1 J高光束质量免水冷脉冲Nd∶YAG激光器

刘学胜，杨 松，司汉英，邹吉跃，闫岸如，王聪聪，刘友强, 王智勇

(1. 北京工业大学 激光工程研究院，北京 100124；2. 北京市激光应用技术工程技术研究中心，北京 100124；3. 跨尺度激光成型制造技术教育部重点实验室，北京 100124；4. 光电信息控制和安全技术重点实验室，天津 300308)

1 引 言

半导体泵浦固体激光器[1-6]结构紧凑、功耗低、光束质量稳定，已广泛应用于材料加工、医疗检测、军事和国防等领域[7-9]。近年来，半导体泵浦固体激光器的输出功率和其在非线性频率变换的应用取得了很大的进展。增益介质Nd∶YAG晶体具有良好的光学、热学、机械性能[10]，易于实现调Q激光输出。2014年，Ryabtsev等报道了一种全固态多波长激光器，其激光束输出光束质量因子M2<6[11]，脉冲宽度8～11 ns可调，脉冲重复频率10 Hz，最大输出能量400 mJ，将其应用于激光雷达，大气探测距离为40 km[12]。2016年，邱吉思等使用六级放大器，获得了1.53 J、脉宽7.41 ns的激光输出，使用相位匹配技术补偿光束畸变，光束质量接近衍射极限[13]。2017年，李朝阳等报道了一种全固态双程放大Nd∶YAG激光器，使用电光调Q获得脉冲种子源，经两级双程放大结合水冷方式，其激光输出脉冲能量达到2.36 J，脉冲宽度9.4 ns，脉冲重复频率50 Hz[14]。

本文研究了一种无水冷、具有两级激光放大系统的高脉冲能量二极管侧泵浦Nd∶YAG激光器，主振荡器采用结构紧凑的二极管侧泵浦电光调Q激光器，腔长280 mm。掺杂浓度为1.1%的φ7mm×100 mm Nd∶YAG棒和最大峰值输出功率15 kW的LD bar条阵列用于主振荡器，最终获得350 mJ的激光脉冲，脉冲宽度9.7 ns，重复频率10 Hz，水平方向和垂直方向的M2分别为3.3和3.8；掺杂浓度为1.1%的φ7.5 mm×134 mm Nd∶YAG棒和最大峰值输出功率24 kW的LD bar条阵列用于第一级放大器中；掺杂浓度为1.1%的φ8 mm×100 mm Nd∶YAG棒和最大峰值输出功率24 kW的LD bar条阵列被用在第二级放大器中。两级放大系统的总长度为730 mm，主振荡器输出经过两级放大后得到单脉冲能量为1 085 mJ、脉冲宽度为10 ns的激光脉冲，在水平和垂直方向上，光束质量因子M2分别为3.8和4.9。

2 激光放大分析

光在增益介质中传播时被放大，Avizonis和Grotbeck[15-16]精确推导出了激光放大器的特性如下：

(1)

其中，脉冲能量密度由E(x)表示，单位长度的损耗系数由α表示，放大器的长度坐标由x表示，饱和能量密度由Es(J/cm2)表示，输出能量密度由Eout(J/cm2)表示，当且仅当α=0，得到解析解。因此，得到如下的激光放大器输出能量密度表达式为：

Eout=

(2)

确定激光放大器的增益介质后，α、Es、L(增益介质的长度)就确定了。信号增益系数用g0表示，储能密度用Est表示。Nd∶YAG晶体属于四能级系统，储能密度与信号增益系数的关系为:

Est=g0Es，

(3)

(4)

Pin=Win/hνpπω2l，

(5)

Win=I×ηPI×nbars，

(6)

公式(3)～(6)中，增益介质中的光子数密度用Φ表示，初始状态下Φ=0；增益介质反转粒子密度用n表示；受激辐射截面表示为σ，σ=4.6×10-19cm2[17]；光速用c表示；反转系数用γ表示，γ=1；增益介质的上能级寿命用τc表示，τc=230 μs；平均泵浦速率用Pin表示；增益介质截面半径用ω表示；增益介质的有效长度用l表示；泵浦光的频率用νp表示，νp=3.71×1014；泵浦功率用Win表示；电流用I表示，电流从40 A到100 A可调，调节幅度10 A；功率与电流的比例用ηPI表示，ηPI=1.1；半导体激光器的数量用nbars表示，nbars=240。

综上所述，利用MATLAB数值模拟，得到第一级放大和第二级放大g0和Est对泵浦电流的关系。

如图1(a)所示，当泵浦电流从40 A增加到60 A时，信号增益系数线性增加。当泵浦电流进一步增大时，曲线开始平缓。这种现象的发生一方面是因为当激光器在高平均功率下工作时，粒子数反转开始饱和；另一方面，是由于自发辐射对泵浦光产生了强烈的吸收。显而易见，二级放大曲线高于一级放大曲线。如图1(b)所示，当泵浦电流从40 A增加到70 A时，储存的能量在增加，当泵浦电流进一步增大时，储存的能量达到饱和。同样，二级放大储能曲线高于一级放大储能曲线。

图1 不同放大系统的增益和储存的能量与泵浦电流的关系。(a)增益；(b)储存的能量。

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

如图2(a)所示，当泵浦电流从40 A增加到60 A时，输出脉冲能量线性增加。当泵浦电流进一步增大时，输出能量增长缓慢，曲线趋于饱和，第二级放大的输出脉冲能量明显高于第一级放大的输出脉冲能量。如图2(b)所示，计算了不同重复频率下的输出脉冲能量，参数设置如下:注入电流80 A，泵浦脉冲宽度200 μs。重复频率从10 Hz增加到40 Hz时，1 064 nm激光器的输出能量降低，脉冲能量与输出能量达到稳态时的重复频率成反比。

图2 不同放大系统输出脉冲能量与泵浦电流和重复频率的关系。(a)电流；(b)重复频率。

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

从以上仿真结果可以看出，主振荡器经单级放大无法实现1 J以上的高能量输出，因此我们选择了两级放大结构作为激光放大系统。

3 实验装置与热仿真分析

3.1 激光器实验装置

实验装置如图3所示。主振荡器采用二极管侧泵浦的电光调QNd∶YAG激光器。 掺杂浓度(1.1±0.1)%的Nd∶YAG棒作为谐振腔增益介质，Nd∶YAG晶体棒的尺寸为φ7 mm×100 mm，两端面均镀1 064 nm增透膜。为了匹配Nd∶YAG的吸收带宽，采用5个由波长808 nm、带宽小于3 nm的激光二极管阵列组成的模块作为泵浦源，每个泵浦模块的二极管阵列由30个二极管bar条组成，每个bar条的最大输出峰值功率为100 W，二极管阵列沿晶体棒圆周布置，使泵浦光在增益介质中分布均匀，提高光-光转换效率，并使热分布相对均匀；LD阵列泵浦模块的使用可以提高稳定性并减小尺寸，LD泵浦模块的截面如图4所示。输出耦合器(OC)为1 064 nm处透射率为T=75%的平面镜；为了获得线性偏振激光，在腔内插入了布鲁斯特偏振器(Brewster polarizer)；采用KD*P晶体作为调Q开关，其两端镀1 064 nm增透膜；1/4波片用于改变偏振方向，总腔长280 mm。第一级放大器和第二级放大器的泵浦源与主振荡器类似，每个泵浦模块的二极管阵列由48个二极管bar条组成，每个bar条的最大输出峰值功率为100 W，第一级放大Nd∶YAG晶体棒的尺寸是φ7.5 mm×134 mm，第二级放大Nd∶YAG晶体棒的尺寸是φ8 mm×100 mm, 为防止一级放大器与二级放大器间ASE，提高激光器的工作稳定性，在第一级放大器和第二级放大器之间插入一个光隔离器。晶体棒散热与支撑装置如图5所示，上下两个半块的半圆形凹槽构成圆形通孔，所有凹槽处均有铟箔，用来固定晶体棒，并进行晶体棒的散热。中间的5个空隙用以放置泵浦模块。在图5装置的底部，放置TEC制冷片(30 mm×30 mm)和铜制散热片，使用风扇加强空气对流，强化散热效果。

图3 实验装置结构图

图4 泵浦模块横截面

图 5 晶体棒散热装置

3.2 激光器热仿真分析

采用COMSOL对Nd∶YAG晶体棒与泵浦模块散热结构进行热仿真分析。 Nd∶YAG晶体被放置在分段式的铜制热沉上，通过TEC制冷及散热片风冷对流的方式降低温度。泵浦源被焊接在铜热沉上，均布在晶体四周(忽略电极引出槽)，形成分段侧面泵浦方式。为了方便分析侧面泵浦Nd∶YAG棒及泵浦模块铜制热沉的温度场分布状态，用COMSOL进行仿真分析时，对热模型作了一定的近似条件处理：热沉底部采用了TEC冷却装置，可以认为热沉底部温度保持恒定。由于激光晶体采用侧面传导冷却，晶体端面是空气对流冷却，故可以忽略晶体端面散热，认为端面绝热。泵浦源均匀地分布在Nd∶YAG棒四周，泵浦光在Nd∶YAG棒上的强度分布为均匀分布。

图6 (a)晶体棒轴向切面温度分布；(b)泵浦模块切面温度分布。

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

用COMSOL对第二级放大热结构进行仿真分析，在最大泵浦功率下，当温度场稳定后，Nd∶YAG棒及泵浦源模块热沉的温度场分布分别如图6(a)、(b)所示。

如图6(a)所示，由于采用分段式侧面泵浦方式，在晶体棒轴向上，存在周期性的温度场分布，整体上看，晶体棒与热沉接触的区域温度较低，最低温度约为20 ℃，而直接泵浦区域温度较高，最高温度约为65 ℃，温差45 ℃产生的晶体热应力远小于晶体的损伤阈值，因此Nd∶YAG晶体能正常工作。 图6(b)为泵浦模块切面温度分布，其整体温度分布梯度差别不大，靠近TEC制冷片的热沉底部温度最低，约为20 ℃，远离TEC制冷片的热沉顶部，温度最高约为24 ℃，环LD泵浦源一周的热沉温差约为2～3 ℃，导致LD中心波长差为0.6～0.9 nm,但是LD泵浦源的光谱宽度为(808±3) nm，所以温差导致的中心波长漂移几乎不会影响晶体棒的吸收率。故从仿真结果可以看出设计的激光器散热结构能够对晶体棒和泵浦模块进行有效的散热，使它们工作在正常的温度范围。

4 实验结果与分析

4.1 主振荡器实验结果与分析

设置泵浦电流脉宽200 μs、输出重复频率10 Hz，通过调节泵浦电流，测量不同电流下主振荡器的输出能量和脉冲宽度。

图7 不同泵浦电流下主振荡器的输出特性

Fig.7 Output characteristics of master oscillator versus pumping current

如图7所示，当泵浦电流从40 A增加到60 A时，输出脉冲能量从170 mJ线性增加到330 mJ，脉冲宽度从25 ns迅速减小到10 ns。当泵浦电流进一步增大时，输出能量增加较慢，曲线在80 A处趋于饱和，此外，脉冲宽度稳定在10 ns。随着泵浦电流的增加，反转粒子数增加，导致输出脉冲特性发生变化，但是当泵浦电流增加到60 A时，反转粒子数开始饱和。

另一方面，测量了OC透射率不同(T=75%，80%，85%)情况下主振荡器的输出特性。参数设置如下：泵浦注入电流80 A、200 μs泵浦脉冲宽度、重复频率10 Hz。图8显示了75%、80%和85%时的输出能量和脉冲宽度与电流的关系。

如图8所示，当透射率不同时，主振荡器的输出脉冲能量变化不大。然而，我们发现当透射率为75%时，输出脉冲宽度可以更小。因此，在设计输出耦合镜时，我们选择透射率为75%的平面镜作为输出耦合镜。

图8 不同泵浦电流下，不同OC透射率时主振荡器的输出特性。(a)输出能量；(b)脉宽。

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

采用刀口法[18]测量光束质量因子M2，刀口法采用f=600 mm的聚焦透镜，采用光电探测器测量脉冲宽度，测量结果如图9所示。当泵浦电流为80 A时，获得了350 mJ的激光脉冲，脉冲宽度为9.7 ns，水平和垂直方向光束质量因子M2分别为3.3和3.8。

图9 测量结果。(a)光束质量；(b)脉冲形状。

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

4.2 放大器实验结果与分析

为了获得更高的能量，采用了两级放大结构。实验设置如图3所示。掺杂浓度为(1.1±0.1)%的Nd∶YAG晶体棒用于一级放大、二级放大器中，尺寸分别为φ7.5 mm×134 mm和φ8 mm×100 mm。每级放大使用5个相同的泵浦模块，每个模块包含48个bar，每个bar条的最大输出峰值功率为100 W。为了能够有效散热，保证激光器稳定工作，计算出谐振腔泵浦源热功率约为30 W，第一级与第二级放大器泵浦源热功率均约为48 W，实验采用单片制冷功率为66 W的TEC对谐振腔和放大级进行散热，其中谐振腔泵浦源采用2片TEC制冷，一级及二级放大器模块均采用3片TEC制冷，控温精度为0.01 ℃。

图10 不同泵浦电流下，第二放大器的输出特性。

Fig.10 Output characteristics of the second stages amplificationversuspumping current

LD模块由外部电源注入电流驱动，电流0～120 A，电流脉冲宽度100～250 μs。主振荡器的电源产生的同步信号用来控制放大器的电源。通过调节泵浦电流，测量不同电流下的输出能量和脉冲宽度，如图10所示。第二级放大输出能量曲线与主振荡器相似。泵浦电流从40 A增加到60 A时，输出能量从930 mJ迅速增加到1 020 mJ。当泵浦电流进一步增大时，输出能量增加较慢，能量在80 A处趋于饱和，脉冲宽度稳定在10 ns左右。当泵浦电流为80 A时，得到了1 085 mJ激光脉冲，脉冲宽度为10 ns，输出脉冲能量与激光放大分析模拟结果接近，且输出脉冲能量与泵浦电流的变化趋势也较为接近，但饱和泵浦电流存在一定差距，从该结果可以看出激光放大分析与模拟较好地反映了激光器的真实工作状态。 激光光束质量因子M2在水平和垂直方向分别为3.9和4.8，光束质量因子M2的测量结果如图11所示。

图11 光束质量因子M2的测量结果

同时，对激光系统的输出能量稳定性和二级放大泵浦模块热沉的顶端表面温度进行了200 min的测试，并每20 min记录一次。由图12可知，输出能量集中在1 050～1 085 mJ之间，能量不稳定性趋于3%，采用红外测温仪测得泵浦模块热沉的顶端表面温度为30 ℃ 左右，受限于测量精度，温度存在小于1 ℃的波动。实测结果略高于COMSOL仿真结果24 ℃。但是若TEC的控制精度从±0.01 ℃降低到±0.3 ℃，激光器的输出能量随温度变化，波动幅度在40～50 mJ,精度越差，能量波动幅度更大。但是不影响激光器的输出脉宽、工作频率，对光束质量几乎没有影响。所以风冷激光器能量输出稳定性相比水冷激光器略差，必须采用高精度的TEC控制器提高输出能量的稳定性。

图12 能量输出和泵浦模块温度稳定度的测量

Fig.12 Output energy and temperature of pump moduleversustime

5 结 论

本文介绍了一种TEC冷却的结构紧凑、高能量、双级放大激光器系统。主振荡器采用紧凑的二极管侧泵浦与电光调Q结合的结构。尺寸为φ7 mm×100 mm、掺杂1.1%的Nd∶YAG晶体棒用于主振荡器，LD阵列的最大输出峰值功率为15 kW，谐振腔总长度为280 mm。当主振荡器泵浦源运转电流为80 A、脉冲宽度为200 μs时，得到350 mJ的脉冲能量输出，脉冲宽度9.7 ns，重复频率10 Hz，水平和垂直方向的光束质量因子M2分别为3.3和3.8。我们试验了不同OC透射率的输出特性，确定最佳透射率为75%。然后我们建立了两级放大系统，φ7.5 mm×134 mm、掺杂浓度1.1%的Nd∶YAG晶体棒用于第一个放大器，φ8 mm×100 mm、掺杂浓度1.1%Nd∶YAG晶体棒用于第二个放大器，LD阵列的最大输出峰值功率为24 kW，当泵浦脉冲电流为80 A时，获得了1 085 mJ的激光脉冲，脉冲宽度10 ns，重复频率10 Hz，水平和垂直方向的光束质量因子M2分别为3.9和4.8。实现了焦耳级高光束质量Nd∶YAG激光器的小型化、无水冷化。本研究可为今后固体激光器的研制提供有意义的参考。