the assembly work between the polarization separator 6 and the first quarter-wave plate 4 can be further facilitated.
  • the polarization separator 6 Furthermore, by setting the crystal axis X61 direction on the optical surface of the polarization separator 6 and the crystal axes X41 and X51 directions on the optical surfaces of the two quarter-wave plates 4 and 5 to the same direction, the polarization separator There is no need to perform adjustment work and installation work of the crystal axis angle between 6 and the two quarter-wave plates 4 and 5. Therefore, the assembly work between the polarization separator 6 and the two quarter-wave plates 4 and 5 can be further facilitated.
  • a lead glass fiber is used for the sensor optical fiber 2 and a round-trip optical path between the first quarter-wave plate 4 and the second quarter-wave plate 5 is used.
  • PMF polarization plane holding fiber
  • the Faraday rotation angle in Table 1 is the total Faraday rotation angle at the time of magnetic saturation when the circularly polarized light LC1 and LC2 are transmitted in a reciprocating manner.
  • the ratio error in Table 1 is a ratio error in the measured value of the measured current I output from the signal processing circuit of the current measuring device 1. The same applies to Examples 2 to 3 below.
  • the ratio error based on 23 ° C. can be kept within ⁇ 0.01 to 0.42%. I understand that there is. That is, the fluctuation range of the ratio error is in the range of 0.43% over the temperature range of ⁇ 20 ° C. to 80 ° C.
  • Example 2 The temperature dependence of the rotation angle of the magnetic garnet in the reciprocation was expressed by the following quadratic expression (Equation 1), and the minimum value of the ratio error fluctuation range for the coefficient a and the coefficient b was calculated.
  • the coefficient c was set so that the ratio error fluctuation range had a minimum value.
  • Table 2 shows the relationship between the ratio error fluctuation range and the coefficients a and b.
  • Table 3 shows the relationship between the Faraday rotation angle adjustment ⁇ °, the coefficient a, and the coefficient b at a temperature of 23 ° C. when the ratio error fluctuation width is the minimum value as shown in Table 2.
  • Tables 2 and 3 are point-symmetric with respect to 0 of coefficient a and coefficient b. According to Table 2, the ratio error fluctuation range is minimized when the coefficient a and the coefficient b are -0.0001 and -0.02, respectively, and when the coefficient a and the coefficient b are 0.0001 and 0.02, respectively. Yes, the sign of the rotation angle adjustment amount ⁇ ° at that time is plus in the former from Table 3 and minus in the latter. Since a general magnetic garnet has a temperature characteristic of an upward convex curve and a Faraday rotation angle in which the rotation angle decreases as the temperature rises, the signs of the coefficient a and the coefficient b are negative.
  • the coefficient a of the temperature-rotation angle characteristic of the magnetic garnet should be set to ⁇ 0.0001 and the coefficient b close to ⁇ 0.02 in order to reduce the ratio error fluctuation range.
  • the rotation angle adjustment ⁇ ° is about 1.66 °.
  • FIG. 16 A magnetic garnet having a temperature dependence of a quadratic curve is used as the Faraday element 27a in FIG. 16, and a magnetic garnet as shown in FIG. 26 is used as the Faraday element 27b.
  • the temperature dependence of the Faraday elements 27a and 27b having a Faraday rotation angle of 45 ° at a temperature of 23 ° C. is shown in FIGS. 25 and 26, respectively.
  • a Faraday element having a temperature dependency represented by the following formula 2 was obtained during reciprocation.
  • the total Faraday rotation angle at the time of magnetic saturation at a temperature of 23 ° C. when the circularly polarized light LC1 and LC2 are transmitted in a reciprocating manner is 48.14 °.
  • FIG. 27 shows the temperature dependence of the total Faraday rotation angle during reciprocation.
  • Table 4 and FIG. 28 show the temperature-ratio error characteristics in the measured value of the current I to be measured, which is output from the signal processing circuit of the current measuring device 28.
  • the ratio error based on a temperature of 23 ° C. is within ⁇ 0.04 to 0.01%. It became possible. That is, the fluctuation range of the ratio error is in the range of 0.05% over the temperature range of ⁇ 20 ° C. to 80 ° C.
  • Example 3 Based on the study results in Table 2, a magnetic garnet was developed to reduce the ratio error with a single Faraday rotator. As a result, a magnetic garnet having a temperature dependency represented by the following formula 3 was obtained.
  • the temperature dependency of the obtained magnetic garnet is shown in FIG.
  • Table 5 and FIG. 30 show the temperature-ratio error characteristics in the measured value of the current I to be measured, which is output from the signal processing circuit of the current measuring device 1 having such a Faraday rotator 3.
  • the ratio error range is ⁇ 0.05 to 0.01%, and the fluctuation range of the ratio error is within 0.06% over the temperature range of ⁇ 20 ° C. to 80 ° C. Become. Compared with Example 2, one Faraday rotator was able to achieve equivalent performance.

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Abstract

出力における比誤差の変動幅を±０．５％の範囲内に確実に収めることが可能であり、且つ、組み立ての容易化も可能な電流測定装置を提供する。 少なくとも、光入出射部と、センサ用光ファイバと、ファラデー回転子と、第１の１／４波長板及び第２の１／４波長板と、偏光分離器と、光源と、光電変換素子を備える信号処理回路を含んで電流測定装置を構成する。センサ用光ファイバは複屈折を有すると共に、回転方向の異なる２つの円偏光を入射する一端と、入射した円偏光を反射する他端を備える。更に、２つの１／４波長板間の往復光路における２つの直線偏光の位相差を補償すると共に、ファラデー回転子の磁気飽和時のファラデー回転角を２２．５°＋α°に設定し、被測定電流の測定値における比誤差の変動幅を±０．５％の範囲内に設定する。更に、２つの１／４波長板の光学面上における結晶軸方向を、直交するように設定するか又は同一方向に設定する。

Description

電流測定装置
　本発明は、ファラデー効果を利用した電流測定装置に関し、光をセンサ用光ファイバの一端側から入射して、他端側で反射させる反射型の電流測定装置に関するものである。
　光ファイバのファラデー効果を利用することにより、小型、フレキシブル、耐電磁雑音、長距離信号伝送、耐電圧など、様々な利点をもつ電流測定装置が知られている。このような電流測定装置の一例として、光の偏光面が磁界の作用により回転するファラデー効果を利用した、反射型の電流測定装置が特許文献１に開示されている。
　この電流測定装置は、センサ用光ファイバに鉛ガラスファイバを用いると共に、センサ用光ファイバの他端にミラーを配置した反射型の電流測定装置である。センサ用光ファイバは被測定電流が流れている導体の外周に、被測定電流の検出用に周回設置され、センサ用光ファイバの一端側から入射した直線偏光を、ミラーで往復する間に、被測定電流の磁界で回転する直線偏光のファラデー回転角を測定することを基本構成としている。更に、ＹＩＧなどの強磁性体結晶からなるファラデー回転子を備える。
　しかしながら、電流測定装置に用いるファラデー回転子のファラデー回転角は周囲の温度に依存する特性（温度特性）を有し、更にセンサ用光ファイバにもヴェルデ定数及びファラデー回転角の温度依存による比誤差の温度特性が存在する。従って、ファラデー回転子の補償だけでなく、センサ用光ファイバの温度特性の補償（低減）が必要であった。このファラデー回転子とセンサ用光ファイバの両方の温度特性を完全に補償する電流測定装置として、本発明者は比誤差の変動幅を±０．５％又は±０．２％以内に抑えた電流測定装置を発明した（特許文献２参照）。
　特許文献２記載の電流測定装置は、少なくとも、センサ用光ファイバと、偏光分離器と、ファラデー回転子と、光源と、光電変換素子を備える信号処理回路を含んで電流測定装置を構成し、センサ用光ファイバを被測定電流が流れている導体の外周に周回設置している。更に、ファラデー回転子の磁気飽和時のファラデー回転角を、温度２３℃において２２．５°＋α°に設定してファラデー回転角を２２．５°からα°だけ変化させることで、信号処理回路から出力される被測定電流の測定値における比誤差の変動幅を、－２０℃以上８０℃以下の温度範囲に亘って±０．５％又は±０．２％の範囲内に設定している。
　ファラデー回転子の比誤差の変動幅を減少させることで、信号処理回路から出力される被測定電流の測定値における比誤差の変動幅を、±０．５％又は±０．２％の範囲内に抑えている。従って、測定値における比誤差の温度特性補償を、ファラデー回転子で行うことが可能となり電流測定装置の信頼性が向上すると共に、比誤差の変動幅を±０．５％又は±０．２％以内に抑えることで、保護継電器への適用が可能な電流測定装置を実現している。
ＷＯ２００６／０２２１７８号公報（第４－７頁、図１８） 特開２０１０－２７１２９２号公報
　しかしながら、本発明者が実際に電流測定装置の比誤差の変動幅を±０．５％以内まで低減した結果、相対的にセンサ用光ファイバ固有の複屈折が大きな補償対象として現れることを、本発明者は特許文献２の電流測定装置を検討して導き出した。
　センサ用光ファイバは直線状態でも複屈折を有しており、更に導体の外周に周回設置される。従って、センサ用光ファイバが直線状態から変形される構成となる。この曲げに伴う変形によりセンサ用光ファイバに応力が発生し、その応力によりセンサ用光ファイバには更に大きな複屈折が発生する。その結果、比誤差の低減化を図るほど、センサ用光ファイバからの出力時に制御不可能な位相を持つ２つの伝搬モードが出力されることとなり、電流測定装置の出力に変動や減衰が顕著に表れることを本発明者は見出した。
　本発明者が実際に特許文献２で開示されている電流測定装置の比誤差の変動幅を測定したところ、センサ用光ファイバの複屈折に起因する比誤差の変動幅は図３１に示すように、電流測定装置から出力される被測定電流の測定値において、約－１．０％～約１．２％の範囲で現れた（－２０℃以上８０℃以下の温度範囲では、約－０．７％～約１．２％の範囲）。従って、前記のようにファラデー回転子の比誤差の変動幅を減少させるだけでは、被測定電流の測定値における比誤差の変動幅を±０．５％の範囲内に抑えることは困難であることを見出した。
　本発明は前記事情に鑑みてなされたものであり、出力における比誤差の変動幅を±０．５％の範囲内に確実に収めることが可能であり、且つ、組み立ての容易化も可能な電流測定装置の提供を課題とする。
　前記課題は、以下の本発明により達成される。即ち、
　（１）本発明の電流測定装置は少なくとも、光入出射部と、センサ用光ファイバと、ファラデー回転子と、第１の１／４波長板及び第２の１／４波長板と、偏光分離器と、光源と、光電変換素子を備える信号処理回路を含み、
光入出射部は２本の導波路が配列されて構成されており、
光入出射部から順に、偏光分離器、第１の１／４波長板、第２の１／４波長板、ファラデー回転子、センサ用光ファイバが配置され、
更にセンサ用光ファイバは複屈折を有すると共に、被測定電流が流れている導体の外周に周回設置され、回転方向の異なる２つの円偏光を入射するための一端と、入射した円偏光を反射する他端を備え、
第２の１／４波長板は、センサ用光ファイバの一端側に設けられると共に、
ファラデー回転子は、センサ用光ファイバの一端側と第２の１／４波長板との間に配置され、
光源から出射された光が他端で反射されることで、偏光分離器、第１の１／４波長板、第２の１／４波長板、ファラデー回転子、及びセンサ用光ファイバを往復する往復光路が設定され、
第１の１／４波長板と第２の１／４波長板間の往復光路で２つの直線偏光が伝搬されると共に、第１の１／４波長板と第２の１／４波長板間の往復光路における２つの直線偏光の位相差が補償されており、
更に、ファラデー回転子の磁気飽和時のファラデー回転角が、温度２３℃において２２．５°＋α°に設定され、信号処理回路から出力される被測定電流の測定値における比誤差の変動幅が±０．５％の範囲内に設定され、
第１の１／４波長板及び第２の１／４波長板のそれぞれの光学面上における結晶軸方向が直交するように設定されるか又は同一方向に設定されることを特徴とする。
　２つの直線偏光を伝搬する、第１の１／４波長板と第２の１／４波長板間の往復光路としては偏光面保持ファイバ（ＰＭＦ）で構成するか、或いは、光学面上の結晶軸方向が揃っていると共に異常光線のシフト方向が逆方向に配置された２つの複屈折素子で構成しても良い。
　（２）本発明の電流測定装置の一実施形態は、偏光分離器の光学面上における結晶軸方向と、第１の１／４波長板の光学面上における結晶軸方向が直交するように設定されるか又は同一方向に設定されることを特徴とする。
　（３）本発明の電流測定装置の他の実施形態は、偏光分離器の光学面上における結晶軸方向と、第１の１／４波長板の光学面上における結晶軸方向と、第２の１／４波長板の光学面上における結晶軸方向とが、同一方向に設定されることを特徴とする。
　（４）本発明の電流測定装置の一実施形態は、変動幅が±０．５％の範囲内に設定される温度範囲が１００℃であることが好ましい。
　（５）本発明の電流測定装置の他の実施形態は、１００℃の温度範囲が、－２０℃以上８０℃以下であることが好ましい。
　（６）本発明の電流測定装置の他の実施形態は、ファラデー回転子が、温度の変化に伴って磁気飽和時のファラデー回転角が２次曲線状に変化するファラデー回転角の温度特性を有することが好ましい。
　（７）本発明の電流測定装置の他の実施形態は、ファラデー回転子が、２つ以上のファラデー素子で構成されることが好ましい。
　（８）本発明の電流測定装置の他の実施形態は、２つ以上のファラデー素子のファラデー回転角がそれぞれ異なることが好ましい。
　（９）本発明の電流測定装置の他の実施形態は、信号処理回路から出力される被測定電流の測定値における比誤差の変動幅が、±０．２％の範囲内に設定されることが好ましい。
　（１０）本発明の電流測定装置の他の実施形態は、変動幅が±０．２％の範囲内に設定される温度範囲が１００℃であることが好ましい。
　（１１）本発明の電流測定装置の他の実施形態は、１００℃の温度範囲が、－２０℃以上８０℃以下であることが好ましい。
　（１２）本発明の電流測定装置の他の実施形態は、センサ用光ファイバが鉛ガラスファイバであることが好ましい。
　請求項１記載の発明（即ち、前記（１）の発明）に依れば、温度２３℃においてファラデー回転子の回転角を２２．５°からα°だけ変化させて電流測定装置の比誤差の変動幅を減少させることに加え、センサ用光ファイバ固有の複屈折に伴う比誤差を補償すると共に、第１の１／４波長板と第２の１／４波長板の間の往復光路における２つの直線偏光の位相差も補償している。従って、ファラデー回転子の回転角の位相差以外の位相差は、センサ用光ファイバ内部のファラデー効果による位相差φを除いて全て補償され、電流測定装置の出力に現れなくなる。よって、センサ用光ファイバの複屈折に起因する比誤差の変動幅（約－１．０％～約１．２％）が補償されると共に、第１の１／４波長板と第２の１／４波長板の間の往復光路における２つの直線偏光の位相差も補償されるため、電流測定装置の出力における比誤差の変動幅を±０．５％の範囲内に確実に収めることが可能となる。
　更に、ファラデー回転子の回転角の位相差以外の位相差が、位相差φを除いて全て補償されるので、電流測定装置の光ファイバ内を光が伝搬する時に外乱が加わって位相が変化しても、電流測定装置の出力は影響を受けない。従って、電流測定装置の出力特性を安定化させることも可能となる。
　更に、第１及び第２の１／４波長板のそれぞれの光学面上における結晶軸方向を直交するように設定又は同一方向に設定している。従って、円偏光を使用した電流測定装置を構成する際に、２つの１／４波長板の分だけ構成素子が増加しても、互いの結晶軸方向の細かな角度調整作業が不要となる。よって、比誤差変動幅の±０．５％範囲内への抑制という高機能の実現と、構成素子の組み立て作業の容易化を同時に実現することが可能となる。
　更に、センサ用光ファイバの種類を問わず広く本発明の電流測定装置を実現することが出来るので、電流測定装置の歩留まり向上も可能となる。
　更に、請求項２記載の発明（即ち、前記（２）の発明）に依れば、請求項１記載の発明が有する効果に加えて、第１の１／４波長板に対して偏光分離器を設置する際に、互いの結晶軸方向の細かな角度調整作業が不要となる。従って、偏光分離器と第１の１／４波長板との間の組み立て作業を容易に行うことが可能となる。
　更に、請求項３記載の発明（即ち、前記（３）の発明）に依れば、請求項１記載の発明が有する効果に加えて、偏光分離器と２つの１／４波長板との間の結晶軸角度の調整作業や設置作業を行う必要が無くなる。従って、偏光分離器と２つの１／４波長板との間の組み立て作業をより一層容易化することが出来る。
　更に、請求項４、５又は１０、１１記載の発明（即ち、前記（４）、（５）又は（１０）、（１１）の発明）に依れば、±０．５％又は±０．２％の比誤差変動幅を、１００℃（－２０℃以上８０℃以下）の温度範囲に亘って実現することにより、－１０℃以上４０℃以下の常温域をカバーする実用性を備えた電流測定装置を構成することが可能となる。
　更に、請求項６又は９記載の発明（即ち、前記（６）又は（９）の発明）に依れば、温度の上昇に伴って磁気飽和時のファラデー回転角が２次曲線状に変化するファラデー回転角の温度特性を有するファラデー回転子を備えることにより、信号処理回路から出力される被測定電流の測定値における比誤差の変動幅を、±０．５％又は±０．２％の範囲内に設定することが可能となる。従って±０．５％範囲内の用途に加えて、±０．２％範囲内の比誤差の温度特性が要求される用途（例えば電気料金を計量するための電力量計）に電流測定装置を使用することが可能となる。
　更に、請求項７記載の発明（即ち、前記（７）の発明）に依れば、所望の回転角を有するファラデー回転子を安定して得ることが出来る。
　更に、請求項８記載の発明（即ち、前記（８）の発明）に依れば、各ファラデー素子のファラデー回転角をそれぞれ異なるように構成することが可能となるので、各ファラデー素子の温度特性を所望の特性に設定することが出来る。
　更に、請求項１２記載の発明（即ち、前記（１２）の発明）に依れば、センサ用光ファイバに鉛ガラスファイバを使用しても、信号処理回路から出力される被測定電流の測定値における比誤差の変動幅を±０．５％（又は±０．２％）の範囲内に抑えることが可能となる。
本発明の一実施形態に係る電流測定装置の構成を示す説明図である。 図１の電流測定装置における、光学系（サーキュレータ除く）の構成を示す説明図である。 図２の電流測定装置の、光入出射部から偏光面保持ファイバまでの各構成素子の配置と、往路での光の偏光状態を示す斜視図である。 図２の電流測定装置の、偏光面保持ファイバからセンサ用光ファイバまでの各構成素子の配置と、往路での光の偏光状態を示す斜視図である。 図２における偏光面保持ファイバの偏光保存軸方向と、その偏光面保持ファイバへの入射光の偏光状態を示す、偏光面保持ファイバ端面の説明図である。 図２における第２の１／４波長板の結晶軸方向と、第２の１／４波長板への伝搬光の偏光状態を示す説明図である。 図２の電流測定装置において、第１光ファイバから出射して、センサ用光ファイバの他端で反射されるまでの伝搬光の偏光状態を示す説明図である。 図２の電流測定装置の、偏光面保持ファイバからセンサ用光ファイバまでの各構成素子の配置と、復路での光の偏光状態を示す斜視図である。 図２の電流測定装置の、光入出射部から偏光面保持ファイバまでの各構成素子の配置と、復路での光の偏光状態を示す斜視図である。 図２の電流測定装置において、センサ用光ファイバの他端で反射されて、第１及び第２光ファイバに入射するまでの伝搬光の偏光状態を示す説明図である。 円偏光が往復で透過する際に、温度２３℃において４５°のファラデー回転角を有するファラデー回転子を備えた電流測定装置の－２０℃以上８０℃以下の温度範囲における比誤差の温度特性を模式的に示すグラフである。 温度２３℃におけるファラデー回転角を２２．５°からα°だけ変化させ、往復で透過する際のファラデー回転角温度依存性を模式的に示すグラフである。 ファラデー回転角を２２．５°からα°だけ変化させ、比誤差の温度特性の曲線を高温度側へとシフトさせたファラデー回転子を備える電流測定装置の、－２０℃以上８０℃以下の温度範囲における比誤差の温度特性を模式的に示すグラフである。 本発明の一実施形態に係る電流測定装置において、信号処理回路から出力される被測定電流の測定値における比誤差の温度特性グラフの一例である。 センサ用光ファイバに用いる鉛ガラスファイバの比誤差の温度特性を模式的に示すグラフである。 図２の別形態の構成を示す説明図である。 第１ファラデー素子のファラデー回転角の温度特性を模式的に示すグラフである。 第２ファラデー素子のファラデー回転角の温度特性を模式的に示すグラフである。 図１７と図１８のファラデー回転角の温度特性を組み合わせたファラデー回転角の温度特性を示すグラフである。 図１９のファラデー回転角温度依存性から得られる被測定電流の測定値における、電流測定装置の比誤差の温度特性グラフの一例である。 第１光ファイバ及び第２光ファイバの各端面形状の変更例を示す部分模式図である。 図２中の、第１の１／４波長板と第２の１／４波長板間の往復光路の別形態と、光の光路を示す斜視図である。 本発明の一実施形態に係る電流測定装置の、変更例を示す斜視図である。 本発明の電流測定装置の実施例１における比誤差の温度特性グラフ。 本発明の電流測定装置の実施例２におけるファラデー素子２７ａのファラデー回転角の温度特性の一例を示すグラフ。 本発明の電流測定装置の実施例２におけるファラデー素子２７ｂのファラデー回転角の温度特性の一例を示すグラフ。 本発明の電流測定装置の実施例２におけるファラデー素子２７ａおよび２７ｂの合計のファラデー回転角の温度特性の一例を示すグラフ。 本発明の電流測定装置の実施例２における比誤差の温度特性グラフ。 本発明の電流測定装置の実施例３におけるファラデー回転子のファラデー回転角の温度特性を示すグラフ。 本発明の電流測定装置の実施例３における比誤差の温度特性グラフ。 特許文献２で開示されている電流測定装置の比誤差の変動幅を示す、比誤差の温度特性グラフ。
　以下、各図を参照して本発明の一実施形態に係る電流測定装置を詳細に説明する。図１に示す電流測定装置１は少なくとも、光入出射部と、センサ用光ファイバ２と、ファラデー回転子３と、第１の１／４波長板４及び第２の１／４波長板５と、偏光分離器６、光源７、及び光電変換素子１３ａ、１３ｂを備える信号処理回路８を含んで構成される。更に、光源７から出射された光が、センサ用光ファイバ２の他端で反射されることで、偏光分離器６、第１の１／４波長板４、第２の１／４波長板５、ファラデー回転子３、及びセンサ用光ファイバ２を往復する往復光路が設定される。
　なお、以下の説明においては、図１中に示されるＸＹＺ直交座標系を設定し、このＸＹＺ直交座標系を参照しつつ各構成素子の位置関係について説明する。偏光分離器６からセンサ用光ファイバ２へと伝搬する光の伝搬方向をＺ軸、そのＺ軸に直交する面内のそれぞれ水平方向をＸ軸、垂直方向をＹ軸とそれぞれ設定しており、図１～図２３に示すＸＹＺ直交座標系は、各図で相互に対応しているものとする。
　電流測定装置１は大きく分けると、図１に示すように光源７と信号処理回路８及び光学系９とから構成されており、光学系９は図２に示す各構成素子およびサーキュレータ１０とから構成されている。光入出射部は２本の導波路である第１光ファイバ１１及び第２光ファイバ１２が配列されて構成されている。また、図２～図４に示す各構成素子は、光入出射部から順に、偏光分離器６、第１の１／４波長板４、第２の１／４波長板５、ファラデー回転子３、センサ用光ファイバ２が配置される。
　偏光分離器６には、Ｘ軸方向に平行な偏光方向を有する１つの直線偏光Ｌ１が入射される。その直線偏光Ｌ１は、図２～図３に示すように第１光ファイバ１１から、偏光分離器６に入射される。
　第１光ファイバ１１は偏光面保持ファイバで構成され、直線偏光状態を保持しつつ光を伝送することの可能な光ファイバ（いわゆるＰＭＦ；Ｐｏｌａｒｉｚａｔｉｏｎ　Ｍａｉｎｔａｉｎｉｎｇ　Ｆｉｂｅｒ）であり、一端側の端面１１ａが偏光分離器６の近傍に配置される。或いは端面１１ａと偏光分離器６が当接するように配置しても良い。その結果、第１光ファイバ１１は直線偏光Ｌ１を偏光分離器６に入射させると共に、偏光分離器６から出射される常光線ＬＯを、光電変換素子１３ａに伝搬する機能を有する。この偏光面保持ファイバは、その主軸が直線偏光Ｌ１の偏光方向（Ｘ軸方向）に一致するように配置される。
　第２光ファイバ１２は、シングルモード光ファイバやマルチモード光ファイバ、又は偏光面保持ファイバなどで構成され、一端側の端面１２ａが偏光分離器６の近傍に配置される。或いは、端面１２ａと偏光分離器６が当接するように配置しても良い。その結果、第２光ファイバ１２は、偏光分離器６から出射される異常光線ＬＥを光電変換素子１３ｂに伝搬する機能を有する。
　本実施形態の場合、第１及び第２光ファイバ１１、１２は、一端側の端面１１ａ、１２ａどうしが同一平面上に配置され、更に所定間隔を隔てて二芯構造のフェルール１４により保持される。前記所定間隔は、平行平板状の偏光分離器６の厚みと、偏光分離器６の材料の物性に応じて設定される。前記所定間隔を、偏光分離器６の分離間隔と一致させることで、常光線ＬＯと異常光線ＬＥを各光ファイバ１１、１２の各コアに入射させることができる。なお、第１及び第２光ファイバ１１、１２を所定間隔に保持する手段はフェルール１４に限る必要は無く、例えば、平行な２本のＶ溝を備えたアレイ基板であっても良く、光ファイバ１１、１２をＶ溝内に配置することで、双方の位置決めが可能となる。
　偏光分離器６は光透過型の光学素子であり、第１光ファイバ１１の端面１１ａ側の近傍側に設置される。偏光分離器６は複屈折素子から構成されており、直線偏光が結晶軸と直交に入射したときには直線偏光をそのまま透過し、直線偏光が結晶軸に沿って入射したときには直線偏光を平行にシフト移動させて出射させる、偏光分離素子としての機能を備える。このような直交する二面以外の偏光面で入射した直線偏光は、それぞれのベクトル成分に光強度が分離され、常光線はそのまま透過され、異常光線は平行移動して出射される。従って、偏光分離器６は、センサ用光ファイバ２側から伝搬される直線偏光を、相互に直交する常光線ＬＯと異常光線ＬＥに分離すると共に、後述する光源７から出射される直線偏光Ｌ１を透過させる機能を有する。
　偏光分離器６の材料は、ルチル、ＹＶＯ４、ニオブ酸リチウム、方解石から選択することができる。このような材料から選択された複屈折素子は、所定の厚みで、対向する光入出射用光学面が平行となる平板に加工されて偏光分離器６とされる。平行な光学面の一方が、第１光ファイバ１１及び第２光ファイバ１２の端面１１ａ及び１２ａと対向し、他方の光学面がレンズ１５及び第１の１／４波長板４と対向するように設置される。また、光学面上における結晶軸Ｘ６１方向は、Ｙ軸方向に平行に設定される。このような偏光分離器６では、直線偏光が一方の光学面から入射すると、常光線ＬＯと異常光線ＬＥとに分離し、他方の平面から出射する際に、これらの常光線ＬＯと異常光線ＬＥを所定の分離間隔に隔てて平行に出射する。
　第１の１／４波長板４は、偏光分離器６と面対向に配置され、光学面上における結晶軸Ｘ４１の方向が、Ｘ軸方向となるように配置される。その材料には水晶やフッ化マグネシウム等の結晶材料が使用され、波長λの直線偏光の位相がπ／２ずれるような厚みで、且つ、対向する光入出射用の光学面が平行となる平板に加工されている。
　その第１の１／４波長板４と後述する第２の１／４波長板５の間の往復光路では、２つの直線偏光が伝搬される。本実施形態では、その往復光路として偏光面保持ファイバ１７を用いる。偏光面保持ファイバ１７は、直線偏光状態を保持しつつ光を伝送することの可能な光ファイバ（ＰＭＦ）であり、その素線内部は図５の端面図で示すように、高屈折率であるコア１７ａと、このコア１７ａの周囲に同心円状に形成された比較的低屈折率のクラッド１７ｃと、クラッド１７ｃ内に設けられた２つの応力付与部１７ｂとから構成されている。
　応力付与部１７ｂは、クラッド１７ｃ内でコア１７ａを中心に対称配置されており、その断面は円形である。また、その屈折率はクラッド１７ｃよりも更に低い。応力付与部１７ｂには、クラッド１７ｃよりも熱膨張係数の大きい材料が用いられており、特にＢ２Ｏ３－ＳｉＯ２ガラスが利用される。２つの応力付与部１７ｂによってコア１７ａには両サイドから内部応力が加えられ（図５の場合はＸ軸に対して４５°の方向、即ちＳ軸方向に加えられる）、その内部応力によってコア１７ａ内部の応力分布がＳ軸方向と、その方向に直交な方向（Ｙ軸に対して４５°の方向、すなわちＦ軸方向）で非対称となり、複屈折特性が現れる。
　この複屈折特性により、Ｘ軸に平行な偏光方向で入射する直線偏光Ｌ１は、それぞれの軸成分（図５中のＳ軸とＦ軸）に光強度が分離され、２つの直線偏光ＬＦとＬＳとして偏光面保持ファイバ１７内部を伝搬して行き、出射される。この応力方向Ｓ軸とその直交方向Ｆ軸を偏光面保持ファイバの主軸（偏光保存軸）と云う。応力分布の非対称性によって、Ｓ軸とＦ軸との伝搬定数に差が付けられて偏光モード間の結合が防止される。複屈折特性により、Ｓ軸とＦ軸では光の群速度が異なる。モード屈折率が小さいとその方向に進行する光の群速度が大きくなるので、Ｆ軸方向を高速軸（Ｆａｓｔ　ａｘｉｓ）と呼び、同様の理由から大きなモード屈折率を持つＳ軸方向を低速軸（Ｓｌｏｗ　ａｘｉｓ）と呼ぶ。
　偏光面保持ファイバ１７の一端側の端面はレンズ１５に対向して配置されると共に、他端側の端面は第２の１／４波長板５に面対向に配置される。各端面は、偏光面保持ファイバ１７の光軸と直交する直立面になっている。
　その偏光面保持ファイバ１７の一端側の端面と、第１の１／４波長板４との間にレンズ１５が配置される。レンズ１５は本実施形態の場合には単一のレンズで構成され、焦点が偏光面保持ファイバ１７端面のコアの略中心上に設定されている。
　なお、第１及び第２光ファイバ１１、１２の各端面１１ａ、１２ａは図２１に示すように斜めに研磨加工を施すように変更しても良い。このように端面１１ａ、１２ａを斜めに形成することにより、端面１１ａ、１２ａの位置を、レンズ１５における常光線ＬＯ、異常光線ＬＥごとの焦点距離に合致させ、第１光ファイバ１１及び第２光ファイバ１２の結合効率を向上させることが可能となる。
　第２の１／４波長板５は、偏光面保持ファイバ１７を伝搬して来る２つの直線偏光ＬＦ、ＬＳの偏光面を円偏光ＬＣ１、ＬＣ２に変換する光学素子として用いられる。その材料には水晶やフッ化マグネシウム等の結晶材料が使用され、波長λの各直線偏光ＬＦ、ＬＳの位相がπ／２ずれるような厚みで、且つ、対向する光入出射用の光学面が平行となる平板に加工されている。
　第２の１／４波長板５は、偏光面保持ファイバ１７と面対向に配置されると共に、センサ用光ファイバ２の一端側に配置されるように設けられる。更に、光学面上における結晶軸Ｘ５１の方向が、偏光面保持ファイバ１７から入射される２つの直線偏光ＬＦ、ＬＳの偏光方向に対して±４５°の角度を呈するようにＸ軸方向に設定される。
　従って、第１の１／４波長板４及び第２の１／４波長板５のそれぞれの光学面上における結晶軸Ｘ４１とＸ５１の結晶軸方向は、同一方向であるＸ軸方向に設定される。更に、偏光分離器６の光学面上における結晶軸Ｘ６１方向は、前記の通りＹ軸方向に設定されている為、結晶軸Ｘ６１方向と結晶軸Ｘ４１方向とは互いに直交するように設定される。
　ファラデー回転子３は、外周に永久磁石３ａが設けられた光透過型の光学素子であり、ビスマス置換型ガーネット単結晶で形成され、センサ用光ファイバ２の入射端である一端２ａ側の近傍と第２の１／４波長板５との間に配置される。また外形は、所定の厚みで且つ対向する光入出射用光学面が平行となる平板に加工されており、入射する２つの円偏光ＬＣ１、ＬＣ２の一方に、磁気飽和によるファラデー回転角分だけ往復分の総和の位相差を与える。なお、図４及び図８では永久磁石３ａの図示を省略している。
　本発明では、２つの円偏光ＬＣ１、ＬＣ２が透過する際の、磁気飽和時におけるファラデー回転角を、温度２３℃において２２．５°から若干変化するように設定する。なおファラデー回転角の温度を２３℃に定義した根拠は、常温においてファラデー回転角を計測するに当たって最も簡単に計測できる温度として本出願人が設定したためである。従って、円偏光ＬＣ１又はＬＣ２がファラデー回転子３を１回透過する際のファラデー回転角は、２２．５°＋若干の変化分α°となる。よって、第２の１／４波長板５を透過後で且つファラデー回転子３を透過する前の円偏光間の位相差と、センサ用光ファイバ２から出射後で且つファラデー回転子３を透過後の円偏光間の位相差は、被測定電流Ｉの影響を受けない場合、前記ファラデー回転角の２倍となり、合計で４５°＋２α°となる。なお、ファラデー回転角の回転方向はＺ軸方向に対して、右回り又は左回りのどちらでも任意に設定可能であるが、図３では一例として左回りの場合を図示している。
　図１１に、円偏光が往復で透過する際に温度２３℃において４５°のファラデー回転角を有する電流測定装置の信号処理回路から出力される被測定電流の測定値における－２０℃以上８０℃以下の温度範囲における比誤差の温度特性を模式的に示したグラフを表す。温度範囲を－２０℃以上８０℃以下の１００℃に定義した根拠は、本出願人の客先からの要求による。
　図１１に示すように、電流測定装置の比誤差は温度が上昇するにつれて非線形に増大する。このような比誤差の温度特性において、温度２３℃におけるファラデー回転角を２２．５°から若干の回転角α°だけ変化するように設定することにより、図１２に示すように往復で回転角は前記の通り４５°＋２α°となる。これにより図１３に示すように電流測定装置の比誤差の温度特性の曲線は高温側へとシフトする。この結果、図１１と図１３を比較して分かるように、比誤差の変動幅を減少させることが可能となる。回転角α°は、比誤差の温度特性の曲線をシフトさせたときに、比誤差の変動幅が減少する範囲内で任意に設定可能である。このようにファラデー回転角を２２．５°からα°だけ変化させることにより、電流測定装置の比誤差の変動幅を減少させる。
　そのファラデー回転子３と第２の１／４波長板５との間には、レンズ１６が配置される。レンズ１６は本実施形態の場合には単一のレンズで構成され、焦点が偏光面保持ファイバ１７端面のコア１７ａの略中心上と、センサ用光ファイバ２の一端２ａのコアの略中心上に設定される。センサ用光ファイバ２の一端２ａも、その光ファイバ２の光軸と直交する直立面になっている。
　センサ用光ファイバ２は、被測定電流Ｉが流れている導体１８の外周に周回設置される。センサ用光ファイバ２を構成するファイバの種類は特に限定されないが、複屈折を有するファイバとする。ファイバの中でも鉛ガラスファイバは光弾性係数が小さく、且つファラデー効果の大きさを決めるヴェルデ定数が比較的大きいという特性を有するため、センサ用光ファイバ２に好ましい。
　またセンサ用光ファイバ２は、ファラデー回転子３から出射された回転方向の異なる２つの円偏光ＬＣ１、ＬＣ２を入射するための一端２ａと、入射した円偏光ＬＣ１、ＬＣ２を反射する他端を備える。その他端には反射部材としてミラー１９が設けられる。なお他端には、ミラー１９の他にも任意の反射部材を採用することが可能であり、例えば、金、銀、銅、クロム、アルミなど、光に対して低吸収率で高反射率の金属や、誘電体膜による反射膜を設けても良い。
　更に、図１より１０はサーキュレータ、７は光源、１３ａと１３ｂは光電変換素子の一種であるフォトダイオード（ＰＤ：Ｐｈｏｔｏ　Ｄｉｏｄｅ）、２１ａと２１ｂはアンプ（Ａ）、２２ａと２２ｂはバンドパスフィルタ（ＢＰＦ：Ｂａｎｄ－Ｐａｓｓ　Ｆｉｌｔｅｒ）、２３ａと２３ｂはローパスフィルタ（ＬＰＦ：Ｌｏｗ－Ｐａｓｓ　Ｆｉｌｔｅｒ）、２４ａと２４ｂは電気信号の交流成分と直流成分との比を求めるための除算器、２５は極性反転器、２６は演算器である。
　フォトダイオード１３ａは、常光線ＬＯを受光して当該ＬＯの光強度に応じた第１の電気信号を出力する。一方のフォトダイオード１３ｂは、異常光線ＬＥを受光して当該ＬＥの光強度に応じた第２の電気信号を出力する。信号処理回路８は、第１及び第２の電気信号に基づいて被計測電流Ｉの電流値を算出する。
　光源７は、半導体レーザ（ＬＤ：Ｌａｓｅｒ　Ｄｉｏｄｅ）、発光ダイオード（ＬＥＤ：Ｌｉｇｈｔ　Ｅｍｉｔｔｉｎｇ　Ｄｉｏｄｅ）、スーパールミネッセントダイオード（ＳＬＤ：Ｓｕｐｅｒ　Ｌｕｍｉｎｅｓｃｅｎｔ　Ｄｉｏｄｅ）、ＡＳＥ光源などで構成され、所定の波長λの光を出射させる。
　サーキュレータ１０は偏光依存／無依存型のどちらでも良く、光源７から出射された光を直線偏光化し、１つの直線偏光Ｌ１を第１光ファイバ１１に入射する。そのサーキュレータ１０は複屈折素子及び４５°ファラデー回転子で構成すれば良く、またサーキュレータ１０に換えて偏光分離プリズムや光ファイバカプラを用いても良い。
　以上のように構成された電流測定装置１の動作を、各図を参照して説明する。なお、図７及び図１０の（ａ）～（ｈ）は、図２中の符号（ａ）～（ｈ）で示す各光路断面での偏光状態に対応している。更に、図７又は図１０ではＸ軸方向を１～４、Ｙ軸方向をａ～ｄのマトリクスで表し、例えば図７（ａ）に示すような直線偏光Ｌ１の伝搬位置は、マトリクスで見るとＸ軸方向で２と３の間、Ｙ軸方向でａとｂの間なので、本実施形態ではこのような伝搬位置を（２－３、ａ－ｂ）と表す。
　まず、光源７から出射された波長λのレーザ光はサーキュレータ１０によって、Ｘ軸方向に平行な偏光方向を示す１つの直線偏光Ｌ１に変換され、次に第１光ファイバ１１に入射される（図２、図３参照）。
　第１光ファイバ１１は偏光面保持ファイバなので、直線偏光Ｌ１はその偏光方向を保持されたまま第１光ファイバ１１の一端側の端面１１ａまで伝搬され、端面１１ａから偏光分離器６に（２－３、ａ－ｂ）の伝搬位置で出射される（図７（ａ）参照）。
　前記の通り、偏光分離器６の光学面上における結晶軸Ｘ６１方向は、Ｙ軸方向に平行に設定されるため、直線偏光Ｌ１の偏光方向と直交する。従って、直線偏光Ｌ１は偏光分離器６内部で複屈折を起こすこと無く常光線として透過し、偏光分離器６に入射した時の偏光状態のまま第１の１／４波長板４に入射する。
　前記の通り、第１の１／４波長板４の光学面上における結晶軸Ｘ４１の方向は、Ｘ軸方向に平行に設定されるため、直線偏光Ｌ１の偏光方向と一致する。従って直線偏光Ｌ１は第１の１／４波長板４の内部を、入射した時の偏光状態のまま透過して、レンズ１５によって偏光面保持ファイバ１７の端面に入射される。
　前記の通り、偏光面保持ファイバ１７の偏光保存軸であるＳ軸とＦ軸は、Ｘ軸に対して４５°の方向と、Ｙ軸に対して４５°の方向に配置されている。従って、Ｘ軸に平行な直線偏光Ｌ１が偏光面保持ファイバ１７に入射すると、偏光面保持ファイバ１７の複屈折特性によりＳ軸とＦ軸にそれぞれ平行なベクトル成分に光強度が分離され、２つの直線偏光ＬＦとＬＳに変換されてコア１７ａ内部を伝搬する（図３、及び図５参照）。直線偏光ＬＦとＬＳは、一端側の端面まで伝送され、端面から第２の１／４波長板５に出射される。
　偏光面保持ファイバ１７内部を伝搬する時に２つの直線偏光ＬＦとＬＳ間には、高速軸（Ｆａｓｔ　ａｘｉｓ）と低速軸（Ｓｌｏｗ　ａｘｉｓ）間の群速度の相違による位相差ΔＶが発生する。従って、偏光面保持ファイバ１７から出射した時に、ＬＦはＬＳに対してΔＶ分の位相差を有する。
　前記の通り、第２の１／４波長板５の光学面上における結晶軸Ｘ５１の方向は、Ｘ軸方向に設定されている。従って、偏光面保持ファイバ１７から入射される２つの直線偏光ＬＦとＬＳの偏光方向に対して±４５°の角度を呈するように配置される（図６、及び図７（ｂ）参照）。前記Ｆ軸と結晶軸Ｘ５１とは－４５°の傾きとなるので、図７（ｃ）に示すように直線偏光ＬＦは第２の１／４波長板５の入射側（Ｚ軸方向）から見て左回りの第１の円偏光ＬＣ１に変換される。一方、前記Ｓ軸と結晶軸Ｘ５１とは＋４５°の傾きとなるので、図７（ｄ）に示すように直線偏光ＬＳは第２の１／４波長板５の入射側（Ｚ軸方向）から見て右回りの第２の円偏光ＬＣ２に変換される。
　位相差ΔＶが付与されて先行する円偏光ＬＣ１は、第２の１／４波長板５から出射された後にレンズ１６を透過し、次にファラデー回転子３を透過する際に、２２．５°＋α°の位相差が付与される。前記の通り、ファラデー回転子３の回転方向はＺ軸方向に見て左回りに設定されているので、Ｚ軸方向に見て左回りの円偏光ＬＣ１が、ＬＣ２に対して２２．５°＋α°進むように位相差が付与される。ファラデー回転子３を透過後、２つの円偏光ＬＣ１とＬＣ２はセンサ用光ファイバ２の一端２ａに入射される。
　センサ用光ファイバ２内に入射した２つの円偏光ＬＣ１とＬＣ２は、その内部を伝搬して他端側に到達しミラー１９で反射して、再び一端２ａに戻る（図２参照）。このような反射による円偏光ＬＣ１及びＬＣ２の往復伝搬の間に、円偏光ＬＣ１及びＬＣ２は被測定電流Ｉによって発生した磁界の影響を受ける。そしてファラデー効果により被測定電流Ｉの大きさに応じた位相差φが、２つの円偏光ＬＣ１及びＬＣ２間に発生する。φは、センサ用光ファイバ２内を円偏光ＬＣ１及びＬＣ２が往復したときに、ファラデー効果により被測定電流Ｉに応じて発生する円偏光ＬＣ１及びＬＣ２間の位相差である。
　更に、センサ用光ファイバ２が有する複屈折により、２つの円偏光ＬＣ１及びＬＣ２間には、一端２ａから他端までの伝搬の間に位相差が発生し、この位相差による比誤差も発生する。しかしながら、２つの円偏光ＬＣ１及びＬＣ２は、ミラー１９での反射により一端２ａから他端の間を往復伝搬する。従って、一端２ａから他端までの往路における伝搬の間に発生した位相差は、他端から一端２ａまでの復路における伝搬の間に発生する位相差によって補償される。以上により、センサ用光ファイバ２固有の複屈折に伴う比誤差が補償される。
　ミラー１９による反射の前後で、第１の円偏光ＬＣ１及び第２の円偏光ＬＣ２のそれぞれの回転方向は変わらないが、反射により伝搬方向は逆方向となる。従って、伝搬方向から見た時にはそれぞれの回転方向は逆回転となる。
　反射された２つの円偏光ＬＣ１及びＬＣ２は、再びセンサ用光ファイバ２を伝搬し、今度はセンサ用光ファイバ２の一端２ａからファラデー回転子３へと出射される（図２及び図８参照）。
　円偏光ＬＣ１とＬＣ２は、今度はセンサ用光ファイバ２側（－Ｚ軸方向）からファラデー回転子３に入射される。また、各円偏光ＬＣ１、ＬＣ２の伝搬方向における回転方向は、ミラー１９での反射により往路と復路で逆方向となっている。従って、２つの円偏光ＬＣ１及びＬＣ２が再度ファラデー回転子３を透過する際に、再び円偏光ＬＣ１に対して２２．５°＋α°の位相差が付与される。以上により、センサ用光ファイバ２から出射してファラデー回転子３を透過した後の２つの円偏光ＬＣ１及びＬＣ２の間の位相差は、往路においてファラデー回転子３を透過する前の２つの円偏光ＬＣ１及びＬＣ２間に対し、（４５°＋２α°＋φ＋ΔＶ）だけ進むこととなる。
　ファラデー回転子３を透過後、２つの円偏光ＬＣ１とＬＣ２は、レンズ１６を透過して再度、第２の１／４波長板５に入射される（図８、及び図１０（ｅ）、（ｆ）参照）。円偏光ＬＣ１は伝搬方向である－Ｚ軸方向から見ると右回りの円偏光なので、第２の１／４波長板５によって前記Ｓ軸方向の偏光方向を呈する直線偏光ＬＳ’に変換される。一方、円偏光ＬＣ２は－Ｚ軸方向から見ると左回りの円偏光なので、第２の１／４波長板５によって前記Ｆ軸方向の偏光方向を呈する直線偏光ＬＦ’に変換される（図８、及び図１０（ｇ）参照）。
　これら２つの直線偏光ＬＦ’、ＬＳ’は、レンズ１６によって偏光面保持ファイバ１７端面に入射され、偏光面保持ファイバ１７内を他端側まで伝搬される（図９参照）。直線偏光ＬＦ’の偏光方向は、偏光面保持ファイバ１７のＦ軸（高速軸）に平行に入射され、もう一方の直線偏光ＬＳ’の偏光方向は、偏光面保持ファイバ１７のＳ軸（低速軸）に平行に入射される。従って、偏光面保持ファイバ１７内で２つの直線偏光ＬＦ’、ＬＳ’は更に分離されることなく、互いの偏光方向を保ったまま第１の１／４波長板４側に伝搬されて行く。
　前記の通り往路（Ｚ軸方向）での２つの直線偏光ＬＦとＬＳの間には、偏光面保持ファイバ１７の群速度の相違による位相差ΔＶが付与されていた。しかし復路（－Ｚ軸方向）では、ＬＳがＦ軸成分の直線偏光ＬＦ’となり、ＬＦがＳ軸方向の直線偏光ＬＳ’となる。従って、復路ではＬＦ’がＬＳ’　に対してΔＶ分の位相差を有することになる。即ち、往路で位相差ΔＶを有する直線偏光ＬＦは、復路では位相差－ΔＶを有することになるので、偏光面保持ファイバ１７内を２つの直線偏光が往復することにより、偏光面保持ファイバ１７内の位相差は補償される。以上により、第１の１／４波長板４と第２の１／４波長板５の間の往復光路である偏光面保持ファイバ１７における２つの直線偏光の位相差が補償されることとなる。従って復路において、偏光面保持ファイバ１７を出射した時点での２つの直線偏光ＬＦ’、ＬＳ’間の位相差は、（４５°＋２α°＋φ）となる。
　偏光面保持ファイバ１７の一端側の端面まで伝搬された２つの直線偏光ＬＦ’及びＬＳ’は、その端面からレンズ１５を介して第１の１／４波長板４に出射され、第１の１／４波長板４を透過することで１つの光に合成される。２つの直線偏光ＬＦ’及びＬＳ’間の位相差は（４５°＋２α°＋φ）であるため、合成された光としては、長軸がＹ軸に対して傾いた楕円偏光が形成される。この楕円偏光の長軸成分と短軸成分との比率は、前記位相差φに依存して変化する。このような楕円偏光が偏光分離器６に入射される。
　偏光分離器６に入射された合成光は、相互に直交する常光線ＬＯと異常光線ＬＥに分離される（図２、図９、及び図１０（ｈ）参照）。常光線ＬＯと異常光線ＬＥの光強度は、前記位相差φに依存して変化する。図９及び図１０（ｈ）では見易さの確保のため、大きめに図示している。結晶軸Ｘ６１方向はＹ軸方向に設定されているため、常光線ＬＯの偏光方向と直交する。従って、常光線ＬＯは偏光分離器６内部で複屈折を起こすこと無く、図１０（ｈ）に示すように（２－３、ａ－ｂ）の伝搬位置のまま透過して第１光ファイバ１１に入射される。一方、異常光線ＬＥは、結晶軸Ｘ６１の方向に対して平行となるため、図１０（ｈ）に示すように偏光分離器６内部で（２－３、ｃ－ｄ）の伝搬位置にシフト移動され、第２光ファイバ１２に入射される。
　第１光ファイバ１１に入射された常光線ＬＯの直線偏光は、サーキュレータ１０に導かれ、更に光電変換素子１３ａに受光される。一方、第２光ファイバ１２に入射された異常光線ＬＥの直線偏光は、光電変換素子１３ｂに受光される。
　光電変換素子１３ａ、１３ｂにより２つの直線偏光は、第１及び第２の電気信号に変換され、それら電気信号は信号処理回路８に入力され、２つの電気信号のそれぞれの変調度（交流成分／直流成分）の平均が演算され、最終的に電気量に変換されることで被測定電流Ｉの電流値が算出される。図１４に、電流測定装置１において信号処理回路８から出力される被測定電流Ｉの測定値における比誤差の温度特性グラフの一例を示す。
　本発明では、図１４に示すように信号処理回路８から出力される、被測定電流Ｉの測定値における比誤差の変動幅を、±０．５％の範囲内に設定するものとする。また前記±０．５％を、１００℃（－２０℃以上８０℃以下）の温度範囲に亘って実現するものとする。前記温度範囲を－２０℃以上８０℃以下の１００℃に設定する理由は、－１０℃以上４０℃以下の常温域をカバーする実用性を考慮したものである。本発明では、このような比誤差の変動幅の±０．５％内の設定を、前述したようにファラデー回転子３の回転角の調整と、センサ用光ファイバ２固有の複屈折に伴う比誤差の補償、及び、第１の１／４波長板４と第２の１／４波長板５の間の往復光路における２つの直線偏光の位相差の補償、により実現するものである。
　以上のように本発明に依れば、温度２３℃においてファラデー回転子３の回転角を２２．５°からα°だけ変化させて電流測定装置１の比誤差の変動幅を減少させることに加え、センサ用光ファイバ２固有の複屈折に伴う比誤差を補償すると共に、第１の１／４波長板４と第２の１／４波長板５の間の往復光路における２つの直線偏光の位相差も補償している。従って、ファラデー回転子３の回転角の位相差以外の位相差は、センサ用光ファイバ２内部のファラデー効果による位相差φを除いて全て補償され、電流測定装置１の出力に現れなくなる。よって、センサ用光ファイバの複屈折に起因する比誤差の変動幅（約－１．０％～約１．２％）が補償されると共に、第１の１／４波長板４と第２の１／４波長板５の間の往復光路における２つの直線偏光の位相差も補償されるため、電流測定装置１の出力における比誤差の変動幅を±０．５％の範囲内に確実に収めることが可能となる。
　更に、ファラデー回転子３の回転角の位相差以外の位相差が、位相差φを除いて全て補償されるので、偏光面保持ファイバ１７やセンサ用光ファイバ２に振動や温度の変動などの外乱が加わって、光の伝搬時に位相が変化しても、電流測定装置１の出力は影響を受けない。従って、電流測定装置１の出力特性を安定化させることも可能となる。
　更に電流測定装置１の出力における比誤差の変動幅を、－２０℃以上８０℃以下の温度範囲に亘って±０．５％の範囲内に抑えることにより、電流測定装置の信頼性が向上すると共に、比誤差の変動幅を±０．５％以内に抑えることで、保護継電器用途への適用が可能な電流測定装置を実現することが出来る。
　更に、２つの１／４波長板４及び５のそれぞれの光学面上における結晶軸Ｘ４１及びＸ５１方向を同一方向に設定している。従って、円偏光を使用した電流測定装置１を構成する際に、２つの１／４波長板４及び５の分だけ構成素子が増加しても、互いの１／４波長板の結晶軸角度の調整作業や設置作業を行う必要が無くなる。よって本発明の電流測定装置１に依れば、比誤差変動幅の±０．５％範囲内への抑制という高機能の実現と、構成素子の組み立て作業の容易化を同時に実現することが可能となる。
　なお、本実施形態の電流測定装置１では、偏光分離器６の結晶軸Ｘ６１方向を、第１の１／４波長板４の結晶軸Ｘ４１方向に対して直交に設置する必要がある。しかしながら、例えば４５°の角度を付けて設置する場合に比べて細かな角度調整作業が必要となるわけでは無いので、偏光分離器６と第１の１／４波長板４との間の組み立て作業を容易に行うことが出来る。
　なお前記電流測定装置１は、ファラデー回転子３を図１６に示すように、例えばファラデー回転角が異なる２つのファラデー素子２７ａ、２７ｂで構成した電流測定装置２８に変更可能である。電流測定装置２８では、円偏光ＬＣ１とＬＣ２が往復で２つのファラデー素子２７ａ、２７ｂを透過する際の、磁気飽和時における合計のファラデー回転角を、４５°から若干変化するように設定する。即ち円偏光ＬＣ１及びＬＣ２が、２つのファラデー素子２７ａ、２７ｂをそれぞれ１回透過したときのファラデー回転角の合計を、２２．５°＋若干の変化分α°とするように変更すれば良い。なおファラデー素子の数は２つに限定されず、３つ以上でファラデー回転子３を構成することも可能である。
　図１７、図１８はそれぞれのファラデー素子２７ａ、２７ｂのファラデー回転角の温度特性を模式的に示したグラフである。更に、各ファラデー素子のそれぞれのファラデー回転角の温度特性を組み合わせたときのファラデー回転角の温度特性を図１９に示す。図１７に示すように第１ファラデー素子２７ａの回転角は２次曲線状の温度依存性を持つ。また、第２ファラデー素子２７ｂの回転角は図１８に示すように、－２０℃以上８０℃以下の温度範囲に亘って温度の上昇に反比例して一様に減少していることが分かる。従って、この第１ファラデー素子２７ａと第２ファラデー素子２７ｂのファラデー回転角の温度特性を組み合わせると、図１９に示すような温度の上昇に対して２次曲線状に減少するファラデー回転角の温度特性を示す。従って、被測定電流Ｉの測定値における比誤差の変動幅を、－２０℃以上８０℃以下の温度範囲に亘って±０．２％の範囲内に抑えることにより、±０．２％範囲内の比誤差の温度特性が要求される用途（例えば厳密な計量が要求される電気料金計量用の電力量計）に電流測定装置を使用することが可能となる。
　前記図１５に示すように、センサ用光ファイバ２に用いる鉛ガラスファイバの比誤差の温度特性は、温度の上昇に比例して一様に増加する。従って、この高温域でのファラデー回転角減少分をファラデー素子２７ａと２７ｂに設けることに加えて、センサ用光ファイバ２の複屈折の補償と、２つの１／４波長板４及び５の間の往復光路における２つの直線偏光の位相差の補償を行うことにより、センサ用光ファイバ２に使用される鉛ガラスファイバの比誤差の温度特性を加えたときに、前記高温域でのファラデー回転角減少分によって鉛ガラスファイバの比誤差変化分が補償される。よって、図２０に示すように、信号処理回路８から出力される被測定電流Ｉの測定値における比誤差の変動幅を－２０℃以上８０℃以下の温度範囲に亘って±０．５％（又は±０．２％）の範囲内に抑えることが可能となる。
　電流測定装置１と電流測定装置２８の構成を比較すると、電流測定装置１の方がファラデー回転子３を１枚とすることができるので、その分電流測定装置の構成を簡素化できると共に、信号処理回路８から出力される被測定電流Ｉの測定値における比誤差の変動幅も調節しやすくなる。以上の理由により、電流測定装置１が最も好ましい実施形態である。
　しかしながらファラデー回転子３のガーネットの組成により、所望の回転角を有するガーネット単結晶が安定して作成することが出来ない場合は、ファラデー回転子３を２つ以上のファラデー素子で構成すれば良い。更に、２つ以上のファラデー素子でファラデー回転子３を構成する場合は、各ファラデー素子のファラデー回転角がそれぞれ異なるように構成することにより、各ファラデー素子の温度特性を所望の特性に設定することが出来る。
　被測定電流Ｉの測定値における比誤差の変動幅を、－２０℃以上８０℃以下の温度範囲に亘って±０．２％の範囲内に抑えることにより、±０．２％範囲内の比誤差の温度特性が要求される用途（例えば厳密な計量が要求される電気料金計量用の電力量計）に電流測定装置を使用することが可能となる。
　センサ用光ファイバ２に用いる鉛ガラスファイバは、図１５に示すような比誤差の温度特性を有する。従って、ファラデー回転子３の回転角を２２．５°からα°だけ変化させて電流測定装置１の比誤差の変動幅を減少させる際は、鉛ガラスファイバの比誤差の温度特性を加えた上で、信号処理回路８から出力される被測定電流Ｉの測定値における比誤差の変動幅が－２０℃以上８０℃以下の温度範囲に亘って±０．５％（又は±０．２％）の範囲内に収まるように、α°の角度を調節する。従って、センサ用光ファイバ２に鉛ガラスファイバを使用しても、信号処理回路８から出力される被測定電流Ｉの測定値における比誤差の変動幅を±０．５％（又は±０．２％）の範囲内に抑えることが可能となる。
　なお、本発明はその技術的思想により種々変更可能であり、例えばセンサ用光ファイバ２を石英ガラスファイバとしても良い。従って、センサ用光ファイバの種類を問わず広く本発明の電流測定装置を実現することが出来るので、電流測定装置の歩留まり向上も可能となる。また、第１光ファイバ１１をシングルモード光ファイバに変更しても良い。
　また、２つの直線偏光を伝搬する、第１の１／４波長板４と第２の１／４波長板５の間の往復光路としては偏光面保持ファイバ１７に限定されず、例えば図２２に示すような、Ｚ軸方向から見たときに光学面上の結晶軸Ｘ２０ａとＸ２０ｂの方向が揃っていると共に、異常光線のシフト移動の方向が逆方向に配置された、２つの複屈折素子２０ａ、２０ｂで構成しても良い。なお、図２２においてレンズ１５は省略している。
　第１の１／４波長板４及び第２の１／４波長板５のそれぞれの光学面上における結晶軸Ｘ４１とＸ５１の方向は、互いに直交するように設定しても良い。図３～図４の実施形態では、結晶軸Ｘ４１及びＸ５１は共にＸ軸方向に設定しているが、例えば結晶軸Ｘ４１の方向のみをＹ軸方向に平行に変更しても良い。或いは逆に結晶軸Ｘ４１をＸ軸方向に設定し、結晶軸Ｘ５１の方向のみをＹ軸方向に平行に変更しても良い。
　結晶軸Ｘ４１とＸ５１の方向を互いに直交に設置する場合であっても、例えば互いに４５°の角度を付けて設置する場合に比べて、互いの結晶軸Ｘ４１とＸ５１方向の細かな角度調整作業が必要となるわけでは無い。従って、２つの１／４波長板４及び５の間の組み立て作業を容易に行うことが出来る。
　結晶軸Ｘ４１とＸ５１の方向を互いに直交または平行に設定するときは、結晶軸Ｘ４１方向が直線偏光Ｌ１の偏光方向と直交または平行となるように注意すると共に、結晶軸Ｘ５１方向は２つの直線偏光ＬＦ及びＬＳの互いの偏光方向と±４５°の角度を形成するように注意する。
　また図２３に示すように、偏光分離器６の光学面上における結晶軸Ｘ６１方向と、第１の１／４波長板４の光学面上における結晶軸Ｘ４１方向を同一方向に変更しても良い。図２３に示す構成例では、結晶軸Ｘ６１方向をＸ軸方向に設定している。この場合、第１光ファイバ１１を伝搬してくる直線偏光Ｌ１が異常光線として偏光分離器６に入射されるため、偏光分離器６内部でのシフト移動分だけ、予め第１光ファイバ１１の端面１１ａの位置を変更しておけば良い。併せて図３中の第１光ファイバ１１の端面１１ａの位置に、前記端面１２ａが来るように第２光ファイバ１２の位置も変更しておけば良い。
　このように、偏光分離器６の光学面上における結晶軸Ｘ６１方向と、第１の１／４波長板４の光学面上における結晶軸Ｘ４１方向を同一方向に設定することにより、偏光分離器６と第１の１／４波長板４との間の結晶軸角度の調整作業や設置作業を行う必要が無くなる。従って、偏光分離器６と第１の１／４波長板４との間の組み立て作業をより一層容易化することが出来る。
　更に、偏光分離器６の光学面上における結晶軸Ｘ６１方向と、２つの１／４波長板４及び５の光学面上における結晶軸Ｘ４１及びＸ５１方向を同一方向に設定することにより、偏光分離器６と２つの１／４波長板４及び５との間の、結晶軸角度の調整作業や設置作業を行う必要が無くなる。従って、偏光分離器６と２つの１／４波長板４及び５との間の組み立て作業を、より一層容易化することが出来る。
　以下に本発明の実施例を説明するが、本発明は以下の実施例にのみ限定されるものではない。なお、各実施例１～実施例３においては、センサ用光ファイバ２に鉛ガラスファイバを用いると共に、第１の１／４波長板４と第２の１／４波長板５の間の往復光路を偏光面保持ファイバ（ＰＭＦ）で構成する。更に、２つの１／４波長板４及び５の結晶軸Ｘ４１とＸ５１の方向は互いにＸ軸方向に設定すると共に、変更分離器６の結晶軸Ｘ６１方向はＹ軸方向に設定するものとする。
　（実施例１）
　図２のファラデー回転子３として、光アイソレータに用いられる、図１４に示すようなファラデー回転角の温度特性を有する磁性ガーネットを使用した例を示す。温度２３℃におけるファラデー回転角を２２．５°＋１．０°に設定したファラデー回転子を使用した。即ち、α＝１．０°と設定し、円偏光ＬＣ１とＬＣ２が往復で透過する際の、磁気飽和時における合計のファラデー回転角を４７．０°と設定した。このようなファラデー回転子３を備えた電流測定装置１の信号処理回路から出力される、被測定電流Ｉの測定値における温度－比誤差特性を表１及び図２４に示す。なお表１におけるファラデー回転角とは、円偏光ＬＣ１とＬＣ２が往復で透過する際の磁気飽和時における合計のファラデー回転角である。また、表１における比誤差とは、電流測定装置１の信号処理回路から出力される、被測定電流Ｉの測定値における比誤差である。以下、実施例２乃至実施例３でも同様とする。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　表１及び図２４より、ファラデー回転子が１つで、α＝１．０°と設定した場合、２３℃を基準とした比誤差を－０．０１～０．４２％に収めることが可能であることが分かる。即ち、比誤差の変動幅は、－２０℃以上８０℃以下の温度範囲に亘って０．４３％の範囲内となる。
　（実施例２）
　往復での磁性ガーネットの回転角の温度依存性を以下の２次式（数１）で表し、係数ａ及び係数ｂに対する比誤差変動幅の最小値を計算した。なお係数ｃは比誤差変動幅が最小値をとるように設定した。比誤差変動幅と係数ａおよびｂの関係を表２に示す。また、表２のように比誤差変動幅が最小値となる場合の温度２３℃におけるファラデー回転角調整分α°と係数ａ及び係数ｂとの関係を表３に示す。
（数１）
θＦ＝ａ・Ｔ２＋ｂ・Ｔ＋ｃ　なおＴ：温度［℃］
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　表２および表３は係数ａおよび係数ｂの０を中心に点対称の関係となっている。表２より比誤差変動幅が最小となるのは係数ａ、係数ｂがそれぞれ－０．０００１および－０．０２の場合と、係数ａ、係数ｂがそれぞれ０．０００１および０．０２の場合があり、そのときの回転角調整分α°の符号は表３から前者でプラスとなり、後者でマイナスとなる。一般的な磁性ガーネットは上に凸型状の曲線かつ温度の上昇に伴って回転角が減少するファラデー回転角の温度特性となることから、係数ａ及び係数ｂの符号はマイナスとなる。以上のことから比誤差変動幅を低減するためには、磁性ガーネットの温度－回転角特性の係数ａが－０．０００１および係数ｂが－０．０２に近い値にすれば良いことがわかる。この場合、回転角調整分α°は１．６６°程度となる。
　　比誤差変動幅を低減する係数ａ、ｂを実現するため、図１６に示す２つのファラデー素子２７ａ、２７ｂによる実施例を示す。図１６のファラデー素子２７ａとして、２次曲線状の温度依存性を持つ磁性ガーネットを使用し、ファラデー素子２７ｂとして図２６に示すような磁性ガーネットを使用した。温度２３℃におけるファラデー回転角４５°のファラデー素子２７ａ、２７ｂの温度依存性をそれぞれ図２５および図２６に示す。
　ファラデー素子２７ａ、２７ｂのそれぞれの厚さを最適化した結果、往復時に以下の数２で示される温度依存性をもつファラデー素子が得られた。温度２３℃における磁気飽和時のファラデー素子２７ａの回転角８．３４°、ファラデー素子２７ｂの回転角１５．７３°、合計ファラデー回転角２４．０７°が得られ、α＝１．５７°となる。円偏光ＬＣ１とＬＣ２が往復で透過する際の、温度２３℃における磁気飽和時の合計のファラデー回転角は４８．１４°となる。往復時の合計ファラデー回転角の温度依存性を図２７に示す。
（数２）
θＦ＝－２．０２・１０－４・Ｔ２－０．０２００・Ｔ＋４８．７１　なおＴ：温度［℃］
　電流測定装置２８の信号処理回路から出力される、被測定電流Ｉの測定値における温度－比誤差特性を表４及び図２８に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　表４及び図２８より、２つのファラデー素子２７ａ、２７ｂで構成し、α＝１．５７°と設定した場合、温度２３℃を基準とした比誤差を－０．０４～０．０１％に収めることが可能となった。即ち、比誤差の変動幅は、－２０℃以上８０℃以下の温度範囲に亘って０．０５％の範囲内となる。
（実施例３）
　表２の検討結果をもとに１つのファラデー回転子で比誤差を低減すべく、磁性ガーネットの開発を行った。その結果以下の数３で示される温度依存性をもつ磁性ガーネットが得られた。温度２３℃におけるファラデー回転角は２４．２２°、即ちα＝１．７２°と設定した。得られた磁性ガーネットの温度依存性を図２９に示す。
（数３）
θＦ＝－１．６４・１０－４・Ｔ２－０．０１８５・Ｔ＋４８．９５　なおＴ：温度［℃］
　円偏光ＬＣ１とＬＣ２が往復で透過する際の、磁気飽和時における合計のファラデー回転角は４８．４４°となる。このようなファラデー回転子３を備えた電流測定装置１の信号処理回路から出力される、被測定電流Ｉの測定値における温度－比誤差特性を表５及び図３０に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　表５及び図３０より、比誤差範囲が－０．０５～０．０１％となり、比誤差の変動幅は、－２０℃以上８０℃以下の温度範囲に亘って０．０６％の範囲内となる。実施例２と比較して１つのファラデー回転子で同等の性能を実現できた。
　１、２８　電流測定装置
　２　センサ用光ファイバ
　２ａ　センサ用光ファイバの一端
　３　ファラデー回転子
　３ａ　永久磁石
　４　第１の１／４波長板
　Ｘ４１　第１の１／４波長板の光学面上における結晶軸
　５　第２の１／４波長板
　Ｘ５１　第２の１／４波長板の光学面上における結晶軸
　６　偏光分離器
　Ｘ６１　偏光分離器の光学面上における結晶軸
　７　光源
　８　信号処理回路
　９　光学系
　１０　サーキュレータ
　１１　第１光ファイバ
　１１ａ　第１光ファイバの一端側の端面
　１２　第２光ファイバ
　１２ａ　第２光ファイバの一端側の端面
　１３ａ、１３ｂ　光電変換素子
　１４　フェルール
　１５、１６　レンズ
　１７　偏光面保持ファイバ
　１７ａ　コア
　１７ｂ　応力付与部
　１７ｃ　クラッド
　１８　導体
　１９　ミラー
　２０ａ、２０ｂ　複屈折素子
　Ｘ２０ａ、Ｘ２０ｂ　各複屈折素子の光学面上における結晶軸
　２１ａ、２１ｂ　アンプ
　２２ａ、２２ｂ　バンドパスフィルタ
　２３ａ、２３ｂ　ローパスフィルタ
　２４ａ、２４ｂ　除算器
　２５　極性反転器
　２６　演算器
　２７ａ、２７ｂ　ファラデー素子
　Ｌ１　光源から出射される直線偏光
　ＬＦ、ＬＦ’　偏光面保持ファイバのＦ軸方向の直線偏光
　ＬＳ、ＬＳ’　偏光面保持ファイバのＳ軸方向の直線偏光
　ＬＣ１、ＬＣ２　円偏光
　ＬＯ　常光線
　ＬＥ　異常光線
　Ｉ　被測定電流

Claims (12)

  1. 　電流測定装置は少なくとも、光入出射部と、センサ用光ファイバと、ファラデー回転子と、第１の１／４波長板及び第２の１／４波長板と、偏光分離器と、光源と、光電変換素子を備える信号処理回路を含み、
    　前記光入出射部は２本の導波路が配列されて構成されており、
    　前記光入出射部から順に、前記偏光分離器、前記第１の１／４波長板、前記第２の１／４波長板、前記ファラデー回転子、前記センサ用光ファイバが配置され、
    　更に前記センサ用光ファイバは複屈折を有すると共に、被測定電流が流れている導体の外周に周回設置され、回転方向の異なる２つの円偏光を入射するための一端と、入射した前記円偏光を反射する他端を備え、
    　前記第２の１／４波長板は、前記センサ用光ファイバの一端側に設けられると共に、
    　前記ファラデー回転子は、前記センサ用光ファイバの一端側と前記第２の１／４波長板との間に配置され、
    　前記光源から出射された光が前記他端で反射されることで、前記偏光分離器、前記第１の１／４波長板、前記第２の１／４波長板、前記ファラデー回転子、及び前記センサ用光ファイバを往復する往復光路が設定され、
    　前記第１の１／４波長板と前記第２の１／４波長板間の前記往復光路で２つの直線偏光が伝搬されると共に、前記第１の１／４波長板と前記第２の１／４波長板間の前記往復光路における２つの前記直線偏光の位相差が補償されており、
    　更に、前記ファラデー回転子の磁気飽和時のファラデー回転角が、温度２３℃において２２．５°＋α°に設定され、前記信号処理回路から出力される前記被測定電流の測定値における比誤差の変動幅が±０．５％の範囲内に設定され、
    　前記第１の１／４波長板及び前記第２の１／４波長板のそれぞれの光学面上における結晶軸方向が、直交するように設定されるか又は同一方向に設定されることを特徴とする電流測定装置。
  2. 　前記偏光分離器の光学面上における結晶軸方向と、前記第１の１／４波長板の光学面上における前記結晶軸方向が、直交するように設定されるか又は同一方向に設定されることを特徴とする請求項１に記載の電流測定装置。
  3. 　前記偏光分離器の光学面上における結晶軸方向と、前記第１の１／４波長板の光学面上における前記結晶軸方向と、前記第２の１／４波長板の光学面上における前記結晶軸方向とが、同一方向に設定されることを特徴とする請求項１に記載の電流測定装置。
  4. 　前記変動幅が±０．５％の範囲内に設定される温度範囲が１００℃であることを特徴とする請求項１乃至３の何れかに記載の電流測定装置。
  5. 　前記１００℃の温度範囲が、－２０℃以上８０℃以下であることを特徴とする請求項４に記載の電流測定装置。
  6. 　前記ファラデー回転子が、温度の変化に伴って磁気飽和時のファラデー回転角が２次曲線状に変化するファラデー回転角の温度特性を有することを特徴とする請求項１乃至５の何れかに記載の電流測定装置。
  7. 　前記ファラデー回転子が、２つ以上のファラデー素子で構成されることを特徴とする請求項１乃至６の何れかに記載の電流測定装置。
  8. 　前記２つ以上のファラデー素子のファラデー回転角がそれぞれ異なることを特徴とする請求項７に記載の電流測定装置。
  9. 　前記信号処理回路から出力される前記被測定電流の測定値における比誤差の変動幅が、±０．２％の範囲内に設定されることを特徴とする請求項６乃至８の何れかに記載の電流測定装置。
  10. 　前記変動幅が±０．２％の範囲内に設定される温度範囲が１００℃であることを特徴とする請求項９に記載の電流測定装置。
  11. 　前記１００℃の温度範囲が、－２０℃以上８０℃以下であることを特徴とする請求項１０に記載の電流測定装置。
  12. 　前記センサ用光ファイバが鉛ガラスファイバであることを特徴とする請求項１乃至１１の何れかに記載の電流測定装置。
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