1 J高光束質量免水冷脈沖Nd∶YAG激光器

劉學勝，楊 松，司漢英，鄒吉躍，閆岸如，王聰聰，劉友強, 王智勇

(1. 北京工業大學 激光工程研究院，北京 100124；2. 北京市激光應用技術工程技術研究中心，北京 100124；3. 跨尺度激光成型制造技術教育部重點實驗室，北京 100124；4. 光電信息控制和安全技術重點實驗室，天津 300308)

1 引 言

半導體泵浦固體激光器[1-6]結構緊湊、功耗低、光束質量穩定，已廣泛應用于材料加工、醫療檢測、軍事和國防等領域[7-9]。近年來，半導體泵浦固體激光器的輸出功率和其在非線性頻率變換的應用取得了很大的進展。增益介質Nd∶YAG晶體具有良好的光學、熱學、機械性能[10]，易于實現調Q激光輸出。2014年，Ryabtsev等報道了一種全固態多波長激光器，其激光束輸出光束質量因子M2<6[11]，脈沖寬度8～11 ns可調，脈沖重復頻率10 Hz，最大輸出能量400 mJ，將其應用于激光雷達，大氣探測距離為40 km[12]。2016年，邱吉思等使用六級放大器，獲得了1.53 J、脈寬7.41 ns的激光輸出，使用相位匹配技術補償光束畸變，光束質量接近衍射極限[13]。2017年，李朝陽等報道了一種全固態雙程放大Nd∶YAG激光器，使用電光調Q獲得脈沖種子源，經兩級雙程放大結合水冷方式，其激光輸出脈沖能量達到2.36 J，脈沖寬度9.4 ns，脈沖重復頻率50 Hz[14]。

本文研究了一種無水冷、具有兩級激光放大系統的高脈沖能量二極管側泵浦Nd∶YAG激光器，主振蕩器采用結構緊湊的二極管側泵浦電光調Q激光器，腔長280 mm。摻雜濃度為1.1%的φ7mm×100 mm Nd∶YAG棒和最大峰值輸出功率15 kW的LD bar條陣列用于主振蕩器，最終獲得350 mJ的激光脈沖，脈沖寬度9.7 ns，重復頻率10 Hz，水平方向和垂直方向的M2分別為3.3和3.8；摻雜濃度為1.1%的φ7.5 mm×134 mm Nd∶YAG棒和最大峰值輸出功率24 kW的LD bar條陣列用于第一級放大器中；摻雜濃度為1.1%的φ8 mm×100 mm Nd∶YAG棒和最大峰值輸出功率24 kW的LD bar條陣列被用在第二級放大器中。兩級放大系統的總長度為730 mm，主振蕩器輸出經過兩級放大后得到單脈沖能量為1 085 mJ、脈沖寬度為10 ns的激光脈沖，在水平和垂直方向上，光束質量因子M2分別為3.8和4.9。

2 激光放大分析

光在增益介質中傳播時被放大，Avizonis和Grotbeck[15-16]精確推導出了激光放大器的特性如下：

(1)

其中，脈沖能量密度由E(x)表示，單位長度的損耗系數由α表示，放大器的長度坐標由x表示，飽和能量密度由Es(J/cm2)表示，輸出能量密度由Eout(J/cm2)表示，當且僅當α=0，得到解析解。因此，得到如下的激光放大器輸出能量密度表達式為：

Eout=

(2)

確定激光放大器的增益介質后，α、Es、L(增益介質的長度)就確定了。信號增益系數用g0表示，儲能密度用Est表示。Nd∶YAG晶體屬于四能級系統，儲能密度與信號增益系數的關系為:

Est=g0Es，

(3)

(4)

Pin=Win/hνpπω2l，

(5)

Win=I×ηPI×nbars，

(6)

公式(3)～(6)中，增益介質中的光子數密度用Φ表示，初始狀態下Φ=0；增益介質反轉粒子密度用n表示；受激輻射截面表示為σ，σ=4.6×10-19cm2[17]；光速用c表示；反轉系數用γ表示，γ=1；增益介質的上能級壽命用τc表示，τc=230 μs；平均泵浦速率用Pin表示；增益介質截面半徑用ω表示；增益介質的有效長度用l表示；泵浦光的頻率用νp表示，νp=3.71×1014；泵浦功率用Win表示；電流用I表示，電流從40 A到100 A可調，調節幅度10 A；功率與電流的比例用ηPI表示，ηPI=1.1；半導體激光器的數量用nbars表示，nbars=240。

綜上所述，利用MATLAB數值模擬，得到第一級放大和第二級放大g0和Est對泵浦電流的關系。

如圖1(a)所示，當泵浦電流從40 A增加到60 A時，信號增益系數線性增加。當泵浦電流進一步增大時，曲線開始平緩。這種現象的發生一方面是因為當激光器在高平均功率下工作時，粒子數反轉開始飽和；另一方面，是由于自發輻射對泵浦光產生了強烈的吸收。顯而易見，二級放大曲線高于一級放大曲線。如圖1(b)所示，當泵浦電流從40 A增加到70 A時，儲存的能量在增加，當泵浦電流進一步增大時，儲存的能量達到飽和。同樣，二級放大儲能曲線高于一級放大儲能曲線。

圖1 不同放大系統的增益和儲存的能量與泵浦電流的關系。(a)增益；(b)儲存的能量。

Fig.1 Gain and saved energyversuspumping current for different amplification systems. (a) Gain. (b) Saved energy.

如圖2(a)所示，當泵浦電流從40 A增加到60 A時，輸出脈沖能量線性增加。當泵浦電流進一步增大時，輸出能量增長緩慢，曲線趨于飽和，第二級放大的輸出脈沖能量明顯高于第一級放大的輸出脈沖能量。如圖2(b)所示，計算了不同重復頻率下的輸出脈沖能量，參數設置如下:注入電流80 A，泵浦脈沖寬度200 μs。重復頻率從10 Hz增加到40 Hz時，1 064 nm激光器的輸出能量降低，脈沖能量與輸出能量達到穩態時的重復頻率成反比。

圖2 不同放大系統輸出脈沖能量與泵浦電流和重復頻率的關系。(a)電流；(b)重復頻率。

Fig.2 Output pulse energyversuspumping current and repetition frequency for different amplification systems. (a) Current. (b) Repetitive frequency.

從以上仿真結果可以看出，主振蕩器經單級放大無法實現1 J以上的高能量輸出，因此我們選擇了兩級放大結構作為激光放大系統。

3 實驗裝置與熱仿真分析

3.1 激光器實驗裝置

實驗裝置如圖3所示。主振蕩器采用二極管側泵浦的電光調QNd∶YAG激光器。 摻雜濃度(1.1±0.1)%的Nd∶YAG棒作為諧振腔增益介質，Nd∶YAG晶體棒的尺寸為φ7 mm×100 mm，兩端面均鍍1 064 nm增透膜。為了匹配Nd∶YAG的吸收帶寬，采用5個由波長808 nm、帶寬小于3 nm的激光二極管陣列組成的模塊作為泵浦源，每個泵浦模塊的二極管陣列由30個二極管bar條組成，每個bar條的最大輸出峰值功率為100 W，二極管陣列沿晶體棒圓周布置，使泵浦光在增益介質中分布均勻，提高光-光轉換效率，并使熱分布相對均勻；LD陣列泵浦模塊的使用可以提高穩定性并減小尺寸，LD泵浦模塊的截面如圖4所示。輸出耦合器(OC)為1 064 nm處透射率為T=75%的平面鏡；為了獲得線性偏振激光，在腔內插入了布魯斯特偏振器(Brewster polarizer)；采用KD*P晶體作為調Q開關，其兩端鍍1 064 nm增透膜；1/4波片用于改變偏振方向，總腔長280 mm。第一級放大器和第二級放大器的泵浦源與主振蕩器類似，每個泵浦模塊的二極管陣列由48個二極管bar條組成，每個bar條的最大輸出峰值功率為100 W，第一級放大Nd∶YAG晶體棒的尺寸是φ7.5 mm×134 mm，第二級放大Nd∶YAG晶體棒的尺寸是φ8 mm×100 mm, 為防止一級放大器與二級放大器間ASE，提高激光器的工作穩定性，在第一級放大器和第二級放大器之間插入一個光隔離器。晶體棒散熱與支撐裝置如圖5所示，上下兩個半塊的半圓形凹槽構成圓形通孔，所有凹槽處均有銦箔，用來固定晶體棒，并進行晶體棒的散熱。中間的5個空隙用以放置泵浦模塊。在圖5裝置的底部，放置TEC制冷片(30 mm×30 mm)和銅制散熱片，使用風扇加強空氣對流，強化散熱效果。

圖3 實驗裝置結構圖

圖4 泵浦模塊橫截面

圖 5 晶體棒散熱裝置

3.2 激光器熱仿真分析

采用COMSOL對Nd∶YAG晶體棒與泵浦模塊散熱結構進行熱仿真分析。 Nd∶YAG晶體被放置在分段式的銅制熱沉上，通過TEC制冷及散熱片風冷對流的方式降低溫度。泵浦源被焊接在銅熱沉上，均布在晶體四周(忽略電極引出槽)，形成分段側面泵浦方式。為了方便分析側面泵浦Nd∶YAG棒及泵浦模塊銅制熱沉的溫度場分布狀態，用COMSOL進行仿真分析時，對熱模型作了一定的近似條件處理：熱沉底部采用了TEC冷卻裝置，可以認為熱沉底部溫度保持恒定。由于激光晶體采用側面傳導冷卻，晶體端面是空氣對流冷卻，故可以忽略晶體端面散熱，認為端面絕熱。泵浦源均勻地分布在Nd∶YAG棒四周，泵浦光在Nd∶YAG棒上的強度分布為均勻分布。

圖6 (a)晶體棒軸向切面溫度分布；(b)泵浦模塊切面溫度分布。

Fig.6 (a) Distribution of temperature on axial section of crystal rod. (b) Section temperature distribution of pump module.

用COMSOL對第二級放大熱結構進行仿真分析，在最大泵浦功率下，當溫度場穩定后，Nd∶YAG棒及泵浦源模塊熱沉的溫度場分布分別如圖6(a)、(b)所示。

如圖6(a)所示，由于采用分段式側面泵浦方式，在晶體棒軸向上，存在周期性的溫度場分布，整體上看，晶體棒與熱沉接觸的區域溫度較低，最低溫度約為20 ℃，而直接泵浦區域溫度較高，最高溫度約為65 ℃，溫差45 ℃產生的晶體熱應力遠小于晶體的損傷閾值，因此Nd∶YAG晶體能正常工作。 圖6(b)為泵浦模塊切面溫度分布，其整體溫度分布梯度差別不大，靠近TEC制冷片的熱沉底部溫度最低，約為20 ℃，遠離TEC制冷片的熱沉頂部，溫度最高約為24 ℃，環LD泵浦源一周的熱沉溫差約為2～3 ℃，導致LD中心波長差為0.6～0.9 nm,但是LD泵浦源的光譜寬度為(808±3) nm，所以溫差導致的中心波長漂移幾乎不會影響晶體棒的吸收率。故從仿真結果可以看出設計的激光器散熱結構能夠對晶體棒和泵浦模塊進行有效的散熱，使它們工作在正常的溫度范圍。

4 實驗結果與分析

4.1 主振蕩器實驗結果與分析

設置泵浦電流脈寬200 μs、輸出重復頻率10 Hz，通過調節泵浦電流，測量不同電流下主振蕩器的輸出能量和脈沖寬度。

圖7 不同泵浦電流下主振蕩器的輸出特性

Fig.7 Output characteristics of master oscillator versus pumping current

如圖7所示，當泵浦電流從40 A增加到60 A時，輸出脈沖能量從170 mJ線性增加到330 mJ，脈沖寬度從25 ns迅速減小到10 ns。當泵浦電流進一步增大時，輸出能量增加較慢，曲線在80 A處趨于飽和，此外，脈沖寬度穩定在10 ns。隨著泵浦電流的增加，反轉粒子數增加，導致輸出脈沖特性發生變化，但是當泵浦電流增加到60 A時，反轉粒子數開始飽和。

另一方面，測量了OC透射率不同(T=75%，80%，85%)情況下主振蕩器的輸出特性。參數設置如下：泵浦注入電流80 A、200 μs泵浦脈沖寬度、重復頻率10 Hz。圖8顯示了75%、80%和85%時的輸出能量和脈沖寬度與電流的關系。

如圖8所示，當透射率不同時，主振蕩器的輸出脈沖能量變化不大。然而，我們發現當透射率為75%時，輸出脈沖寬度可以更小。因此，在設計輸出耦合鏡時，我們選擇透射率為75%的平面鏡作為輸出耦合鏡。

圖8 不同泵浦電流下，不同OC透射率時主振蕩器的輸出特性。(a)輸出能量；(b)脈寬。

Fig.8 Output characteristics for different output coupler (OC) transmittance levelsversuspumping current. (a) Output energy. (b) Pulse duration.

采用刀口法[18]測量光束質量因子M2，刀口法采用f=600 mm的聚焦透鏡，采用光電探測器測量脈沖寬度，測量結果如圖9所示。當泵浦電流為80 A時，獲得了350 mJ的激光脈沖，脈沖寬度為9.7 ns，水平和垂直方向光束質量因子M2分別為3.3和3.8。

圖9 測量結果。(a)光束質量；(b)脈沖形狀。

Fig.9 Measurement results. (a) Beam quality. (b) Pulse shape.

4.2 放大器實驗結果與分析

為了獲得更高的能量，采用了兩級放大結構。實驗設置如圖3所示。摻雜濃度為(1.1±0.1)%的Nd∶YAG晶體棒用于一級放大、二級放大器中，尺寸分別為φ7.5 mm×134 mm和φ8 mm×100 mm。每級放大使用5個相同的泵浦模塊，每個模塊包含48個bar，每個bar條的最大輸出峰值功率為100 W。為了能夠有效散熱，保證激光器穩定工作，計算出諧振腔泵浦源熱功率約為30 W，第一級與第二級放大器泵浦源熱功率均約為48 W，實驗采用單片制冷功率為66 W的TEC對諧振腔和放大級進行散熱，其中諧振腔泵浦源采用2片TEC制冷，一級及二級放大器模塊均采用3片TEC制冷，控溫精度為0.01 ℃。

圖10 不同泵浦電流下，第二放大器的輸出特性。

Fig.10 Output characteristics of the second stages amplificationversuspumping current

LD模塊由外部電源注入電流驅動，電流0～120 A，電流脈沖寬度100～250 μs。主振蕩器的電源產生的同步信號用來控制放大器的電源。通過調節泵浦電流，測量不同電流下的輸出能量和脈沖寬度，如圖10所示。第二級放大輸出能量曲線與主振蕩器相似。泵浦電流從40 A增加到60 A時，輸出能量從930 mJ迅速增加到1 020 mJ。當泵浦電流進一步增大時，輸出能量增加較慢，能量在80 A處趨于飽和，脈沖寬度穩定在10 ns左右。當泵浦電流為80 A時，得到了1 085 mJ激光脈沖，脈沖寬度為10 ns，輸出脈沖能量與激光放大分析模擬結果接近，且輸出脈沖能量與泵浦電流的變化趨勢也較為接近，但飽和泵浦電流存在一定差距，從該結果可以看出激光放大分析與模擬較好地反映了激光器的真實工作狀態。 激光光束質量因子M2在水平和垂直方向分別為3.9和4.8，光束質量因子M2的測量結果如圖11所示。

圖11 光束質量因子M2的測量結果

同時，對激光系統的輸出能量穩定性和二級放大泵浦模塊熱沉的頂端表面溫度進行了200 min的測試，并每20 min記錄一次。由圖12可知，輸出能量集中在1 050～1 085 mJ之間，能量不穩定性趨于3%，采用紅外測溫儀測得泵浦模塊熱沉的頂端表面溫度為30 ℃ 左右，受限于測量精度，溫度存在小于1 ℃的波動。實測結果略高于COMSOL仿真結果24 ℃。但是若TEC的控制精度從±0.01 ℃降低到±0.3 ℃，激光器的輸出能量隨溫度變化，波動幅度在40～50 mJ,精度越差，能量波動幅度更大。但是不影響激光器的輸出脈寬、工作頻率，對光束質量幾乎沒有影響。所以風冷激光器能量輸出穩定性相比水冷激光器略差，必須采用高精度的TEC控制器提高輸出能量的穩定性。

圖12 能量輸出和泵浦模塊溫度穩定度的測量

Fig.12 Output energy and temperature of pump moduleversustime

5 結 論

本文介紹了一種TEC冷卻的結構緊湊、高能量、雙級放大激光器系統。主振蕩器采用緊湊的二極管側泵浦與電光調Q結合的結構。尺寸為φ7 mm×100 mm、摻雜1.1%的Nd∶YAG晶體棒用于主振蕩器，LD陣列的最大輸出峰值功率為15 kW，諧振腔總長度為280 mm。當主振蕩器泵浦源運轉電流為80 A、脈沖寬度為200 μs時，得到350 mJ的脈沖能量輸出，脈沖寬度9.7 ns，重復頻率10 Hz，水平和垂直方向的光束質量因子M2分別為3.3和3.8。我們試驗了不同OC透射率的輸出特性，確定最佳透射率為75%。然后我們建立了兩級放大系統，φ7.5 mm×134 mm、摻雜濃度1.1%的Nd∶YAG晶體棒用于第一個放大器，φ8 mm×100 mm、摻雜濃度1.1%Nd∶YAG晶體棒用于第二個放大器，LD陣列的最大輸出峰值功率為24 kW，當泵浦脈沖電流為80 A時，獲得了1 085 mJ的激光脈沖，脈沖寬度10 ns，重復頻率10 Hz，水平和垂直方向的光束質量因子M2分別為3.9和4.8。實現了焦耳級高光束質量Nd∶YAG激光器的小型化、無水冷化。本研究可為今后固體激光器的研制提供有意義的參考。