國產部分摻雜光纖實現3 kW 全光纖激光振蕩輸出*

張志倫 張芳芳 林賢峰 王世杰 曹馳 邢潁濱 廖雷 李進延

(華中科技大學, 武漢光電國家研究中心, 武漢 430074)

模式不穩定效應和非線性效應成為光纖激光器輸出功率和光束質量進一步提升的主要限制因素. 采用改進的化學氣相沉積工藝結合溶液摻雜技術制備33/400 μm 部分摻雜摻鐿雙包層光纖, 鐿離子摻雜直徑比為70%, 折射率剖面近似階躍型. 利用主振蕩功率放大系統驗證部分摻雜光纖光束質量優化作用, 種子光束質量為1.53, 隨著泵浦功率增長, 輸出激光光束質量逐漸優化至1.43. 搭建915 nm 反向泵浦全光纖結構激光振蕩器. 實驗中, 在泵浦光功率約為4.99 kW 時, 獲得3.14 kW 中心波長為1081 nm 的激光輸出, 3 dB 帶寬為3.2 nm,且未出現模式不穩定和受激拉曼散射現象, 這是目前基于國產部分摻雜光纖實現的最高輸出功率. 以上結果表明, 部分摻雜光纖在實現高功率且高光束質量光纖激光輸出中具有潛力.

1 引 言

摻鐿光纖激光器(ytterbium-doped fiber lasers,YDFLs)以其體積小、光束質量好、散熱性能好和轉化效率高等優點[1,2], 被廣泛應用于工業加工、軍事和醫療等領域[3-5]. 隨著高性能雙包層增益光纖及光纖器件的發展, 高功率摻鐿光纖激光器輸出功率得到迅速提升[6-9]. 然而, 非線性效應(nonlinear effects, NLEs), 如受激布里淵散射(stimulated Brillouin scattering, SBS)、受激拉曼散射(stimulated Raman scattering, SRS)等的產生, 限制了光纖激光器輸出功率進一步提升[10]. 大模場面積摻鐿光纖(large mode area ytterbium-doped fiber,LMAYDF)能有效提高非線性效應閾值, 然而, 增大纖芯直徑將支持更多高階模式(higher order mode, HOM), 這可能會導致光纖激光器光束質量惡化和模式不穩定(mode instability, MI)效應的產生[11-14]. 減小纖芯內增益離子摻雜直徑可有效地抑制LMAYDF 中HOM 成分, 從而提高光纖激光輸出功率, 同時保持良好的光束質量.

部分摻雜光纖即通過對纖芯中增益離子進行直徑裁剪, 使得基模(fundamental mode, FM)在模式競爭中處于優勢地位, 同時抑制HOM 增益,實現LMAYDF 對不同模式的增益控制, 進而提高光纖激光器輸出功率. 多項理論研究已表明[15,16],部分摻雜光纖能有效提高光纖激光器輸出激光的HOM 閾值. 然而, 關于部分摻雜光纖實驗部分報道較少, 這主要是由于其制備工藝相對困難. 2012 年,芬蘭nLIGHT 公司采用直接納米粒子沉積(direct nanoparticle deposition, DND)工藝制備出纖芯/內包層尺寸分別為41/395 μm 部分摻雜光纖, 采用放大自發輻射光源驗證光纖性能, 輸出激光光束質量因子（M2）約為1.3[17]. 與主流稀土摻雜光纖制備工藝-改進的化學氣相沉積(modified chemical vapor deposition, MCVD)工藝相比, DND 工藝所需設備昂貴、工藝復雜, 因此, 采用MCVD 工藝制備部分摻雜光纖成為亟待解決的問題. 2018 年,華中科技大學Liao 等[18]利用MCVD 工藝制備出纖芯35 μm、Yb3+摻雜直徑比為71.4%的部分摻雜光纖, 實驗中測得M2隨功率提升從2.8 優化至1.5. 在大功率部分摻雜光纖激光輸出方面, 日本藤倉公司于2016 年采用自研部分摻雜光纖獲得具有高SRS 抑制的2 kW 單模激光輸出[19]; 2018 年,該公司利用部分摻雜光纖將近衍射極限激光輸出功率提升至5 kW, 同時SRS 抑制比達到45 dB[20]; 最近, 該公司又將部分摻雜光纖激光輸出功率提升至8 kW, SRS 抑制比為22 dB[21], 但上述三次報道中均未具體介紹制備工藝. 顯然, 掌握部分摻雜光纖制備工藝, 實現國產化, 并應用到大功率光纖激光器中, 將具有極高的工業和國防價值.

本文采用MCVD 工藝結合溶液摻雜技術(solution doping technique, SDT)制備出纖芯和包層直徑分別為33/400 μm 部分摻雜光纖, 增益離子在纖芯中占比約為70%, 纖芯數值孔徑約為(numerical aperture,NA) 0.06. 接著利用主振蕩功率放大(master oscillator power-amplifier, MOPA)系統結構驗證部分摻雜光纖M2優化作用. 最后搭建915 nm 反向泵浦全光纖激光振蕩器, 獲得了3.14 kW激光輸出, 且未出現SRS 和TMI 現象.

2 光纖制備和參數

采用MCVD 工藝結合SDT 制備部分摻雜預制棒, 主要步驟如下: 疏松(soot)層沉積、溶液摻雜、除羥基干燥、玻璃化和高溫縮棒. 沉積溫度會影響soot 層的孔徑大小和均勻性, 進而影響后續溶液浸泡過程中孔徑對稀土離子的吸附能力, 最終影響摻雜濃度和折射率剖面.

部分摻雜光纖纖芯可根據是否含有Yb3+離子分為有源區和無源區, 為了獲得近似階躍型折射率剖面, 需要保證纖芯有源區與無源區折射率匹配,因此溶液摻雜成為關鍵的一步[17]. 圖1(a)為部分摻雜光纖纖芯剖面設計, 纖芯中有源區摻雜離子主要有Yb3+, Al3+和Ce3+, 這三種離子都會提高纖芯有源區NA, 而NA過高又很難保證良好的光束質量和激光亮度, 因此需要摻入F—降低NA[22]. 纖芯無源區采用Al3+和F—相互配比, 用于匹配有源區折射率, 以保證最佳的階躍型剖面. SHR-1602 光纖分析儀測得部分摻雜光纖折射率剖面如圖1(b)所示, 可以看出, 纖芯的折射率剖面較為平坦, 且纖芯有源區與無源區折射率匹配度高, 經過計算,總體纖芯的NA約為0.06.

圖1 部分摻雜光纖 (a) 纖芯離子分布設計; (b) 折射率剖面Fig. 1. Confined-doped fiber: (a) Designed distribution of ions in core; (b) refractive index profile.

3 實驗與結果

MOPA 系統用于驗證部分摻雜光纖(confineddoped Yb-doped fiber, CDYDF)高輸出功率時的光束質量優化作用, 系統結構如圖2 所示[23]. 種子光和泵浦光由(6 + 1) × 1 泵浦信號合束器(pump signal coupler, PSC)注入光纖, 該部分摻雜光纖在976 nm 處的吸收系數為0.77 dB/m, 使用長度為27 m, 保證了足夠的泵浦吸收, 彎曲直徑為11.0—23.5 cm, 包層光濾除器(cladding light stripper,CLS)將泄露到包層中的光濾除, 經端帽(end cup,EC)輸出的光由準直器模塊和縮束模塊注入到光束質量分析儀(M2-200S)中, 測試其光束質量因子.

圖2 高功率光束質量MOPA 結構測試系統Fig. 2. High-power beam quality testing system with MOPA.

測得部分摻雜光纖M2和輸出功率隨泵浦功率的變化如圖3 所示. 由圖3 可以看出, 部分摻雜光纖具有明顯的光束優化作用. 具體地, 未注入放大級泵浦光時, 測得種子光M2為1.53, 逐漸提高泵浦功率, 輸出激光功率呈線性增長, 而M2值逐漸下降,當輸出功率達到1.2 kW 時, 輸出激光M2為1.43.

圖3 部分摻雜光纖光束質量和輸出功率Fig. 3. Beam quality factor and output power of confineddoped fiber.

3 kW 反向泵浦摻鐿全光纖激光振蕩器結構如圖4 所示. 高反射光纖布拉格光柵(high reflectivity fiber Bragg grating, HR FBG, 中心波長為1080 nm,3 dB 帶寬約為3 nm, 反射率約為99.9%)、增益光纖和輸出耦合光纖布拉格光柵(output coupler fiber Bragg grating, OC FBG, 中心波長為1080 nm,3 dB 帶寬約為1 nm, 反射率約為10%)構成激光諧振腔. 每7 個中心波長為915 nm 半導體激光器(laser diode, LD)經過7 × 1 的泵浦合束器(pump coupler, PC)合束到(6 + 1) × 1 PSC 的泵浦臂中, 泵浦光將全部經過OC FBG 注入到腔內. 增益光纖采用國產部分摻雜雙包層摻鐿光纖, 對45 m長部分摻雜光纖進行如圖4 跑道式盤繞, 光纖兩端與光柵尾纖熔接的熔點放入在內圈, 并加以充分水冷. 在HR FBG 的腔外端, 連接CLS1 和石英光束輸出頭(quartz beam header, QBH), 用于監測回光功率. 由于受水冷板跑道總長度和光纖吸收系數的影響, 因此在OC FBG 的輸出端, 傳能光纖的內包層中會積累大量的剩余泵浦光和少量的高階模式激光. 為了更加有效地濾除包層光, 采用兩段式包層光濾除手段, 大大提高輸出功率并降低實驗風險. 最后只留下存在于纖芯中的激光, 經QBH 輸出并由萬瓦功率計(power meter, PM)監測激光功率. 在CLS2 和PM 靶面位置分別放置了光電探頭1, 2 (photo detector 1, 2, PD 1, 2), 并將轉換的電信號輸入到示波器的輸入信道中.

圖4 反向泵浦全光纖激光振蕩器結構Fig. 4. Scheme of backward pumped fiber laser oscillator.

圖5 (a) 不同泵浦功率下的輸出激光功率、效率曲線; (b) 回光功率Fig. 5. (a) Dependence of the output power and optical efficiency on the pump power; (b) back light power.

如圖5(a)為輸出激光功率和光光效率隨泵浦光功率的變化示意圖, 輸出激光功率基本處于線性增長, 且經過擬合后得到的斜率效率為63.6%, 而由于所使用部分摻雜光纖長度較短, 導致泵浦光吸收不夠充分, 造成了激光效率較低; 圖5(b)所示為后向回光功率隨泵浦光功率的變化示意圖, 隨著泵浦光功率的提升, 回光功率也逐步趨于線性增長.

圖6 不同功率下輸出激光光譜特性Fig. 6. Output laser spectra at different output power.

測得的輸出激光光譜隨輸出功率變化如圖6所示. 從圖6 可以看出, 隨著輸出激光功率逐步增長,3 dB 線寬從112 W 時的0.5 nm 展寬到3140 W時的3.2 nm. 輸出功率達到3.14 kW 時, 光譜上1064 nm 和1098 nm 附近出現兩個邊帶, 預示著四波混頻和自相位調制的存在, 且光譜中無拉曼光成分, 說明無SRS 效應.

圖7 輸出功率達到3140 W 時, PD1 和PD2 分別接收CLS2 的泄露光和PM 靶面的散射光的 (a) 時域; (b) 頻域Fig. 7. When the output power reaches 3140 W, the leakage light of CLS2 and scattering light of PM target surface:(a) Time domain; (b) frequency domain.

PD1 和PD2 分別接收CLS2 的泄露光和PM靶面的散射光, 在全光纖振蕩器達到最高輸出功率3140 W 時的時頻域結果如圖7 所示. 圖7(a)中的時域圖表明在最高輸出功率時, 兩處接收光的相對強度無明顯變化. 圖7(b)中的頻域圖顯示在最高功率輸出時, 未出現高頻分量, 表明輸出激光功率達到3140 W 系統并未出現橫向模式不穩定現象.

由于反向泵浦激光振蕩器系統中低反光柵承受功率受限, 在振蕩器輸出為3 kW 時已經表現出高溫, 鑒于安全的原則, 本次實驗沒有能夠測試該光纖振蕩器的光束質量, 也沒有進行長時間的高功率拷機實驗以驗證部分摻雜光纖在3 kW 振蕩器系統中的功率穩定性. 但是可以預測, 部分摻雜光纖在3 kW 時將會有更加顯著的光束質量優化作用.

4 結 論

部分摻雜光纖是實現光纖激光器高功率和高光束質量輸出的有效途徑. 本文基于MCVD 工藝結合SDT 制備33/400 μm 部分摻雜摻鐿雙包層光纖, 鐿離子摻雜直徑比為70%. 利用MOPA 系統驗證部分摻雜光纖光束質量優化作用, 種子光束質量為1.53, 隨著泵浦功率增長, 輸出激光光束質量逐漸優化至1.43. 搭建915 nm 反向泵浦全光纖激光振蕩器, 在泵浦功率約為4.99 kW 時, 獲得3.14 kW 中心波長為1081 nm 激光輸出, 3 dB 帶寬為3.2 nm, 實驗中并未出現SRS 和TMI 效應,這是目前基于國產部分摻雜光纖實現的最高輸出功率. 進一步提高泵浦功率, 優化激光器系統將有望實現國產部分摻雜光纖更高功率的穩定激光輸出.

感謝國防科技大學奚小明老師、王鵬博士、葉云博士、徐小勇老師、張坤老師等為本次實驗提供的幫助.