复合Nd∶YAG晶体固体激光器热效应研究

李萌萌,杨 飞,赵上龙,高兰兰

(长春理工大学理学院,吉林 长春 130000)

1 引 言

1960年,工程师梅曼使用红宝石制作出第一台激光器[1],此后激光器件及其技术得到快速发展,Nd∶YAG激光器、钛蓝宝石激光器等应运而生,固体激光器进入了一个快速发展的时期[2]。随着人们对大功率固体激光器的深入研究,固体激光器中激光晶体的热效应——这一限制提高激光器输出功率和光束输出质量的主要障碍,成为热门的研究方向[3]。在固体激光器运行时,由于量子亏损、下激光能级与基态之间能差转化为热量、激光猝灭等原因会产生大量的热量,进而导致激光晶体内部温度分布不均匀,引起晶体的热透镜效应[4-8]。而利用键合技术将YAG晶体与Nd∶YAG晶体键合构成复合晶体,作为激光器的工作物质,可以有效减少激光晶体的热效应,使用复合晶体的激光器具有可靠性高、峰值功率高光斑质量好的优点[9-12]。

本文采用四种不同结构的复合Nd∶YAG晶体,其中首次提出了侧面键合YAG晶体和端面&侧面键合YAG晶体的复合晶体结构,并通过Comsol有限元分析仿真软件对四种激光晶体在相同工作条件下达到稳态时的温度场分布进行模拟仿真[13-15],得到不同泵浦功率下的激光晶体内部的温度分布,并结合实验数据对模拟仿真的结果进行验证。结果表明,在理想的冷却条件下,在Nd∶YAG晶体端面键合YAG晶体可以有效减少晶体的热效应；侧面导热系数比较小时,侧面及端面双重键合结构是降低晶体热效应的有效方法。

2 晶体温度分布模型建立

本研究中使用的Nd∶YAG晶体有四种结构,一种为传统晶体,即内部均匀掺杂Nd3+离子的Nd∶YAG激光晶体(如图1(a)所示)；另外三种为复合晶体,即在均匀掺杂Nd3+离子的Nd∶YAG激光晶体两端或侧面利用扩散键合的方式键合不掺杂的YAG晶体(如图1(b)、(c)、(d)所示)。四种晶体结构如下:(1)3 mm×3 mm×10 mm均匀掺杂Nd∶YAG晶体；(2)两个端面分别键合3 mm长YAG晶体的3 mm×3 mm×10 mm Nd∶YAG复合晶体；(3)侧面键合厚度1 mm的YAG晶体5 mm×5 mm×10 mm复合Nd∶YAG晶体；(4)四个侧面分别键合厚度1 mm的YAG晶体,两个端面分别键合3 mm长的YAG晶体的5 mm×5 mm×10 mm Nd∶YAG晶体。因为不掺杂的YAG晶体对泵浦光无吸收,有利于将晶体中的热量从掺杂部分扩散至非掺杂部分,再通过冷却装置将热量散发,复合晶体的散热效果要优于传统晶体。此外,由于复合晶体的内部最高温度点位于晶体内部,而非传统晶体的端面,对晶体端面镀膜的破坏也得到有效的降低。为了比较四种结构的Nd∶YAG晶体的散热性能,在端面泵浦的条件下,对其工作达到稳态时的内部温度分布进行模拟仿真。

图1 Nd∶YAG晶体结构

通过热动力学分析可知,整个晶体处于稳态时的热传导方程为:

(1)

泵浦光转化的热量为:

exp(-α·z)

(2)

其中,x,y,z分别为Nd∶YAG晶体的端面坐标和轴向坐标,晶体的坐标原点位于泵浦端晶体键合面中心;ωp为泵浦光在晶体中传输的光束半径；ηh为泵浦能量转化为热量的比例系数；pin为泵浦功率；α为Nd∶YAG对泵浦光的吸收系数；k为Nd∶YAG的热导率。

上述方程中取ηh=35 %,α=3.5 cm-1,ωp=200 μm,k=13 Wm-1K-1,Nd∶YAG晶体与空气接触的端面的热交换系数取h=50·cm-2·K-1,与金属底座接触的侧面热交换系数取h=10000 cm-2·K-1,设Te(环境温度)=20 ℃,金属底座温度取TC=18 ℃,泵浦功率分别取pin=30W和pin=18 W[16-20]。

3 模拟结果与实验数据

使用Comsol有限元仿真软件中的热传导模块对四种激光晶体在激光器中达到稳态时的温度场分布进行模拟。

当泵浦功率pin=30 W时,获得的模拟结果如图2～图5所示。

当激光器工作达到稳态时,晶体内部的最高温度和最低温度如表1所示。

当把泵浦功率降低至pin=18 W时,激光器工作达到稳态时,晶体内部的最高温度和最低温度如表2所示。

图2 晶体温度分布

图3 晶体(2)稳态时的温度分布

图4 晶体(3)稳态时的温度分布

图5 晶体(4)稳态时的温度分布

表1 四种晶体泵浦功率pin=30 W时晶体内最高、低温度

表2 四种晶体在泵浦功率pin=18 W时晶体内最高、低温度

同时由Comsol模拟结果得到四种激光晶体在泵浦功率分别为18 W和30 W时,达到稳态工作时晶体内部的最高温度点Z轴坐标,如表3所示。

表3 四种晶体在激光器达到稳态时晶体内最高温度点坐标

通过对比表1和表2的晶体最高温度可知,侧面键合晶体(3)的最高温度最高,在泵浦功率为30 W和18 W时,分别达到157.507 ℃和102.498 ℃,说明侧面键合在一定情况下会阻碍激光晶体的散热。两种泵浦功率情况下,最高温度最低的均是端面键合晶体。说明端面键合是改善晶体散热的有效方法。对比端面键合,侧面键合和端面&侧面键合三种晶体结构,发现端面&侧面键合晶体的最高温度介于端面键合及侧面键合之间,且更接近于端面键合晶体,原因是端面键合的有效性被侧面键合的阻碍所平衡,因此虽然第四种晶体在掺杂晶体外侧都键合了YAG晶体,但是散热效果并不理想。

从表3可以看出,均匀掺杂和侧面掺杂的晶体最高温度点位于晶体泵浦端的端面,由于该位置对泵浦光的吸收最强,并且与空气接触散热较差,故温度最高。我们采用波长为808 nm的半导体激光器作为泵浦源,泵浦功率为18 W,分别以四种Nd∶YAG激光晶体为工作物质进行实验,测量固体激光器达到稳态时波长为1064 nm激光的输出功率,得到图6所示的激光器输出功率曲线。

图6 四种激光晶体在泵浦功率为18 W时的功率曲线

由图6可知在LD最大工作电流为40 A(输出功率为18 W)时,分别使用四种晶体的1064 nm激光的最大输出功率分别为6 W、9.3 W、11.2 W和12.1 W,若进一步提高泵浦功率,均匀掺杂的晶体(1)输出激光光斑已不是TEM00模,由此可知晶体内热效应产生的温度场已经影响到激光器的输出光束质量。与此同时,三种复合晶体输出的激光仍为基模。从图6可以看出,键合结构可以有效改善激光晶体的散热,提高激光器的输出功率。在三种复合晶体中,端面&侧面键合的晶体(4)输出功率最高,在泵浦功率为18 W时,激光器的最大输出功率为12.1 W,转化效率为67.2 %。曲线要明显优于另外两种结构的复合晶体；在LD工作电流为40 A时,相较于侧面键合晶体(3),端面&侧面键合晶体(4)的输出功率要提高5 %。实验中,端面&侧面键合晶体的输出功率优于仅端面键合和侧面键合的情况,与理论模拟不完全符合,可能的原因是由于晶体通光长度比较长,在激光晶体与晶体座装调过程中,晶体侧面与晶体座直接接触,没有使用软金属铟箔,导致接触不紧密,影响到散热效果的原因。

4 模拟结果与实验分析

由于在激光器实际工作时冷却方式不同,或者激光晶体与冷却装置接触不紧密等原因,激光晶体的散热情况会有很大的不同。为了研究该因素对于上述四种激光晶体的温度场分布的影响,并验证对实验结果的判断,我们在泵浦功率为30 W时,将激光晶体侧面换热系数降低至h=2000 cm-2·K-1,通过Comsol模拟计算出四种激光晶体在稳态时内部的最高温度和最低温度。模拟结果如表4所示。

表4 换热系数调整后四种晶体内最高、低温度

通过将表1与表4的数据对比可知,传统晶体的散热效果仍然最差,最高温升最大,侧面键合YAG晶体的晶体(3)次之；相较于换热系数h=10000 cm-2·K-1,当换热系数降低至h=2000 cm-2·K-1时,端面&侧面键合YAG晶体的晶体(4)散热效果要明显优于只有端面键合YAG晶体的晶体(2)。说明在换热系数比较小,或导热性能比较差的情况下,侧面键合可以有效提高晶体的导热性能。与我们的实验结果相吻合。

5 结 论

本论文通过使用Comsol有限元仿真软件中的热传导模块对四种激光晶体在激光器中达到稳态时的温度场分布进行模拟,得出键合晶体是有效改善激光晶体散热,提高光束质量的有效方法。键合晶体的结构与激光晶体的冷却方式或晶体侧面的换热系数有关,当换热系数较大为h=10000 cm-2·K-1时,泵浦功率为Pin=30 W的情况下,比较四种晶体结构的最高温度。侧面键合的晶体最高温度最高为157.507 ℃,比均匀掺杂未键合的的晶体最高温度153.518 ℃高,端面键合的激光晶体的最高温度最低为114.309 ℃。说明侧面键合在一定情况下会阻碍激光晶体的散热,与侧面键合相比,端面键合是提高晶体散热性能的最有效的方法。同时,当换热系数为h=2000 cm-2·K-1,泵浦功率为30 W时,比较四种晶体结构的最高温度。均匀掺杂的晶体最高温度最高为212.014 ℃,端面&侧面键合晶体的最高温度最低为134.410 ℃。在实验方面,采用LDA作为泵浦源,在泵浦功率为18 W时,得到侧面与端面双重键合的Nd∶YAG的1064 nm输出功率最高,为12.1 W,转换效率为67.2 %,实验结果与理论模拟结果相符合。可以得出对于冷却效果不是很好的激光器,端面&侧面键合结构更有利于降低激光晶体内部的热效应。且随着泵浦功率的增加,复合晶体输出的激光光斑仍旧保持基模状态,而均匀掺杂的晶体输出激光光斑则不再是基模状态。此研究对于以后的复合结构激光晶体的设计加工具有一定的指导意义。

致 谢:感谢福州聚光光电技术有限公司提供的晶体支持。