DE69938250T2

DE69938250T2 - Interferometer für optische kohärenzdomainreflektometrie und optische kohärenztomografie mittels nichtreziproken optischen elementen

Info

Publication number: DE69938250T2
Application number: DE69938250T
Authority: DE
Inventors: Joseph A. Pepper Pike Izatt; Andrew Bedford Rollins
Original assignee: Individual
Current assignee: Individual
Priority date: 1998-09-11
Filing date: 1999-09-10
Publication date: 2009-03-12
Anticipated expiration: 2019-09-11
Also published as: WO2000016034A1; US7362444B2; US6657727B1; DE69938250D1; AU6139499A; EP1125095B1; EP1125095A1; US7102756B2; US20040218189A1; JP2003524758A; US20070024868A1; EP1125095A4

Description

HINTERGRUND DER ERFINDUNG
Optische Kohärenztomografie (OCT) ist ein neuartiges Bildgebungsverfahren, das eine nichtinvasive Querschnittsbildgebung bei streuenden oder trüben Medien mit hoher räumlicher Auflösung und hohem Dynamikbereich ermöglicht. OCT ist eine zweidimensionale Erweiterung optischer Kohärenzdomainreflektometrie (OCDR), die häufig auch als optische Niedrig-Kohärenz-Reflektometrie (OLCR) bezeichnet wird, in der eine Lichtquelle mit niedriger zeitlicher Kohärenz eingesetzt wird, um eine genaue Ortsbestimmung von Reflexionen in einer geprüften Struktur entlang der optischen Achse zu erhalten. Das eindimensionale Vermessungsverfahren der OCDR/OLCR wurde bisher zur Charakterisierung von Bulk-, integrierten und faseroptischen Strukturen und auch von biologischem Gewebe verwendet. Bei OCT ist dieses Verfahren erweitert, um ein Abtasten des Probenstrahls in einer zur optischen Achse senkrechten Richtung bereitzustellen, wodurch ein zweidimensionaler Datensatz gebildet wird, mit einem Querschnittsbild interner Geweberückstreuer.
Ophthalmische Anwendungen von OCT
OCT wurde bisher bei der Bildgebung von biologischen Geweben in vivo und in vitro angewendet, auch wenn sich die Mehrheit anfänglicher biomedizinischer Bildgebungsstudien auf transparente Strukturen wie z. B. das Auge konzentrierte. Anfängliche ophthalmische Bildgebungsstudien zeigten erhebliches Potential für die OCT-Abbildung bei der Routineuntersuchung normaler und abnormaler Augenstrukturen einschließlich der Abbildung der Hornhaut, der Iris und anderer Strukturen des Vorderauges, der Linse und der Linsenkapsel und zahlreicher Strukturen im Hinterauge, einschließlich der neurosensorischen Retina, der retinalen Nervenfaserschicht, des retinalen Pigmentepithels und der Aderhaut. Bei der OCT-Überprüfung der Retina haben erste klinische In vivo-Studien ihre Brauchbarkeit dahingehend bewiesen, dass sie bei der Diagnose vieler vitreoretinaler Krankheiten einschließlich Makulaloch, Makuladegeneration, Netzhautablösung und Glaukom nützlich sind. Klinische Versuche mit OCT-Abbildungen für ophthalmische Anwendungen sind derzeit in einigen Zentren im Gange und ein ophthalmischer OCT-Scanner ist von Humphrey Systems in Dublin, Kalifornien, erhältlich.
OCT-Abbildung in hochstreuenden Medien
Mehrere neue Veröffentlichungen zeigen die potentiellen Anwendungen von OCT in hochauflösenden Medien für die Vermessung optischer Gewebeeigenschaften und der Abbildung. Die op tische Abbildung bei streuenden Medien, wie z. B. biologischem Gewebe, ist im Allgemeinen ein sehr schwieriges Problem, insbesondere bei Verfahren wie z. B. OCT, die hauptsächlich von nicht gestreutem oder einzeln gestreutem Licht für die Bildgebung abhängen. In vorläufigen Studien und spekulativen Betrachtungen wurde beobachtet, dass diese Anforderung eines einzeln gestreuten Gatings die OCT-Abbildung praktischerweise bestenfalls auf eine nützliche Eindringtiefe von ein paar Millimetern in nicht transparentem menschlichem Gewebe beschränkt. Trotzdem haben mehrere Verfasser diagnostische Szenarien ermittelt, in denen ein Verfahren für verbessertes, nicht-invasives optisches Abbilden auf einer Skala von 10–20 Mikrometern in der Nähe von Gewebeflächen ein wesentliches Potential für klinische Brauchbarkeit hat. Diese umfassen Anwendungen von OCT-Abbildung bei Haut, Zähnen, vaskulärem Gewebe und Magen-Darm-Schleimhaut. Die letzten zwei Beispiele sind maßgeblich, da OCT aufgrund seiner faseroptischen Anwendung bei minimal-invasiven Ausführungsweisen wie z. B. Katheterisierung oder Endoskopie anwendbar ist. Über OCT-Systemanwendungen mit der Hochgeschwindigkeitsbildgewinnung für In vivo-Anwendungen und Katheter-/endoskopische Zuführung wurde berichtet. Die Anwendung von OCT bei der biomedizinischen Bildgebung stellt das Potential für Suboberflächengewebecharakterisierung mit ausreichender Auflösung bereit, um mikroskopische morphologische Informationen bereitzustellen, die für die pathologische Diagnose ohne die Notwendigkeit einer Biopsie relevant sind.
OCT-Bildgebung in der industriellen Fertigung
Neuste Veröffentlichungen haben auch potentielle Anwendungen von OCT für die Bildgebung in unklaren oder trüben nicht-biologischen Medien bei der industriellen Verarbeitung in der verarbeitenden Industrie dargestellt. Die OCT-Bildgebung kann für die Online-Verfahrenssteuerung oder die Produktprüfung und -beurteilung nützlich sein. Anfängliche Experimente haben die OCT-Bildgebung bei keramischen und anderen hoch streuenden Materialien gezeigt und bei der Charakterisierung der räumlichen Struktur der Oberfläche von opaken industriellen Materialien wie z. B. Metallen (d. h. Kugellagern).
Qualitative technische OCT-Beschreibung
Optische Kohärenztomografie übt topografische Bildgebung auf Mikrometer-Skalen interner Gewebemikrostrukturen unter Verwendung einer Kombination der Prinzipien von Niedrig-Kohärenzinterferometrie und konfokaler Mikroskopie aus. 1 zeigt ein beispielhaftes OCT-System 10, in dem das zu untersuchende Gewebe in den Probenarm 12 eines Michelson-Interferometers platziert wird, das von einer Breitbandlichtquelle 16 beleuchtet wird. Aufgrund der begrenzten Kohärenzlänge der Quelle (normalerweise 10–15 Mikrometer) beeinflusst Licht, das vom Referenzarm 18 zurückgeht und Licht, das von inneren Probereflexionen rückgestreut wird, nur dann konstruktiv oder destruktiv, wenn die optischen Pfadlängen der Interferometerarme in der Kohärenzlänge der Quelle angepasst werden. Das Abtasten der Referenzarmlänge 18 durch eine Position, die der Tiefe eines reflektierenden Orts in der Probe entspricht, erzeugt ein örtlich begrenztes Interferenzmuster, das als örtlich begrenzte Einstellung des Detektorstroms als Funktion der Referenzarmposition erfasst ist. Ein Strahlteiler 20, ein optischer Detektor 22, ein Transimpedanzverstärker 24, ein Demodulator 26, ein A-D-Wandler 28 und eine Anzeige 30 sind auch gezeigt. Der Detektorstrom, der von einer Probe mit mehreren reflektierenden Seiten erzeugt wird, die entlang ihrer Tiefe (wie z. B. biologisches Gewebe) verteilt sind, enthält die Summe mehrerer überlappender Kopien dieses Interferenzmusters. Eine Abbildung der Gewebereflektivität im Vergleich zur Tiefe oder zum „A-Scan" erhält man durch Abtasten des Referenzspiegels 32 mit konstanter Geschwindigkeit während man die Einhüllende des Detektorstroms verzeichnet. Die Einhüllende kann mit einem großen Aussteuerungsbereich aufgenommen werden, indem der Referenzspiegel 32 mit einer festen Geschwindigkeit abgetastet wird und der Detektorstrom bei der entstehenden Doppler-Frequenz demoduliert wird. Querschnittsbilder von Geweberückstreuung oder „B-Scans" können durch Erhalten sequentieller A-Scans erhalten werden, während der Probenstrahl unter Verwendung eines Seitenstrahlabtastspiegels 33 oder einer anderen optischen Seitenabtastvorrichtung die Probe entlang der Gewebeoberfläche abtastet. Die entstehenden zweidimensionalen Datensätze werden als Graustufen- oder Falschfarbenbilder eingezeichnet.
Ein bedeutender Vorteil der Verwendung von Interferometrie mit geringer Kohärenz zur Signalerfassung ist, dass das Interferometer 14 als ein optischer Heterodyndetektor fungiert, der eine große Erweiterung des Aussteuerungsbereichs im Vergleich zur direkten Erfassung von gestreutem Licht bereitstellt. Da die interferometrische Komponente des Detektorstroms proportional zum Produkt der elektrischen Feldamplituden ist, die von jedem Arm zurückführen, ist das erfasste Einhüllendensignal proportional zu der Quadratwurzel der Leistungsreflektivität der Probe. Extrem schwache Reflexionen in der Probe (~10^–11 mal die einfallende optische Leistung) werden üblicherweise in A-Scans erfasst, die in einem Bruchteil einer Sekunde aufgezeichnet werden. Wie in 1 gezeigt kann das Interferometer 14 auch unter Verwendung günstiger Halbleiterquellen und -detektoren und flexibler optischer Einmoden-Fasern, die für eine Fernerfassung durch minimal-invasive diagnostische Instrumente geeignet sind, realisiert werden.
Das Signal-Rausch-Verhältnis bei OCDR und OCT
Eine erhebliche Beschränkung bei der Verwendung von OCDR und OCT in hoch streuenden Medien ist, dass das OCT-Sondenlicht in dem Streumaterial sehr stark (exponentiell) gedämpft wird, wodurch die Abbildungstiefe, die in einer gegebenen Zeit für eine gegebene Empfindlichkeit erreicht werden kann, begrenzt wird. Bei einem herkömmlichen OCT-System, in dem ein 50/50- Strahlteiler 20 in dem Michelson-Interferometer verwendet wird, ist das Signal-Rausch-Verhältnis (SNR) des erfassten elektronischen Signals im Grenzfall des Schrotrauschens durch nachstehende Gleichung (1) gegeben:
In diesem Ausdruck ist SNR das Signal-Rausch-Verhältnis (eine Messgröße der Empfindlichkeit, die sich auch auf die Bildtiefe in streuenden Medien bezieht), ρ die spezifische Empfindlichkeit des Detektors, P_s die einfallende optische Leistung auf der Probe, R_s die optische Reflektivität der Probe für die Leistung, q die Ladung auf dem Elektron und B die Detektorbandbreite. Die letztere Variable B ist umgekehrt proportional zu der benötigten Zeit, um eine OCDR-Abtastung oder ein OCT-Bild zu erhalten. Die Schrot-Rausch-Grenze, unter der dieser Ausdruck berechnet wird, ist den Fachleuten als bestmögliche Leistungsfähigkeit (d. h. der beste Wert für S/N) bekannt, die in einem optischen Erfassungssystem erreicht werden kann. Auch wenn nicht alle Anwendungen von OCDR und OCT tatsächlich eine durch das Schrot-Rauschen begrenzte Leistungsfähigkeit erreichen können und deshalb nicht genau durch die Gleichung (1) beeinflusst werden können, zielen die meisten Anwendungen darauf ab, nahe an dieser Grenze zu sein und die Gleichung ist immer noch eine nützliche Vorlage, die die Abstimmungen zwischen Empfindlichkeit, Quellenleistung und Bilderfassungszeit in diesem Grenzfall der bestmöglichen Leistung zeigt.
Die Gleichung (1) stellt klar, dass es eine Abstimmung zwischen Empfindlichkeit oder Tiefe, Abbildungszeit und der auf der Probe in OCDR und OCT einfallenden Quellenleistung gibt. Zunahmen bei der Abbildungsgeschwindigkeit können zum Beispiel nur durch entweder eine Abnahme bei S/N oder eine Zunahme bei der auf die Probe einfallenden Leistung erreicht werden. Zunahmen bei der Empfindlichkeit oder Abbildungstiefe (beide proportional zu S/N) können nur erreicht werden, indem entweder die Abbildungszeit oder die Leistung auf der Probe erhöht wird. Bei industriellen und medizinischen Abbildungsanwendungen ist es wünschenswert, so schnell wie möglich – mit einer Rate von mindestens einigen Bildern pro Sekunde – abzubilden. In letzter Zeit wurde neue Technologie entwickelt, die eine OCT-Bilderzeugung bis zu einer Videorate (30 Bilder/Sekunde) ermöglicht und leistungsstarke Quellen mit geringer Kohärenz sind nun erhältlich um die Empfindlichkeitsabnahme, die gemäß Gleichung (1) zwangsweise mit jeder Zunahme bei der Abbildungsgeschwindigkeit einhergeht, teilweise zu kompensieren. Diese leistungsstarken Quellen sind jedoch sehr teuer und immer noch nicht ausreichend stark genug, um eine Abbildung mit klinisch akzeptabler Qualität bei einer Videorate (oder sogar bei der ~ 10 Bilder/Sekunde-Rate, die für Ultraschallabbildung verbreitet ist) zu ermöglichen.
Detektorleistungsbeschränkungen für eine durch Schrotrauschen begrenzte Leistung
Für die Menge an optischer Leistung, die auf den Detektor einfällt, müssen zwei Anforderungen erfüllt sein, um bei oder nahe dem Schrotrauschgrenzwert bei der OCDR und OCT zu sein. Die erste Anforderung ist, dass die optische Gesamtleistung, die auf den Detektor 22 einfällt, nicht beliebig hoch sein kann, damit das Schrotrauschen gegenüber Rauschen aufgrund überschüssiger Leistung für verfügbare Quellen überwiegt. Bei Systemen mit optischen Quellen 16, die eine niedrige Leistung emittieren, ist dies kein Problem. Neue Entwicklungen in der Quellentechnologie haben zur Verfügbarkeit von Quellen mit höherer Leistung (10–20 mW) geführt, die sehr attraktiv für die Hochgeschwindigkeitsabbildung sind, da die größere Leistung des Probenarms die vergrößerte Bandbreite B, die gemäß der Gleichung (1) für eine höhere Geschwindigkeitsabbildung nötig ist, teilweise kompensiert. Da die meisten industriellen und biologischen Proben einen sehr geringen Reflexionsgrad haben, reflektieren sie nicht genügend Probenarmlichtleistung auf den Detektor 22. In konventionellen Systemen, die solche leistungsstarken Quellen einsetzen, muss jedoch im Referenzarm 18 ein Dämpfungsglied eingesetzt werden, um sich dem Schrotrauschgrenzwert zu nahem. Dies stellt eine Verschwendung von bis zu 50% der wertvollen und teuren Leistung der Quelle dar, die in einem Dämpfungsglied verloren geht. Es wäre viel besser, wenn diese Leistung stattdessen auf die Probe gerichtet werden könnte, sodass sie wie in der Gleichung (1) beschrieben zur Abbildungsleistung beitragen könnte. Natürlich besteht die Notwendigkeit eines verbesserten Interferometerdesigns für OCDR und OCT, das Leistungsverluste aufgrund der Dämpfung verhindert, die erforderlich ist, um eine durch Schrotrauschen begrenzte Leistung auf dem Detektor zu erreichen.
Die zweite Anforderung an die Menge an Leistung auf dem Detektor ist, dass sie ausreichend hoch sein muss, sodass das Schrotrauschen gegenüber dem thermischen Rauschen im Detektor dominiert. Für die geläufigsten erhältlichen Halbleiterdetektoren in den sichtbaren und Nah-Infrarot-Bereichen des Spektrums muss die Leistung des Detektors bei einem typischen System mit niedriger Geschwindigkeit mindestens ungefähr 1 μW sein, unter Verwendung eines Detektors mit einer Bandbreite von weniger als ungefähr 100 kHz, bis 10 μW bei einem typischen leistungsstarken System unter Verwendung eines Detektors mit einer Bandbreite von ungefähr 10 MHz. Daher gibt es eine Reihe akzeptabler Leistungsstufen, die eine durch Schrotrauschen begrenzte Leistungsfähigkeit beim Detektor erreichen werden, und in der Annahme, dass der Großteil des Lichts, das den Detektor erreicht, von dem Referenzarm kommt (d. h. in der Annahme einer schwach reflektierenden Probe), stellt dies eine Begrenzung der Auswahl akzeptabler Leistungsstufen im Referenzarm dar, die typischerweise im Bereich zwischen 1 μW und 10 μW liegen.
Reziproke optische Elemente: Der Strahlteiler/Faserkoppler
Bei herkömmlicher OCDR und OCT ist das zentrale Element des Michelson-Interferometers ein Standard-Strahlteiler 20, der einen Bruchteil der Leistung (üblicherweise 50%) der einfallenden Lichtleistung in jeden der Proben- und Referenzarme 12 und 18 überträgt oder aufteilt. In einem optisch großen Interferometer kann der Strahlteiler 20 ein Spiegel mit einer teilweise reflektierenden Beschichtung sein, während der Strahlteiler in einem Glasfaserinterferometer aus ein paar Fasern besteht, die teilweise zusammengeschmolzen sind, was als Faserkoppler bekannt ist. Wie in 2 gezeigt kann der Strahlteiler als ein optisches Element mit vier Anschlüssen mit zwei Eingängen (gekennzeichnet als I1 und I2) und zwei Ausgängen (gekennzeichnet als O1 und O2) abstrahiert werden. Der in 2 gezeigte abstrahierte Strahlteiler ist durch ein Teilungsverhältnis α gekennzeichnet, sodass ein Bruchteil α der auf den Eingang I1 einfallenden Lichtleistung (unter Nichtbeachtung kleiner interner Verluste des Strahlteilers) zum Ausgang O2 übertragen wird, während der Bruchteil (1 – α) der auf den Eingang I1 einfallenden Lichtleistung zum Ausgang O1 übertragen wird. Eine ähnliche Darstellung trifft auf die am Eingang I2 einfallende Lichtleistung zu: in diesem Fall wird ein Bruchteil α der auf den Eingang I2 einfallenden Lichtleistung (unter Nichtbeachtung kleiner interner Verluste des Strahlteilers) zum Ausgang O1 übertragen, während der Bruchteil (1 – α) der auf den Eingang I1 einfallenden Lichtleistung zum Ausgang O2 übertragen wird. Dieser herkömmliche Strahlteiler ist als reziprokes optisches Element bekannt, da Licht, das in einen der Ausgabeports O1 und O2 eingegeben wird, reziprok zu den Eingabeports I1 und I2 übertragen wird. Insbesondere wird ein Bruchteil α von jeder Lichtleistung, die in den Ausgang O1 einfällt, an den Eingang I2 übertragen, während der Bruchteil (1 – α) der in den Ausgang O1 einfallenden Lichtleistung zum Eingang I1 übertragen wird. Letztendlich wird ein Bruchteil α jeder in den Ausgang O2 einfallenden Lichtleistung zum Eingang I1 übertragen, während der Bruchteil (1 – α) der in den Ausgang O2 einfallenden Lichtleistung zum Eingang I2 übertragen wird.
Reziproke Leistungsverluste bei herkömmlicher OCDR und OCT
Ein zweiter eindeutiger Nachteil der Verwendung der herkömmlichen Michelson-Interferometertopologie bei OCDR und OCT ist, dass beachtliche reflektierte Probenarmleistung verloren geht, da sie zwangsläufig in die Quelle zurückgeleitet wird, anstatt von dem Detektor 22 erfasst zu werden. In der theoretischen Analyse, die zur Gleichung (1) führt (abgeleitet aus dem Grenzwert einer Probe mit geringer Reflexion), ist die Rauschleistung proportional zu der auf den Detektor 22 einfallenden Leistung von dem Referenzarm 18, während die Signalleistung proportional zu dem Produkt der Kopplerteilungsverhältnisse von der Quelle 16 zu dem Probenarm 12 und von dem Probenarm 12 zum Detektor 22 ist. In dem 50/50- (α = 0,5)- und von dem Probenarm 12 zum Detektor 22 ist. In dem 50/50- (α = 0,5)-Michelson-Interferometer, das bei konventioneller OCT (siehe 1) verwendet wird, wird das Licht von der Breitbandquelle 16 gleichmäßig zwischen der Probe und den Referenzarmen aufgeteilt, während Licht, das von der Probe und den Referenzarmen zurückkommt, wiederum in die Eingangsarme 34 und 36 aufgeteilt wird, die die Quelle 16 und den Detektor 22 enthalten. Demnach ist die erfasste Signalleistung proportional zu dem Produkt des 50%-Teilungsverhältnisses von der Quelle 16 zu dem Probenarm 12 und des 50%-Teilungsverhältnisses von dem Probenarm 12 zum Detektor 22, für ein kombiniertes Probenleistungs-Doppelteilungsverhältnis von 25%. Glasfaserkoppler mit anderen Kopplungsverhältnissen als 50% sind allgemein erhältlich; ihre Verwendung in der Michelson-Konfiguration ist jedoch noch schlechter. Wenn zum Beispiel ein 90/10-Strahlteiler 90% des Quellenlichts in den Probenarm leitet und nur 10% des Lichts in den Referenzarm, ist das kombinierte Probenleistungsteilungsverhältnis nur 9% (10% der 90% der Quellenlichtleistung, die auf die Probe einfallen).
Die veränderte Form der Gleichung (1), die für den Fall eines willkürlichen Teilungsverhältnisses richtig ist, ist als Gleichung (2) dargelegt:
Hier ist α das Kopplerteilungsverhältnis und 1 die Quellenleistung. Die Gleichung (2) stimmt mit der Gleichung (1) überein, wenn im Fall von Gleichung (1) P_s = P₀/2. Offensichtlich ist das SNR in der Gleichung (2) für α = 0,5 oder ein 50%-Kupplungsverhältnis optimiert.
Motivation für die Erfindung
Bis zur Entwicklung der vorliegenden Erfindung war das Erhöhen der Quellenleistung das einzige Verfahren, um die Empfindlichkeit oder die Erfassungsrate in OCDR und OCT zu erhöhen. In Anbetracht der aktuellen Quellentechnologie sind Erhöhungen in der Quellenleistung sehr teuer. Die Konstruktion herkömmlicher OCDR und OCT-Interferometer mit reziproken Strahlteilern ist mit der teuren Quellenleistung sehr ineffizient, da bis zu 50% der Quellenleistung aufgrund der Dämpfung des Referenzarms verloren geht und noch einmal 50% der von der Probe reflektierten Leistung verschwendet werden, indem sie in die Quelle zurückgeleitet werden. Eine Interferometerkonstruktion, die diese beiden Probleme umgeht, könnte bis zu einem Faktor, der sich 4 annähert, effizient sein und könnte daher Bilder besserer Qualität bei den hohen Geschwindigkeiten, die für kommerzielle Anwendungen der OCDR- und OCT-Technologie erforderlich sind, erhalten.
Demzufolge ist eine Erfindung, die Breitbandquellenlicht effizienter nutzt als das herkömmliche OCT-Interferometer eindeutig notwendig.
WO 97/32182 A1 offenbart in 3 ein Interferometer für OCT, das auf einem Mach-Zehnder-Interferometer-(MZI)-Konstruktion basiert, das Faserkoppler an den Eingangs- und Ausgangsenden verwendet. Die Koppler können 50/50-Koppler sein oder so konfiguriert sein, dass sie eine ungleiche Teilung bereitstellen. In jedem Arm des MZI ist ein optischer Zirkulator angeordnet. Der Zirkulator in einem Arm leitet den optischen Pfad in diesen Arm zu einem Referenzspiegel und zurück. Der Zirkulator in dem anderen Arm leitet den optischen Pfad in diesen Arm zu einer Probe und zurück. Ein abgestimmter Dualempfänger ist am Ausgang des MZI angeordnet, um das Signal zu erfassen.
ZUSAMMENFASSUNG DER ERFINDUNG
Aspekte der Erfindung sind in den angefügten Ansprüchen dargelegt.
KURZE BESCHREIBUNG DER ZEICHNUNGEN
1 ist eine schematische Darstellung eines herkömmlichen OCT-Systems,
2 ist eine schematische Darstellung eines reziproken Strahlteilers,
3 ist eine schematische Darstellung eines optischen Zirkulators,
4 ist eine schematische Darstellung eines optischen Zirkulators, der unter Verwendung eines polarisierenden Strahlteilers und eines Faraday-Rotators realisiert ist,
5 ist eine schematische Darstellung einer Mach-Zehnder-Interferometer-Konfiguration,
6 ist eine schematische Darstellung eines beispielhaften Hintergrunddesigns eines Interferometers,
7 ist eine schematische Darstellung einer Interferometerausführungsform gemäß der Erfindung,
8 ist eine schematische Darstellung einer weiteren Interferometerausführungsform gemäß der Erfindung,
9 ist eine schematische Darstellung einer weiteren Interferometerausführungsform gemäß der Erfindung,
10 ist eine schematische Darstellung einer weiteren Interferometerausführungsform gemäß der Erfindung,
11 ist eine schematische Darstellung einer weiteren Interferometerausführungsform gemäß der Erfindung, und
12 ist eine schematische Darstellung einer weiteren Interferometerausführungsform gemäß der Erfindung.
DETAILLIERTE BESCHREIBUNG
Die Erfindung, die in mehreren Ausführungsformen beschrieben ist, besteht aus neuartigen interferometerkonstruktionen für OCDR und OCT, die nicht-reziproke optische Elemente einsetzen, um die Quellenlichtleistung effizienter zu nutzen.
Die entscheidende Technologie, welche die vorliegende Erfindung ermöglicht, sind nicht-reziproke optische Elemente, die seit kurzem im Handel erhältlich sind, wie z. B. der optische Zirkulator (OC) und der Faraday-Rotator (FR). Ein optischer Zirkulator 50 ist wie in 3 gezeigt eine optische Vorrichtung mit drei Anschlüssen, in der die gesamte auf den Eingangsanschluss I1 einfallende Leistung (mit Ausnahme kleiner interner Verluste) in den Ausgangsanschluss O1 geleitet wird, der mit dem zweiten Eingangsanschluss I2 übereinstimmt. Das gesamte Licht, das auf den Eingangsanschluss I2 einfällt (mit Ausnahme kleiner interner Verluste) wird gleichermaßen in den Ausgangsanschluss O2 geleitet. Polarisationsunabhängige optische Zirkulatoren sind im Handel erhältlich, in denen die Leistung unabhängig von dem Polarisationszustand des Lichts an den Eingangs- oder Ausgangsanschlüssen ist. Bulk-optische und faseroptische Versionen sind im Handel erhältlich, faseroptische Versionen sind besonders geeignet für die Verwendung in faseroptischen Anwendungen von OCDR und OCT. Ein Beispiel eines im Handel erhältlichen faseroptischen Zirkulators, der für die Verwendung in den in dieser Anmeldung offenbarten Konstruktion geeignet ist, ist Modell #60-13-3 von Princeton Optics, Inc. in Ewing, New Jersey.
Ein zweites nicht-reziprokes Element, das für die Verwendung zum Verbessern der Leistungsfähigkeit von OCDR und OCT geeignet ist, ist der Faraday-Rotator. Ein Faraday-Rotator ist eine Vorrichtung, die den Polarisationszustand eines Lichtstrahls, der ihn durchquert, um einen Winkel, der eine charakteristische (feste oder variable) Eigenschaft des Rotators ist, dreht. Insbeson dere kann eine polarisationsabhängige Form des optischen Zirkulators 52 wie in 4 gezeigt aus einem 45°-Faraday-Rotator 54 und einem polarisierenden Strahlteiler (PBS) 56 konstruiert sein. Ein polarisierender Strahlteiler 56 ist eine optische Vorrichtung, die darauffallendes Licht in Abhängigkeit von dem Polarisationszustand des einfallenden Lichts überträgt oder reflektiert. Wie in 4 gezeigt, geht vertikal polarisiertes Licht, das auf einen PBS 56 einfällt, der wie gezeigt ausgerichtet ist, durch den PBS 56 und fällt dann in den FR 54 ein. Der Rotationszustand des Lichts wird von dem FR 54 um 45° gedreht und kann dann auf ein reflektierendes Element oder eine Probe 58 gerichtet werden, die den Polarisationszustand des reflektierten Lichts erhalten muss. Das reflektierte Licht wird vom FR 54 um weitere 45° gedreht und wird dann von dem PBS 56 reflektiert, da dessen Polarisationszustand um insgesamt 90° von dem des einfallenden Lichts gedreht wurde. Diese Konfiguration ist gewissermaßen eine Form des optischen Zirkulators 52, in dem das einfallende Licht als Eingangsanschluss I1, die transmittierten und reflektierten Lichtübertragungsanschlüsse als O1 beziehungsweise I2 betrachtet werden und das Ausgangslicht aus dem Ausgang O2 austritt. Es ist offensichtlich, dass die in 4 gezeigte Vorrichtung nur eine mögliche Ausführung eines optischen Zirkulators ist und dass dies in vielen Fällen keine optimale Ausführung ist, da der Polarisationszustand des Lichts, das in den Eingang I2 eintritt, mit dem Polarisationszustand des Lichts, das aus dem Ausgang O1 austritt übereinstimmen muss, wodurch die Probe die Polarisation erhalten muss. Es sind optische Zirkulatoren im Handel erhältlich, die beliebige Polarisationszustände an jedem der Eingangsanschlüsse I1 oder I2 ermöglichen. Somit ist der Rest dieser technischen Beschreibung nur auf optische Zirkulatoren im Allgemeinen und nicht speziell auf die PBS/FR-Anwendung bezogen. Es versteht sich jedoch, dass diese Realisierung immer dann verwendet werden kann, wenn die Probe den Polarisationszustand des Lichts, das von ihr reflektiert wird, tatsächlich erhält und diese Realisierung kann in diesem Fall in der Tat günstiger als die Alternative sein. Ein Beispiel eines polarisierenden Strahlteilers und eines Faradayrotators, die für die Verwendung in den in dieser Anmeldung offenbarten Konstruktionen geeignet sind, sind Modell #10FC16 der Newport Corporation, Irvine, CA bzw. das Modell #MOF16CW100000 von E-Tek Dynamics, San Jose, CA.
Eine zweite Schlüsseltechnologie für die verbesserte Effizienz der OCDR/OCT-Konstruktionen, die in dieser Anwendung offenbart werden, ist die Verwendung von dual abgeglichener (differentieller) Erfassung optischer Heterodynsignale. Die dual abgeglichene Erfassung ist nützlich, wenn zwei optische Signale mit ungefähr gleicher DC-Leistung, jedoch mit AC-Komponenten, die um 180° phasenverschoben sind, beide vorhanden sind. Dies ist zum Beispiel in vorher veröffentlichten Transmissions-Anwendungen von OCDR und OCT, die eine Mach-Zehnder-Interferometerkonfiguration 60 wie in 5 gezeigt einsetzen, der Fall. Das Quellenlicht mit geringer Kohärenz 62 fällt in den ersten Strahlteiler 64 ein, der das Licht zwischen der Probe 66 und den Referenzarmen 68 gleichmäßig aufteilt. Der Referenzarm 68 enthält eine variable optische Verzögerung 70, während der Probenarm 66 ein optisches Element oder eine Probe 72 enthält, die in Transmission beleuchtet wird. Licht von den Proben- und Referenzarmen wird in dem zweiten Strahlteiler 74 rekombiniert und das entstehende gemischte Licht wird gleichmäßig zwischen zwei Detektoren D1 und D2 aufgeteilt, deren Empfindlichkeit sorgfältig abgeglichen wird. Diese Detektoren D1 und D2 sind in einem elektronischen Schaltkreis 76 platziert, dessen Ausgang 78 der verstärkten Differenz zwischen den von den zwei Detektoren erzeugten Photoströmen entspricht. Dieses Erfassungsschema hat zwei Vorteile. Erstens, da die Lichtintensität, die auf jede Detektorfläche auftrifft als eine Funktion der Referenzarmverzögerung 180° außer Phase ist, entspricht die Differenzsignaleinhüllende zwischen den zwei Detektorströmen (während die Referenzverzögerung abgetastet wird) zwei Mal der Amplitude der AC-Komponenten des Photostroms jedes Detektors. Zweitens, da jedes Funkelrauschen, das in dem Licht, das sich durch das Interferometer ausbreitet, vorhanden ist, mit beiden Detektoren übereinstimmt, wird dieses Funkelrauschen durch den Differenzbetrieb unterdrückt. Dieses Erfassungsschema beruht auf dem sorgfältigen Abstimmen der DC-Komponente der Lichtleistung, die auf jeden Detektor einfällt und auf dem sorgfältigen Abstimmen der Empfindlichkeiten beider arbeitenden Detektoren, auch wenn selbstabgleichende Detektoren, die selbstregulierende variable Verstärkungen für die zwei Detektoren enthalten, im Handel erhältlich sind. Ein Beispiel eines hochempfindlichen selbstabgleichenden Fotodetektors, der für die Verwendung bei niedrigen Frequenzen in den in dieser Anmeldung offenbarten Ausführungen geeignet ist, ist das Modell #2007 von New Focus Corporation in Santa Clara, CA und ein abgeglichener Empfänger, der für Hochfrequenzanwendungen geeignet ist, ist das Modell #1607 vom gleichen Anbieter.
Die letzte Technologie, die anders ist als die meisten vorherigen Anwendungen für OCDR und OCT, die für die neuartigen leistungsstarken Ausführungsformen erwünscht ist, sind Einmodenkoppler oder Strahlteiler mit anderen Teilverhältnissen als 50/50. In dieser Anwendung sind derartige „unabgeglichene" Koppler so bezeichnet, dass sie ein Teilungsverhältnis von α haben, was bedeutet, dass der Bruchteil α der auf den Anschluss I1 einfallenden Lichtleistung zum Anschluss O2 übertragen wird, während der Bruchteil (1 – α) der auf den Anschluss I1 einfallenden Lichtleistung zum Anschluss O1 übertragen wird und so weiter. Unter Verwendung dieser Bezeichnung hat der Standard-50/50-Strahlteiler α = 0,5. Derartige unabgeglichene Strahlteiler sind auf dem Glasfasermarkt häufig erhältlich. Ein Beispiel eines Einmoden-Faserkopplers mit einem Teilungsverhältnis von 90/10, das für die Verwendung in den in dieser Anmeldung offenbarten Ausführungsformen geeignet ist, ist das Modell #28 CBB 102/001/AS von Melles Griot Corporation, Irvine, CA. Andere Koppler mit beliebigen Teilungsverhältnissen sind von diesem und anderen Anbietern erhältlich.
OCDR/OCT-Interferometerkonstruktionen
Wir offenbaren Interferometerkonfigurationen, die gleichzeitig die Verluste umgehen, die mit der Referenzarmdämpfung und mit reziproken Leistungsverlusten bei herkömmlicher OCDR/OCT verbunden sind. Diese Konfigurationen sind in den 6–12 gezeigt. Die meisten dieser Konfigurationen umfassen nicht abgeglichene Teiler. In dieser Offenbarung wird zuerst die Ausführung qualitativ beschrieben. Dann werden für jede Konstruktion Konstruktionsgleichungen zum Optimieren der Teilungsverhältnisse bereitgestellt, um das maximale Signal-Rausch-Verhältnis für eine gegebene Quellenleistung und die vom Detektor für eine durch das Schrot-Rauschen begrenzte Leistungsfähigkeit benötigte Mindestleistung zu erreichen. Letztendlich werden unter Annahme typischer Werte in den Konstruktionsgleichungen für jede Konstruktion typische Werte vorgestellt. In jeder Interferometerkonfiguration könnten die verschiedenen optischen Elemente unter Verwendung von Glasfasertechnologie miteinander verbunden sein, aber es ist anerkannt, dass andere Technologien wie z. B. optische integrierte oder herkömmliche Bulk-Optik (d. h. einzelne optische Elemente) für die Verbindung der optischen Elemente verwendet werden können.
Hintergrundkonstruktion
Die in 6 gezeigte Hintergrundkonstruktion verwendet eine Interferometerkonfiguration 100, die der in 5 gezeigten Mach-Zehnder-Konfiguration ähnlich ist, mit der Ausnahme, dass beide Koppler oder Strahlteiler 102 und 104 unausgeglichen sein können. In 6 teilt ein unausgeglichener Einzmodenkoppler 102 Licht von der Quelle 106 und sendet den größten Teil der Quellenlichtleistung zum Probenarm 108 des Interferometers 100. Das Teilungsverhältnis des unausgeglichenen Kopplers 102 ist so ausgewählt, dass die Menge an Leistung, die in den Referenzarm 110 geleitet wird, innerhalb des geeigneten Bereichs für die durch Schrotrauschen begrenzte Erfassung liegt. Ein optischer Zirkulator 112 leitet das Probenarmlicht auf die Probe 114 und leitet Licht, das von der Probe zurückkehrt in einen zweiten Einmodenkoppler, der im Allgemeinen auch unausgeglichen sein kann. Im Probenarm 110 leitet ein zweiter optischer Zirkulator 116 Referenzarmlicht auf ein variables Referenzverzögerungselement 118 und leitet Licht, das von dem Referenzverzögerungselement 118 zurückkehrt, in den anderen Eingangsanschluss des zweiten Einmodenkopplers 104. Diese Konfiguration leitet den Großteil des Quellenlichts auf die Probe 114, wodurch der Leistungsverlust in dem herkömmlichen Interferometer aufgrund absichtlicher Dämpfung des Referenzarmlichts automatisch unterbunden wird, um eine durch Schrotrauschen begrenzte Erfassung zu erreichen. Zweitens leitet diese Konfiguration das gesamte Licht, das von der Probe 114 zurückkommt zu einem Detektor 120, wodurch reflektiertes Probenarmlicht nicht mehr gegenüber reziproken Verlusten wie in der herkömmlichen Konstruktion empfindlich ist. Die Intensitäten, die als Funktion der Referenzarmverzögerung auf die Detektoren D1 und D2 einfallen, sind phasenverschoben, wodurch die Differenzerfassung gleichzeitig mit der Gleichtakt-Unterdrückung des Überschussintensitätsrauschens erzielt werden kann.
Wenn das Teilungsverhältnis des zweiten Teilers 104 als 50/50 ausgewählt ist (d. h. α₂ = 0,5), fallen gleiche Leistungen auf jeden der beiden Detektoren D1 und D2 ein und eine genaue dualabgeglichene Erfassung kann erreicht werden. In diesem Fall ist der Ausdruck für das Signal-Rausch-Verhältnis als Gleichung (3) gegeben:
wobei ρ die spezifische Detektorempfindlichkeit ist, P₀ die optische Quellenleistung ist, α₁ das Teilungsverhältnis des ersten Einmodenkopplers 102 ist, T_c die Transmission durch den Zirkulator ist, R_s der Reflexionsgrad der Probe ist, q die elektronische Ladung ist und B die Bandbreite der Erfassungselektronik ist. Wir offenbaren auch einen Ausdruck für das optimale Teilungsverhältnis für den ersten Koppler 102, der gewährleistet, dass genügend Referenzarmleistung vorhanden ist, um eine durch das Schrotrauschen begrenzte Erfassung zu ermöglichen, der jedoch gleichzeitig die größtmögliche Menge an Leistung auf die Probe leitet. Dieser Ausdruck ist als Gleichung (4) gegeben:
wobei R_r der Reflexionsgrad der Referenzarmverzögerungsleitung ist. Hier ist P_min die Mindestleistung, die beim Detektor 120 vorhanden sein muss, um zu gewährleisten, dass das Schrotrauschen das Empfängerrauschen dominiert. Nimmt man den typischen Wert von P_min = 10 μW, die Werte von P₀ = 10 mW, T_c = 0,85 und R_r = 0,9 an, so erhält man ein optimales Teilungsverhältnis für den ersten Koppler von α₁ = 0,0031. Unter Verwendung eines Kopplers mit diesem Teilungsverhältnis wie der erste Koppler 102 in 6 und eines Kopplers mit dem Wert von α₂ = 0,5 wie der zweite Koppler 104, stellt dies einen Vorteil des Signal-Rausch-Verhältnisses von einem Faktor von 2,88 (oder 4,60 dB) gegenüber der herkömmlichen Michelson OCDR/OCT-Einrichtung bereit. Somit können OCT-Bilder unter Verwendung dieser Konstruktion mit der gleichen Rate mit einer 2,88-fach besseren Empfindlichkeit oder alternativ einer 2,88-fach schnelleren Aufnahmerate mit der gleichen Empfindlichkeit wie in herkömmlichen OCT erhalten werden. Die Verwendung dieser Konstruktion mit α₂ = 0,5 ermöglicht den größtmöglichen Gewinn an Aussteuerungsbereich im Vergleich zu der herkömmlichen Konstruktion und stellt die beste Leistungsfähigkeit des Aussteuerungsbereichs bereit, leidet jedoch unter den zusätzlichen Kosten für zwei optische Zirkulatoren 112 und 116.
Das Teilungsverhältnis des zweiten Teilers 104 kann im Allgemeinen jeden Wert haben, eine geeignete Wahl wäre es jedoch, ein hohes Teilungsverhältnis zu wählen, z. B. α₂ = α₁ und dann nur den oberen Detektor D1 zur Signalerfassung zu verwenden. Diese alternative Form vermeidet die Kosten für den zweiten passenden Detektor D2 und die damit verbundene Differenzverstärker-Eiektronik. In diesem Fall ist der Ausdruck für das Signal-Rausch-Verhältnis als Gleichung (5) gegeben:
wobei α₁ = α₂ das Teilungsverhältnis beider Koppler 102 und 104 ist und P_i die Quellenleistung ist. In diesem Fall von α₂ = α₁ ist der Ausdruck für den optimalen Wert von α₁ als Gleichung (6) gegeben:
Unter der Annahme, dass P_min = 10 μW, P₀ = 10 mW, T_c= 0,85 und R_r = 0,9 wie oben angegeben, ist der optimale Wert beider Koppler dann α₂ = α₁= 0,039 und der entsprechende Gewinn an Signal-Rausch-Verhältnis gegenüber herkömmlicher OCDR/OCT ist ein Faktor von 2,67 (oder 4,26 dB).
Ausführungsform #1
Das in 7 gezeigte Interferometer 30 ist dem in 6 gezeigten ähnlich, außer dass die Kosten für einen der optischen Zirkulatoren durch die Verwendung eines transmittierenden Verzögerungselements 132 anstatt einer reflektierenden Referenzarmverzögerung vermieden werden. Das transmittierende Verzögerungselement 132 könnte dem in 5 gezeigten Element 70 ähnlich sein. Alle anderen Vorteile der Konstruktion aus dem Stand der Technik bleiben erhalten. Der Ausdruck für das Signal-Rausch-Verhältnis wenn α₂ = 0,5 (dual abgeglichene Erfassung) ist der gleiche wie Gleichung (3), in der der Ausdruck für das optimale Teilungsverhältnis des ersten Kopplers wie folgt ist:
Unter der Annahme, dass P_min = 10 μW, P₀ = 10 mW, T_c = 0,85 und R_r = 0,9, ist der optimale Wert des ersten Kopplers dann α₁ = 0,0022 und der entsprechende Vorteil des Signal-Rausch-Verhältnisses gegenüber herkömmlicher OCDR/OCT ist ein Faktor von 2,88 (oder 4,59 dB), der mit der Dual-Detektor-Version der Hintergrundkonstruktion übereinstimmt. Der Ausdruck für das Signal-Rausch-Verhältnis im Falle von α₂ = α₁ (nur ein Detektor) ist der gleiche wie die Gleichung (5); in diesem Fall ist der Ausdruck für das optimale Kopplerteilungsverhältnis:
In den Gleichungen (7) und (8) stellt der Ausdruck R_r die Referenzverzögerungsleitungstransmission anstatt dem Reflexionsgrad dar, da anstatt einer reflektierenden Verzögerungsleitung eine transmittierende Verzögerungsleitung verwendet wird. Unter den Annahmen, dass P_min = 10 μW, P₀ = 10 mW, T_c = 0,85 und R_r = 0,9 ist der optimale Wert beider Koppler dann α₂ = α₁ = 0,033 und der entsprechende Gewinn an Signal-Rausch-Verhältnis gegenüber herkömmlicher OCDR/OCT ist ein Faktor von 2,70 (oder 4,31 dB), der mit der Dual-Detektor-Version der Hintergrundgestaltung fast übereinstimmt. Die Leistungsvorteile beider Versionen dieser Ausführungsform gegenüber herkömmlicher OCDR/OCT sind die gleichen wie bei dem Interferometer 100. Das Interferometer 130 ist eine bevorzugte Ausführungsform, wenn die Anwendung einer übertragbaren Verzögerungsleitung praktisch ist, wie z. B. in den neu veröffentlichten Hochgeschwindigkeits-OCT-Systemen, die eine neuartige Referenzverzögerung verwenden, die auf Fourier-Transformations-Impulsformungsverfahren basiert, die für eine Realisierung einer transmittierenden Geometrie leicht zugänglich sind.
Ausführungsform #2
Das in 8 gezeigte Interferometer 140 ist ebenfalls der Hintergrundgestaltung in 6 ähnlich, außer dass das Interferometer 140 den zusätzlichen Kostenaufwand für einen optischen Zirkulator umgeht, während immer noch eine reflektierende Referenzverzögerung 118 verwendet wird. Diese Ausführungsform erhält alle Vorteile der Hintergrundgestaltung, außer dass der Gewinn an Aussteuerungsbereich im Vergleich zu dem herkömmlichen System etwas geringer ist, da der optimale Wert des Teilungsverhältnisses des ersten Kopplers 102 etwas kleiner ist als in der Hintergrundgestaltung, um die kleine Menge an Referenzarmleistung zu kompensieren, die zur Quelle 106 zurückgeht, anstatt auf einen Detektor geleitet zu werden. Das Interferometer 140 ist bevorzugt, wenn ein kleiner Verlust an Effizienz die Kosteneinsparungen eines optischen Zirkulators wert ist.
Wenn das Teilungsverhältnis des zweiten Strahlteilers 104 im Interferometer 140 50/50 ist (d. h. α₂ = 0,5), fallen gleiche Leistungen auf jeden der dualen Detektoren D1 und D2 ein und eine genaue dual abgeglichene Erfassung kann erreicht werden. In diesem Fall ist der Ausdruck für das Signal-Rausch-Verhältnis der gleiche wie in Gleichung (3). Der Ausdruck für das optimale Teilungsverhältnis für den ersten Koppler 102, der gewährleistet, dass ausreichend Referenzarmleistung vorhanden ist, um eine durch das Schrotrauschen begrenzte Erfassung zu ermöglichen, aber gleichzeitig unter der Annahme, dass α₁ klein ist, die maximale Leistung auf die Probe 114 leitet, ist der gleiche, der in der Gleichung (7) gegeben ist. Somit ist der typische Wert des optimalen Teilungsverhältnisses α₁ und der Gewinn an Leistungsfähigkeit dieser Ausführungsform gegenüber der herkömmlichen Michelson-Anordnung (unter der Annahme, dass α₁ klein ist) bei der Dual-Detektor-Version der Ausführungsform #2 genau das gleiche s. Die Verwendung des Interferometers 140 mit α₂ = 0,5 ermöglicht die zweithöchstmögliche Zunahme aller reflektierenden Verzögerungsausführungsformen, die im Aussteuerungsbereich als mit der herkömmlichen Gestaltung verglichen offenbart sind und ist die bevorzugte Ausführungsform, wenn ein reflektierendes Verzögerungselement verwendet werden muss und der Kostenaufwand für einen zweiten optischen Zirkulator (wie beim Interferometer 100 in 6 erforderlich) vermieden werden muss.
Das Teilungsverhältnis des zweiten Teilers 104 beim Interferometer 140 kann im Allgemeinen jeden Wert haben, passend wäre jedoch die Wahl eines hohen Teilungsverhältnisses, z. B. α₂ = α₁ und dann nur den oberen Detektor D1 zur Signalerfassung zu verwenden. Diese alternative Form des Interferometers 140 unterbindet den Kostenaufwand für den zweiten passenden Detektor D2 und die zugehörige Differenzverstärkerelektronik. In diesem Fall entspricht der Ausdruck für das Signal-Rausch-Verhältnis der Gleichung (5). Wenn α₂ = α₁ sind die optimalen Werte für α₂ und α₁ unter der Annahme, dass sowohl α₁ als auch α₂ klein sind, die gleichen wie in der Gleichung (8) gegeben. Somit ist der typische Wert für die optimalen Teilungsverhältnisse α₂ und α₁ und der Gewinn an Leistungsfähigkeit dieser Ausführungsform gegenüber der herkömmlichen Michelson-Anordnung (unter der Annahme, dass sowohl α₂ und α₁ klein sind) genau der gleiche wie bei der Einzeldetektorversion aus Ausführungsform #1.
Ausführungsform #3
Das in 9 gezeigte Interferometer ist der herkömmlichen Michelson-Anordnung ähnlich, außer dass zwischen der Quelle mit geringer Kohärenz 106 und dem Faserkoppler oder Strahlteiler 154 ein optischer Zirkulator 152 eingesetzt ist und der Strahlteiler 154 nicht abgeglichen ist. Das Teilungsverhältnis des nicht abgeglichenen Kopplers 154 ist so gewählt, dass die Menge an Leistung, die in den Referenzarm 156 geleitet wird, klein genug ist, um eine durch das Schrotrauschen begrenzte Erfassung zu ermöglichen, jedoch groß genug ist, um thermisches Rauschen des Detektors zu vermeiden. Der optische Zirkulator 152 leitet den Großteil des von der Probe 114 reflektierten Lichts, aber nur einen kleinen Bruchteil des Lichts, das von dem reflektierenden Referenzverzögerungselement 118 zurückkommt auf den Detektor 156. In dieser Konfiguration ist nur ein einziger Detektor 156 nötig. Diese Interferometerkonfiguration leitet den Großteil des Quellenlichts auf die Probe 114, wodurch der Leistungsverlust in dem herkömmlichen Interferometer aufgrund absichtlicher Dämpfung des Referenzarmlichts automatisch verhindert wird, um eine durch das Schrotrauschen begrenzte Erfassung zu erreichen. Zweitens wird ein Großteil des Lichts, das von der Probe zurückkommt, zu dem Detektor 156 geleitet, wodurch nur ein kleiner Bruchteil des reflektierten Lichts des Probenarms wie in der herkömmlichen Konstruktion durch reziproke Verluste verloren geht.
Die Ausdrücke und die typischen Werte für das Signal-Rausch-Verhältnis und die optimalen Kopplerteilungsverhältnisse für das Interferometer 150 sind oben als Gleichungen (5) beziehungsweise (6) gegeben. Die Vorteile an Leistungsfähigkeit für diese Ausführungsform gegenüber herkömmlicher OCDR/OCT sind die gleichen wie für die zweite Realisierung (mit α₂ = α₁,) der Hintergrundgestaltung aus 6, d. h. einen Vorteil an Signal-Rausch-Verhältnis von 2,67 (4,26 dB) im Vergleich zu herkömmlicher OCDR/OCT. Das Interferometer 150 ist eine bevorzugte Ausführungsform für die α₂ = α₁-Version der Ausführungsform #1, da es die gleiche Leistung mit weniger Komponenten erreicht, d. h. mit nur einem nicht abgeglichenen Koppler und einem optischen Zirkulator.
Ausführungsform #4
Das in 10 gezeigte Interferometer ist dem in 9 gezeigten Interferometer ähnlich, außer dass anstatt des in 9 gezeigten nicht abgeglichenen Kopplers 154 ein abgeglichener Koppler 162 und eine dual abgeglichene Detektoreinrichtung 164 verwendet werden. Diese Interferometerkonfiguration hat nicht den Vorteil, dass sie den Großteil des Quellenlichts auf die Probe leitet, wodurch sie nicht die bevorzugte Ausführungsform ist, wenn die Quellenleistung ausreichend ist, um eine durch das Schrotrauschen begrenzte Erfassung auszuschließen. Diese Interferometerkonfiguration verhindert jedoch sowohl die Proben- als auch die reziproken Referenzarmverluste, indem sie das gesamte Licht, das von der Probe und den Referenzarmen 158 und 156 reflektiert wird, auf einen Detektor 164 leitet und erreicht einen Gewinn an dynamischem Bereich von einem Faktor von ungefähr 1,45 (1,60 dB) im Vergleich zu der herkömmlichen Anordnung. Dies ist die bevorzugte Ausführungsform wenn eine Quelle mit geringer Leistung verwendet wird und der Kostenaufwand für einen nicht abgeglichenen Koppler wendet wird und der Kostenaufwand für einen nicht abgeglichenen Koppler vermieden werden muss.
Allgemeiner Ausdruck für die Optimierung von Kopplerteilungsverhältnissen
Wir offenbaren ein allgemeines Verfahren zum Optimieren der Wahl von Kopplerteilungsverhältnissen bei den Ausführungsformen, die zwei strahlenteilende Koppler einsetzen. Dieses Verfahren versucht, die Anforderungen, den größtmöglichen Bruchteil der Quellenleistung auf die Probe zu leiten, auszugleichen, während sie gleichzeitig gewährleistet, dass in dem Referenzarm genügend Leistung vorhanden ist, um eine durch das Schrotrauschen begrenzte Erfassung für schwach reflektierende Proben zu gewährleisten. Für die Hintergrundkonstruktion und die Ausführungsform #1 ist dieser Ausdruck durch die Gleichung (9) gegeben:
Bei der Ausführungsform #1 gibt es keinen Referenzarmzirkulator, somit ist der Ausdruck (9) anwendbar, wenn T_c 1 ist und R_r als Referenzverzögerungslinientransmission verstanden wird anstatt als Reflexion. Gemäß der Gleichung (9) gibt es eine unendliche Anzahl möglicher Auswahlen für α₁ und α₂, jedoch sind die Auswahlen α₂ = 0,5 (d. h. ein 50/50-Teilungsverhältnis für den zweiten Koppler) und α₁ = α₂ (d. h. das gleiche Teilungsverhältnis bei beiden Kopplern) besonders nützlich. Bei der Ausführungsform #2 ist der Ausdruck, der die Wahl der Teilungsverhältnisse optimiert, durch die Gleichung (10) gegeben:
Wie man in den obigen Ausführungsformen sieht, ist die wichtigste Gemeinsamkeit zwischen den Interferometerkonfigurationen die Verwendung von mindestens einem nichtreziproken optischen Element (vorzugsweise einem optischen Zirkulator), was eine erhöhte Effizienz zur Folge hat. Obwohl es im Allgemeinen nicht wünschenswert ist, ist es anerkannt, dass Interferometerkonfigurationen in Übereinstimmung mit der vorliegenden Erfindung mit relativ niedriger Effizienz (einer Effizienz, die der herkömmlicher Systeme ähnlich ist) erstellt werden können.
Jede der verschiedenen beschriebenen Ausführungsformen stellt ein Interferometersystem mit einer optischen Strahlungsquelle, einem ersten optischen Zirkulator und einem optischen Detektor bereit. Ein erster optischer Pfad erstreckt sich von der optischen Strahlungsquelle durch einen ersten Abschnitt des ersten optischen Zirkulators zu einem Probenort und von dem Probenort durch einen zweiten Abschnitt des optischen Zirkulators zu dem optischen Detektor.
In den Ausführungsformen aus 7–8 enthält das Interferometersystem auch einen ersten Strahlteiler, der zwischen der optischen Strahlungsquelle und dem optischen Zirkulator entlang dem ersten optischen Pfad angeordnet ist und einen zweiten Strahlteiler, der zwischen dem optischen Zirkulator und dem optischen Detektor entlang dem ersten optischen Pfad angeordnet ist. In der Ausführungsform aus 9 enthält das Interferometersystem einen zweiten optischen Pfad, der sich von der optischen Strahlungsquelle durch den ersten Abschnitt des optischen Zirkulators zu einem Referenzort und von dem Referenzort durch den zweiten Abschnitt des optischen Zirkulators zu dem optischen Detektor erstreckt. In der Ausführungsform aus 10 weist der optische Detektor erste und zweite optische Detektoren auf, wobei der erste optische Detektor am Ende des ersten optischen Pfades angeordnet ist und das Interferometer des Weiteren einen zweiten optischen Pfad enthält, der sich von der optischen Strahlungsquelle durch den ersten Abschnitt des optischen Zirkulators zu einem Referenzort und von dem Referenzort zu dem zweiten optischen Detektor erstreckt.
Die vorangehenden Optimierungsgleichungen wurden unter Annahme einer durch Schrotrauschen begrenzten Erfassung abgeleitet. Diese Analyse ist nicht geeignet in Situationen, in denen eine merkliche Rückreflexion von der Probenarmoptik vorhanden ist oder wenn das optische Quellenintensitätsrauschen das Photonenfunkelrauschen, das von den Photonankunftstatistiken bei der gegebenen Quellenbandbreite vorhergesagt wird, übersteigt. In diesen Fällen sollte die folgende vollständigere SNR-Analyse verwendet werden, um das Teilungsverhältnis zu optimieren. Bitte beachten Sie, dass einige Bezeichnungen, die hier verwendet werden, von den in der vorangegangenen Analyse verwendeten Bezeichnungen abweichen.
In einem dispersionslosen OCT-System ist der Photostrom in einem Detektor im Allgemeinen durch
gegeben, wobei ρ die Detektorempflndlichkeit ist. P_r ist die optische Leistung, die auf den Photodetektor einfällt, die von dem Referenzarm des Interferometers reflektiert wird, P_s ist der Teil der optischen Leistung, die auf den Photodetektor einfällt und von der Probe rückgestreut wurde und die kohärent zu dem Referenzlicht ist, und P_x ist die optische Leistung, die auf den Photodetektor einfällt und von dem Probenarm des Interferometers reflektiert wurde und die nicht zu dem Referenzlicht kohärent ist. k₀ ist auch die Mittenwellenzahl der optischen Quelle und Δl ist die optische Pfaddifferenz zwischen den Referenz- und Probenarmen. Der Signalphotostrom I_s ist der AC- oder Interferenzterm von I_d :
Rauschquellen werden in Form von Photostromabweichungen in ausgedrücktt. Die Rauschquellen, die in dieser Analyse enthalten sein müssen sind das Empfängerrauschen σ 2 / re, das Schrotrauschen σ 2 / sh und das Intensitätsfunkelrauschen σ 2 / ex. Empfängerrauschen kann als thermisches Rauschen in einem Empfänger mit begrenztem Widerstand mit einem effektiven Abschlusswiderstand R_eff modelliert werden. Thermisches Rauschen ist die zufallsbedingte thermische Bewegung von Elektronen in einem Leiter und die Photostromabweichung aufgrund von thermischem Rauschen ist durch σ 2 / re = 4k_BTB/R_eff gegeben, wobei k_B eine Boltzmann-Konstante ist, T die Temperatur ist und B die Erfassungsbandbreite ist. Bei einem handelsüblichen Photoempfängermodul kann die Photostromabweichung aufgrund des Empfängerrauschens direkt aus den Herstellerbeschreibungen ermittelt werden. Der Hersteller kann zum Beispiel den Eingangsrauschstrom angeben (die zum Rauschen äquivalente Photostromdichte, z. B. 2pA/√Hz), aus dem wir ermitteln: σ 2 / re = (2pA/√Hz)²B. Das zufallsbedingte Eintreffen von Photonen von einer monochromatischen Lichtquelle ist ein Poisson-Prozess. Die entstehende Photostromabweichung ist das Schrotrauschen und durch σ 2 / sh = 2qI_deB gegeben, wobei q die Ladung des Elektrons ist und I_de der mittlere Detektorphotostrom ist. Das zufällige Eintreffen von Photonen von einer inkohärenten breitbandigen Lichtquelle ist ein Bose-Einstein-Prozess. Die entstehende Photostromabweichung hat zwei Bezeichnungen: Schrotrauschen und Photonfunkelrauschen. Das Photonfunkelrauschen ist durch σ 2 / exp = (1 + V²)I 2 / dc/Δv beschrieben, wobei V der Polarisierungsgrad der Quelle und Δv die tatsächliche Linienbreite der Quelle ist. Unter Annahme einer Gauß'schen spektralen Leistungsdichte ist
wobei c die Lichtgeschwindigkeit ist, Δλ_FWHM die Halbwertsbreitenwellenlänge der Bandbreite der Quelle ist und λ₀ die mittlere Wellenlänge ist. Dieser Ausdruck für Photonfunkelrauschen stellt das erwartete Minimalintensitätsrauschen für eine Quelle mit einer gegebenen effektiven Linienbreite dar. Einige optische Breitbandquellen wie z. B. modengekoppelte Femtosekunden-Laser weisen mehr als dieses Minimalintensitätsrauschen auf. Um zu verallgemeinem werden wir einen weiteren Ausdruck für Intensitätsfunkelrauschen (oder relatives Intensitätsrauschen) schreiben: σ 2 / ex = (RIN)I 2 / dcB. Hier kann RIN (relatives Intensitätsrauschen) von dem Hersteller der Quelle bestimmt, gemessen oder als RIN = (1 + V²)/Δv berechnet werden, was für die inkohärenten Breitbandquellen, die normalerweise bei OCT und OCDR verwendet werden, gültig sein sollte.
Wenn RIN unter Verwendung des oben genannten Ausdrucks berechnet wird, ist σ 2 / ex gleich
Unter der Annahme, dass die von der Probe rückgestreute Lichtintensität im Vergleich zu der Referenzleistung vernachlässigbar ist, ist der Durchschnitts- oder Gleichstromphotostrom durch I_dc = ⟨I_d⟩ = ρ(P_r + P_x) gegeben, wobei die Klammem den Mittelwert angeben. Somit ist die Gesamtphotostromabweichung im Falle eines einzigen Detektors gegeben durch: σ2i = σ2re +σ2sh + σ2ex . (12)
Wenn eine abgeglichene Heterodynerfassung verwendet wird, wird das Intensitätsfunkelrauschen größtenteils aufgehoben. Unter Berücksichtigung zusätzlicher retroreflektierter Leistung aus dem Probenarm P_x bleibt jedoch eine Komponente des Photonfunkelrauschens, das Schwebungsrauschen genannt wird und durch σ 2 / be = 2(1 + V²)I_rI_xB/Δv gegeben ist, wobei I_r = ρP_r und I_x = ρP_x. Rauschen in jedem der Detektoren, die den abgeglichenen Empfänger aufweisen, ist unabhängig, wodurch sich ihre Abweichungen summieren und die Gesamtphotostromabweichung im Falle von abgeglichener Heterodynerfassung wird: σ2i = 2(σ2re + σ2sh + σ2be ). (13)
Es ist wichtig, zu beachten, dass alle Photostromabweichungen in Form von einseitigen spektralen Rauschdichtefunktionen (d. h. nur über positive Frequenzen integriert) geschrieben sind und dass allerdings eine Demodulation durchgeführt wird, B die Breite des Erfassungsbandpassfilters ist im Gegensatz zu zum Beispiel der Grenzfrequenz eines Demodulations-Tiefpassfilters.
Andere Rauschquellen, die in einem OCT-System erzeugt werden, umfassen Flickerrauschen (1/f), Dunkelstromrauschen und Quantisierungsrauschen. Flickerrauschen wird einfach durch Gewährleisten einer Signalträger-(Heterodyn-)Frequenz verhindert, die hoch genug ist, sodass die Signalbandbreite deutlich über dem Gleichstrom liegt (einige kHz sind ausreichend). Dunkelstromrauschen ist das Schrotrauschen, das aus dem Dunkelstrom des Detektors entsteht. Es ist im Allgemeinen klein, und da es von der einfallenden Lichtintensität unabhängig ist, wird es von dem identischen Verfahren wie es das Empfängerrauschen ausblendet, ausgeblendet, d. h. es ermöglicht genügend Licht auf dem Detektor, sodass das Schrotrauschen dominiert. Das Quantisierungsrauschen entsteht aus einer ungenügenden Anzahl von ND-Bits, die das Signal abtasten. Dies kann durch Auswählen eines A/D-Wandlers mit ausreichendem Aussteuerungsbereich verhindert werden (das Grundrauschen sollte weniger als die Hälfte des niedrigstwertigen Bits sein), und durch Angleichung des Signals, sodass es den A/D-Aussteuerungsbereich ausfüllt. Da diese Rauschquellen ausgeblendet oder verhindert werden können, sind sie in diesem Modell nicht enthalten.
Wir definieren SNR = ⟨I 2 / s⟩/σ 2 / i. Ausgehend von der Gleichung (11) oben kann der mittlere quadratische Signalphotostrom in einem einzigen Detektor geschrieben werden als: ⟨I2s ⟩ = 2ρ2PrPs. (14)
Bei einem abgeglichenen Empfänger ist der Gesamtsignalphotostrom die Summe des Photostroms in jedem Detektor, sodass der mittlere quadratische Signalphotostrom ⟨I2s ⟩ = 8ρ2PrPs (15)wird. Aus der Definition von SNR und den Gleichungen (12) und (14) kann SNR für ein Interferometer mit einem einzigen Detektor in Form von P_r, P_s und P_x geschrieben werden, die für eine gegebene Interferometerkonfiguration bestimmt werden:
Ähnlich kann ausgehend von den Gleichungen (13) und (15) der Ausdruck für SNR für eine Interferometerkonfiguration mit einem abgeglichenen Empfänger geschrieben werden:
Bei jeder Interferometerkonfiguration, die behandelt werden soll, werden Ausdrücke für P_r, P_s und P_x bestimmt und σ 2 / re, (das von der Quellenleistung oder Interferometerstruktur unabhängig ist) sollte wie oben beschrieben berechnet werden. Diese Ausdrücke werden auch die Zirkulatoreinfügedämpfung als Transmissionsfaktor T_centhalten.
Wie vorher beschrieben ist die typische OCT-Konfiguration ein Standard-Michelsoninterferometer (1a). In diesem Fall ist P_r = P₀R_r/4, P_s = P₀R_s/4, und P_x = P₀R_s/4, wobei P₀ der Leistungsausgang der optischen Quelle ist und R_r, R_s und R_x das Leistungsreflexionsvermögen der Referenz-ODL, kohärente Rückstreuung von der Probe beziehungsweise das inkohärente Streuen von der Probenarmoptik sind. Ausgehend von der Gleichung (16) ergibt dies:
Beim Betrachten der Ausdrücke kann man sehen, dass die Empfängerrauschleistung konstant ist, die Schrotrauschleistung ungefähr proportional zu R_r ist und die Intensitätsfunkelrauschleistung ungefähr proportional zu R 2 / r ist, während ⟨I 2 / s⟩ zu R_r proportional ist. Daraus wird erwartet, dass das Photonenfunkelrauschen für große R_r überwiegt und das Empfängerrauschen für sehr niedrige R_r überwiegt. Es ist offensichtlich, dass ein niedrigeres Reflexionsvemrögen des Referenzarms erforderlich ist, um das Standard-OCT-Interferometer zu optimieren, d. h. der Referenzarm muss gedämpft werden. Da es wünschenswert ist, die gesamte verfügbare optische Quellenleistung zur Abbildung zu verwenden, ist diese Konfiguration erneut nicht optimal.
Bei der Hintergrundgestaltung, die in 6 gezeigt ist, werden Ausdrücke für den Fall eines abgeglichenen zweiten Kopplers und abgeglichener Differenzerfassung und für den Fall eines nicht abgeglichenen zweiten Kopplers und eines einzigen Detektors abgeleitet. Im abgeglichenen Fall ist bei jedem Detektor P_r = P₀R_rαT 2 / c/2, P_s = P₀R_s(1 – α)T 2 / c/2 und P_x = P₀R_x(1 – α)T 2 / c/2, wobei α das Teilungsverhältnis für den nicht abgeglichenen Koppler ist und T_c die Transmission durch den Zirkulator ist (für 0,7 dB Einfügedämpfung, T_c = 0,85). Genauere Ausdrücke enthalten Verluste aufgrund von optischen Elementen, Verbindungsstellen, etc. Ausgehend von der Gleichung (17) ergeben diese Ausdrücke:
Der Optimierungsvorgang besteht aus dem Maximieren dieses Ausdrucks für SNR als Funktion des Teilungsverhältnisses α. Das optimale Teilungsverhältnis hängt von den Eigenschaften der optischen Quelle, der Photodetektoren und der Verzögerungsleitung ab. Ein expliziter Ausdruck für das optimale Teilungsverhältnis könnte analytisch durch Maximieren des SNR erhalten wer den oder alternativ könnte das modellierte SNR aufgetragen werden und das optimale Teilungsverhältnis kann einfach aus dem Schaubild abgelesen werden. Die Hintergrundgestaltung, die in 6 gezeigt ist, kann auch mit einem nicht abgeglichenen zweiten Koppler und einem einzigen Detektor realisiert werden. In diesem Fall ist P_r = P₀R_rα₁α₂T 2 / c , P_s = P₀R_s(1 – α₁)(1 – α₂)T 2 / c und P_x = P₀R_x(1 – α₁)(1 – α₂)T 2 / c, wobei α₁ das Teilungsverhältnis des ersten Kopplers ist und α₂ das Teilungsverhältnis des zweiten Kopplers ist. Ausgehend von der Gleichung (16) ist das SNR dieser Konfiguration als eine Funktion des Teilungsverhältnisses gegeben durch:
Die in 7 gezeigte Ausführungsform ist der in 6 gezeigten Hintergrundgestaltung ähnlich, mit der Ausnahme, dass eine transmittierende Verzögerungsleitung im Referenzarm verwendet wird. Folglich wird kein Zirkulator und keine Zirkulatoreinfügedämpfung, die mit dem P_r-Ausdruck verbunden ist, benötigt. Im Fall der ausgeglichenen Erfassung ist P_r = P₀T_rα/2, = P₀R_s(1 – α)T 2 / r/2 und P_x = P₀R_s(1 – α)T 2 / r/2, wobei T_r die Transmission durch die Referenzverzögerungslinie ist. Ausgehend von der Gleichung (17) ergeben diese Ausdrücke:
Die in 7 gezeigte Ausführungsform kann auch mit einem nicht abgeglichenen zweiten Koppler und einem einzigen Detektor realisiert werden. In diesem Fall ist P = P₀T_rα₁α₂, P_s = P₀R_s(1 – α₁)(1 – α₂)T 2 / c und P_x = P₀R_x(1 – α₁)(1 – α₂)T 2 / c, wobei α₁ das Teilungsverhältnis des ersten Kopplers ist und α₂ das Teilungsverhältnis des zweiten Kopplers ist. Ausgehend von der Gleichung (16) ist das SNR dieser Konfiguration als eine Funktion des Teilungsverhältnisses gegeben durch:
In der in 8 gezeigten Ausführungsform wird eine retroreflektierende ODL verwendet, ohne dass ein zweiter optischer Zirkulator benötigt wird. Im Falle des abgeglichenen Empfängers gilt für jeden Detektor P_r = P₀R_rα(1 – α)/2, P_s = P₀R_s(1 – α)T 2 / c/2 und P_x = P₀R_x(1 – α)T 2 / c/2. Ausgehend von der Gleichung (17) ergeben diese Ausdrücke:
Die in 8 gezeigte Ausführungsform kann auch mit einem nicht abgeglichenen zweiten Koppler und einem Einzeldetektor realisiert werden. In diesem Fall ist P_r = P₀R_rα₁α₂(1 – α₁), P = P₀R_s(1 – α₁)(1 – α₂)T 2 / c und P_x = P₀R_x(1 – α₁)(1 – α₂)T 2 / c. Ausgehend von der Gleichung (16) ist das SNR dieser Konfiguration als eine Funktion des Teilungsverhältnisses gegeben durch:
Die in 9 gezeigte Ausführungsform verwendet ein Michelson-Interferometer effizient, indem sie einen optischen Zirkulator in den Quellenarm einführt anstatt in den Probenarm wie in den vorherigen Ausführungsformen. Diese Ausführungsform verwendet einen nicht abgeglichenen Teiler und einen Einzeldetektor. Hier ist P_r = P₀R_rα², P_s = P₀R_s(1 – α)²T 2 / c und P_x = P₀R_x(1 – α)²T 2 / c und ausgehend von der Gleichung (16) ist das SNR dieser Konfiguration als eine Funktion des Teilungsverhältnisses gegeben durch:
Die in 10 gezeigte Ausführungsform verwendet einen abgeglichenen Empfänger. Hier gilt für jeden Detektor P_r = P₀R_rT 2 / c/4, P_s = P₀R_sT 2 / c/4 und P_x = P₀R_xT 2 / c/4, unter der Annahme, dass der Detektor d2 um eine T_centsprechende Menge gedämpft wird. Ausgehend von der Gleichung (17) ergeben diese Ausdrücke:
Es ist zu beachten, dass diese Ausführungsform einen einzigen abgeglichenen Koppler verwendet und daher ist außer dem Abgleichen der Detektoren keine Optimierung erforderlich. Diese Ausführungsform hat den bedeutenden Vorteil, dass ein bestehendes faseroptisches Michelson-Interferometer-OCT-System mit einem Zirkulator in dem Quellenarm und einem abgeglichenen Empfänger ohne die Notwendigkeit, das System zu unterbrechen, leicht nachgerüstet werden kann. Vor kurzem haben wir diese Ausführungsform in einem endoskopischen Hochgeschwindigkeits-OCT-System demonstriert.
Es gibt viele praktische Anwendungen zur Verwendung von OCDR und OCT, um transmittierende Proben anstatt reflektierende Proben abzubilden. Hier definieren wir transmittierend als irgendeine Probenbelichtungs- und Sammelgeometrie, in der die Belichtungs- und Sammeloptik getrennte optische Pfade belegen, zum Beispiel unter Verwendung getrennter Fasern zur Belichtung der und zur Sammlung von Licht von Probe. Der Lichtpfad durch die Probe kann in einer geraden Linie verlaufen, in welchem Fall die Belichtungs- und Sammeloptik entlang eines Pfades ausgerichtet wäre, der direkt durch die Probe geht. Alternativ kann der Lichtpfad durch die Probe im in den 11–13 gezeigten Sinne transmittierend sein, in denen es einen Winkel (anders als 0 oder 180 Grad) zwischen der optischen Belichtungs- und der Sammlungsrichtungen gibt. Auch wenn letztere Konfigurationen in gewisser Hinsicht reflektierende Geometrien sind, definieren wir sie zwecks dieser Beschreibung als transmittierend, solange getrennte optische Pfade für die Belichtung und Sammlung verwendet werden. In der linearen Geometrie (mit einem Winkel von 180 Grad zwischen der Belichtungs- und Sammeloptik) kann OCDR und OCT verwendet werden, um Abbildungen der inneren Struktur biologischer oder anderer Materialien darzustellen. In der nichtlinearen Geometrie (mit einem Winkel außer 0 oder 180 Grad zwischen der Belichtungs- und Sammeloptik) kann OCDR und OCT verwendet werden, um die innere Struktur biologischer oder anderer Materialien in Fällen zu untersuchen, in denen es ungeeignet ist, eine Retroreflexionsgeometrie zu verwenden (wie in den Ausführungsformen 1–5). Es kann andere zwingende Gründe geben, eine von der Achse abweichende Belichtungs-/Sammelgeometrie zu verwenden, zum Beispiel können solche Geometrien besonders empfindlich für interne Eigenschaften der Probenstruktur sein (z. B. die Zellkernbemessung in biologischem Gewebe).
Es werden zwei weitere Ausführungsformen offenbart (Ausführungsformen 5 und 6, jeweils in den 11–12 gezeigt), die in vielerlei Hinsicht den Ausführungsformen 1 beziehungsweise 2 ähnlich sind, außer dass sie gestaltet sind, um Proben aufzunehmen, die transmittierend anstatt reflektierend sind.
Ausführungsform 5 (11)
Diese Ausführungsform ist in aller Hinsicht der Ausführungsform 1 ähnlich, außer dass anstatt des Zirkulators und der Probe in der Ausführungsform 1 eine übertragbare Probe verwendet wird.
Unter der Annahme einer vom Schrotrauschen begrenzten Erfassung sind die Ausdrücke für SNR dieser Ausführungsform unter Verwendung dual abgeglichener und Einzeldetektor-Konfigurationen auch durch die Gleichungen (3) beziehungsweise (5) gegeben; vorausgesetzt, dass T_c = 1 (da es in der Ausführungsform 5 keinen Zirkulator gibt) und R_s als Transmission der Probe anstatt deren Reflexion interpretiert wird. Die optimalen Teilungsverhältnisse für den ersten nicht abgeglichenen Koppler und für beide nicht abgeglichenen Koppler unter Verwendung von dual abgeglichenen und Einzeldetektor-Konfigurationen sind durch die Gleichungen (7) beziehungsweise (8) unter den gleichen Bedingungen gegeben.
Unter der Annahme, dass eine fortgeschrittenere Analyse des Signal-Rausch-Verhältnisses verwendet werden muss, sind die Ausdrücke für SNR dieser Ausführungsform unter Verwendung von dual abgeglichenen und Einzeldetektor-Konfigurationen durch die Gleichungen (21) beziehungsweise (22) gegeben, erneut unter der Bedingung, dass T_c = 1 (da es in der Ausführungsform 7 keinen Zirkulator gibt) und dass R_s als Transmission der Probe anstatt deren Reflexion interpretiert wird. Die Verfahren zum Optimieren der Teilungsverhältnisse für den ersten nicht abgeglichenen Koppler und für beide nicht abgeglichenen Koppler unter Verwendung von dual abgeglichenen und Einzeldetektor-Konfigurationen sind die gleichen wie für die reflektierenden Probenkonfigurationen gemäß den Gleichungen (21) beziehungsweise (22).
Ausführungsform 6 (12)
Diese Ausführungsform ist in aller Hinsicht der Ausführungsform 2 ähnlich, außer dass anstatt des Zirkulators und der Probe in der Ausführungsform 2 eine transmittierende Probe verwendet wird.
Unter der Annahme einer durch Schrotrauschen begrenzten Erfassung sind die Ausdrücke für SNR dieser Ausführungsform unter Verwendung dual abgeglichener und Einzeldetektor-Konfigurationen auch durch die Gleichungen (3) beziehungsweise (5) gegeben; unter der Bedingung, dass T_c = 1 (da es in der Ausführungsform 8 keinen Zirkulator gibt) und dass R_s als Transmission der Probe anstatt deren Reflexion interpretiert wird. Die optimalen Teilungsverhältnisse für den ersten nicht abgeglichenen Koppler und für beide nicht abgeglichenen Koppler unter Verwendung von dual abgeglichenen und Einzeldetektor-Konfigurationen sind durch die Gleichungen (7) (unter der Annahme, dass α₁ klein ist) beziehungsweise (8) (unter der Bedingung, dass sowohl α₁ als auch α₂ klein sind) unter den gleichen Bedingungen gegeben.
Unter der Annahme, dass die fortgeschrittenere Analyse des Signal-Rausch-Verhältnisses verwendet werden muss, sind die Ausdrücke für SNR dieser Ausführungsform unter Verwendung von dual abgeglichenen und Einzeldetektor-Konfigurationen durch die Gleichungen (23) beziehungsweise (24) gegeben, wiederum unter der Bedingung, dass T_c = 1 (da es in der Ausführungsform 6 keinen Zirkulator gibt) und dass R_s als Transmission der Probe anstatt deren Reflexion interpretiert wird. Die Verfahren zum Optimieren der Teilungsverhältnisse für den ersten nicht abgeglichenen Koppler und für die beiden nicht abgeglichenen Koppler unter Verwendung von dual abgeglichenen und Einzeldetektor-Konfigurationen sind die gleichen wie für die reflektierenden Probenkonfigurationen gemäß den Gleichungen (23) beziehungsweise (24).

Claims

Interferometer zur Verwendung in einem OCDR- oder OCT-Bildgebungssystem mit: einer optischen Strahlungsquelle (106) mit geringer Kohärenz, einem ersten Strahlteiler (102) mit einem ersten Eingang, der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von der optischen Strahlungsquelle mit geringer Kohärenz aufnimmt, einem nicht-reziproken optischen Element (112) mit einem ersten Eingang, der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von einem ersten Ausgang des ersten Strahlteilers aufnimmt, einem ersten Ausgang zum Leiten von optischer Strahlung von dem ersten Eingang zu einer abzubildenden Probe (114), einem zweiten Eingang, der zusammen mit dem ersten Ausgang verbunden ist zum Aufnehmen optischer Strahlung, die von der Probe reflektiert wird, und einem zweiten Ausgang zum Aufnehmen optischer Strahlung von dem zweiten Eingang, einem zweiten Strahlteiler (104), der einen ersten Eingang aufweist, der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von dem zweiten Ausgang des nicht-reziproken optischen Elements aufnimmt, und einem optischen Strahlungsdetektor (120), der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von dem zweiten Strahlteiler aufnimmt, gekennzeichnet durch ein durchlässiges Verzögerungselement (132), das einen Eingang aufweist, der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von einem zweiten Ausgang des ersten Strahlteilers aufnimmt, und einen Ausgang, der mit einem zweiten Eingang des zweiten Strahlteilers verbunden ist.
Interferometer zur Verwendung in einem OCDR- oder OCT-Bildgebungssystem mit: einer optischen Strahlungsquelle (106) mit geringer Kohärenz, einem ersten Strahlteiler (102), der einen ersten Eingang aufweist, der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von der optischen Strahlungsquelle mit geringer Kohärenz aufnimmt, einem nicht-reziproken optischen Element (112), das einen ersten Eingang aufweist, der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von einem ersten Ausgang des ersten Strahlteilers aufnimmt, einem ersten Ausgang zum Leiten optischer Strahlung von dem ersten Eingang zu einer abzubildenden Probe (114), einem zweiten Eingang, der zusammen mit dem ersten Ausgang verbunden ist, zum Aufnehmen optischer Strahlung, die von der Probe reflektiert wird, und einem zweiten Ausgang zum Aufnehmen optischer Strahlung von dem zweiten Eingang, einem zweiten Strahlteiler (104), der einen ersten Ausgang aufweist, der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von dem zweiten Ausgang des nicht-reziproken optischen Elements aufnimmt, und einem optischen Strahlungsdetektor (120), der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von dem zweiten Strahlteiler aufnimmt, dadurch gekennzeichnet, daß ein zweiter Ausgang des ersten Strahlteilers zum Leiter optischer Strahlung auf ein Referenzverzögerungselement (118) verbunden ist und zum Aufnehmen optischer Strahlung, die von dem Referenzverzögerungselement reflektiert wird, wobei ein zweiter Eingang des ersten Strahlteilers zum Leiten optischer Strahlung zu einem zweiten Eingang des zweiten Strahlteilers verbunden ist.
Interferometer nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß der optische Strahlungsdetektor erste und zweite optische Strahlungsdetektoren (D1, D2) aufweist, wobei der erste optische Strahlungsdetektor so verbunden ist, daß er optische Strahlung von dem ersten Ausgang des zweiten Strahlteilers aufnimmt, und wobei der zweite optische Strahlungsdetektor so verbunden ist, daß er optische Strahlung von einem zweiten Ausgang des zweiten Strahlteilers aufnimmt.
Interferometer nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß der ersten optische Strahlungsdetektor und der zweite optische Strahlungsdetektor so verbunden sind, daß sie einen differentiellen Detektor bilden.
Interferometer nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß der erste Strahlteiler ein nicht abgeglichener Strahlteiler ist, der mindestens 85 % der an dem ersten Eingang aufgenommenen optischen Strahlung zu dem ersten Ausgang leitet.
Interferometer zur Verwendung in einem OCDR- oder OCT-Bildgebungssystem mit: einer optischen Strahlungsquelle mit geringer Kohärenz (106), einem nicht-reziproken optischen Element (152), das einen ersten Eingang, der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von der optischen Strahlungsquelle mit geringer Kohärenz aufnimmt, und eine Kombination eines ersten Ausgangs/zweiten Eingangs aufweist und einem optischen Strahlungsdetektor, der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von einem zweiten Ausgang des nicht-reziproken optischen Elementes aufnimmt, gekennzeichnet durch: einen Strahlteiler (154) mit einem ersten Eingang, der mit der Kombination aus erstem Ausgang/zweiten Eingang des nicht-reziproken optischen Elements verbunden ist, mit einem ersten Ausgang, der zum Leiten optischer Strahlung auf eine abzubildende Probe (114) und zum Aufnehmen reflektierter optischer Strahlung von der abzubildenden Probe verbunden ist und mit einem zweiten Ausgang, der zum Leiten optischer Strahlung zu einem Referenzverzögerungselement (118) verbunden ist und zum Aufnehmen von dem Referenzverzögerungselement reflektierter optischer Strahlung.
Interferometer nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß der Strahlteiler einen nicht abgeglichenen Strahlteiler aufweist.
Interferometer nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß der optische Strahlungsdetektor einen ersten optischen Strahlungsdetektor, der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von einem zweiten Ausgang des nicht-reziproken optischen Elements aufnimmt, und einen zweiten optischen Strahlungsdetektor aufweist, der so verbunden ist, daß er optische Strahlung von einem zweiten Eingang des Strahlteilers aufnimmt.
Interferometer nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß der Strahlteiler einen abgeglichenen Strahlteiler aufweist.
Interferometer nach einem der Ansprüche 3, 4, 8 oder 9, dadurch gekennzeichnet, daß der erste optische Strahlungsdetektor und der zweite optische Strahlungsdetektor so verbunden sind, daß sie einen differentiellen optischen Strahlungsdetektor bilden.
Interferometer nach einem der Ansprüche 1 bis 10, dadurch gekennzeichnet, daß das nicht reziproke optische Element einen optischen Zirkulator aufweist.
Interferometer nach Anspruch 11, dadurch gekennzeichnet, daß der optische Zirkulator einen Faraday-Rotator und einen polarisierenden Strahlteiler aufweist.
Verfahren zum Ausführen einer OCDR- oder OCT-Abbildung einer Probe mit den Schritten: (a) Erzeugen optischer Strahlung mit geringer Kohärenz, (b) Leiten mindestens eines Teils der optischen Strahlung mit geringer Kohärenz durch einen optischen Zirkulator auf die Probe durch Leiten der optischen Strahlung mit geringer Kohärenz, die in Schritt (a) erzeugt wurde, durch einen ersten Strahlteiler auf den optischen Zirkulator und durch einen ersten Teil des optischen Zirkulators auf die Probe, (c) Reflektieren mindestens eines Teils der optischen Strahlung mit geringer Kohärenz von der Probe, (d) Erfassen mindestens eines Teils der reflektierten optischen Strahlung mit geringer Kohärenz und Erzeugen eines elektrischen Signals, das dieser entspricht, und (e) Leiten mindestens eines Teils der reflektierten optischen Strahlung mit geringer Kohärenz durch einen zweiten Teil des optischen Zirkulators auf einen zweiten Strahlteiler und von dem zweiten Strahlteiler auf einen optischen Detektor zum Ausführen von Schritt (d), gekennzeichnet durch: (f) Leiten mindestens eines Teils der optischen Strahlung, die in Schritt (a) erzeugt wurde, durch den ersten Strahlteiler auf ein durchlässiges Verzögerungselement (132) und durch das durchlässige Verzögerungselement auf den zweiten Strahlteiler.
Verfahren zum Ausführen einer OCDR- oder OCT-Abbildung einer Probe, mit den Schritten: (a) Erzeugen optischer Strahlung mit geringer Kohärenz, (b) Leiten mindestens eines Teils der optischen Strahlung mit geringer Kohärenz durch einen optischen Zirkulator auf die Probe durch Leiten der optischen Strahlung mit geringer Kohärenz, die in Schritt (a) erzeugt wurde, durch einen ersten Strahlteiler auf den optischen Zirkulator und durch einen ersten Teil des optischen Zirkulators auf die Probe, (c) Reflektieren mindestens eines Teils der optischen Strahlung mit geringer Kohärenz von der Probe, (d) Erfassen mindestens eines Teils der reflektierten optischen Strahlung mit geringer Kohärenz und Erzeugen eines elektrischen Signals, das dieser entspricht, und (e) Leiten mindestens eines Teils der reflektierten optischen Strahlung mit geringer Kohärenz durch einen zweiten Teil des optischen Zirkulators auf einen zweiten Strahlteiler und von dem zweiten Strahlteiler auf einen optischen Detektor zum Ausführen von Schritt (d), gekennzeichnet durch: (f) Leiten mindestens eines Teils der optischen Strahlung, die in dem Schritt (a) erzeugt wurde durch den ersten Strahlteiler auf ein Referenzelement, (g) Reflektieren mindestens eines Teils der optischen Strahlung mit geringer Kohärenz von dem Referenzelement und (h) Leiten mindestens eines Teils der reflektierten optischen Strahlung mit geringer Kohärenz aus Schritt (g) zurück durch den ersten Strahlteiler und in den zweiten Stahlteiler.
Verfahren zum Ausführen einer OCDR- oder OCT-Abbildung einer Probe mit den Schritten: (a) Erzeugen optischer Strahlung mit geringer Kohärenz, (b) Leiten mindestens eines Teils der optischen Strahlung mit geringer Kohärenz durch einen optischen Zirkulator (152) und dann durch einen ersten Ausgang eines Strahlteilers (154) auf die Probe (114), (c) Reflektieren mindestens eines Teils der optischen Strahlung mit geringer Kohärenz von der Probe zurück durch den Strahlteiler auf den optischen Zirkulator, (d) Leiten mindestens eines Teils der reflektierten optischen Strahlung mit geringer Kohärenz aus Schritt (c) zurück durch den optischen Zirkulator auf einen optischen Detektor, (e) Leiten mindestens eines Teils der optischen Strahlung mit geringer Kohärenz, die in Schritt (a) erzeugt wurde, durch den optischen Zirkulator und dann durch einen zweiten Ausgang des Strahlteilers auf ein Referenzelement (118), (f) Reflektieren mindestens eines Teils der optischen Strahlung mit geringer Kohärenz von einem Referenzelement zurück durch den Strahlteiler auf den optischen Zirkulator, (g) Leiten mindestens eines Teils der reflektierten optischen Strahlung mit geringer Kohärenz aus Schritt (f) zurück durch den optischen Zirkulator auf den optischen Detektor und (h) Erfassen mindestens eines Teils der reflektierten optischen Strahlung mit geringer Kohärenz, die von dem optischen Zirkulator aufgenommen wird, mit dem optischen Detektor und Erzeugen eines elektrischen Signals, das dieser entspricht.