大信號無水冷LD側泵Nd∶YAG激光放大器

鄒吉躍, 劉學勝*, 徐愛東， 王聰聰， 閆岸如， 趙 明, 楊 松， 劉友強, 王智勇

(1. 北京工業大學 激光工程研究院， 北京 100124； 2. 江蘇北方湖光光電有限公司， 江蘇 無錫 214035)

1 引 言

半導體泵浦固體激光器近幾年得到了飛速發展，尤其因為半導體泵浦源發出的808 nm波長的泵浦光處于Nd∶YAG的高吸收峰，不僅會減少增益介質的熱致雙折射效應以及熱焦距效應，而且也充分改善了輸出激光的光束質量和穩定性。因此，半導體泵浦激光器已經被充分應用在激光測距、激光切割、激光3D打印、激光清洗、激光醫療、軍事國防等軍用和民用高科技領域[1]。

2008年,Wandt等[2]基于二極管泵浦Yb∶YAG的MOPA系統，在脈沖能量2 mJ 、重復頻率10 Hz、脈沖持續時間6.4 ns的條件下，得到了220 mJ的穩定輸出能量。2016年，趙虎等[3]通過提供調Q高壓序列，采用側面泵浦兩級放大Nd∶YAG,獲得了脈沖寬度小于 8 ns、重復頻率5 Hz、單個脈沖能量大于 550 mJ的脈沖序列輸出。2017年，鄒巖等[4]基于主振蕩功率放大結構，采用特殊取向Nd∶YAG 激光放大器得到重復頻率為200 Hz、脈寬為25 ns、脈沖能量為425 mJ的激光輸出。

本文利用MATLAB分析了激光放大器的理論模型，并模擬計算了增益系數和儲存能量隨泵浦電流的變化規律，實驗設計了TEC冷卻、高能量、側面抽運Nd∶YAG調Q激光放大器，在LD抽運電流為80 A、抽運脈寬為200 μs、輸入信號脈沖能量700 mJ的條件下，獲得脈寬10 ns、重復頻率10 Hz、脈沖能量1 050 mJ、水平和垂直方向光束質量因子M2分別為3.9和4.8的1 064 nm激光輸出。

2 激光放大器的理論分析

2.1 理論模型

圖1中，Ein、Eout分別為輸入放大器的信號光的能量密度和輸出光能量密度(J·cm-2)；光信號在行進過程中不斷被放大，相關文獻已經精確導出了放大器增益[5]過程表達式，即

圖1 光放大微元分析圖

(1)

其中，E(x)為x點處的脈沖能量密度，α為單位長度損耗系數，x為放大器的長度坐標，ES為飽和能量密度(J·cm-2)，當且僅當α=0時公式(1)可求得解析解，并進一步得出行波激光放大器輸出能量密度Eout的表達式為：

Eout=

(2)

根據公式(2),在確定了激光放大器的增益介質之后，與之相關的損耗系數α、增益介質長度L以及飽和能量密度ES就被確定了。EP為泵浦光能量，g0為信號增益系數。為了得到高能量的激光輸出，只有不斷改善實際光泵浦的有效能量，從而使信號增益系數和儲存的能量達到最大化。此時，若注入適當信號脈沖，通過放大器時，則早已存儲在增益介質內的能量就會被盡可能地提取，使得實際輸出的脈沖激光能量達到了最大。

2.2 增益與輸出

激光放大器的儲能密度(J·cm-3)與放大器的信號增益系數有關，Nd∶YAG晶體屬于四能級系統，儲能密度為：

Est=g0ES，

(3)

在放大器工作過程中，進一步考慮粒子數變化微分方程組：

(4)

Pin=Win/hνpπω2l,

(5)

Win=I×ηPI×nbars，

(6)

其中，Φ為增益介質內光子數密度，初始狀態時，Φ=0；n為增益介質反轉粒子數密度；σ為受激發射截面，σ=2.8×10-19cm-2；c為光速，γ為反轉因子(四能級時，γ=1)；τc為增益介質上能級壽命，取230 μs，pin為平均泵浦速率。ω為增益介質橫截面半徑，l為增益介質有效長度，νp為泵浦光子頻率，取νp=3.71×1014，Win為泵浦功率，I的調節范圍為40～100 A,每一次調節間隔10 A,半導體bar條泵浦固體激光器的功率電流比ηPI參考經驗值的取值是1.1±0.1，nbars=240。

綜上所述，利用MATLAB數值模擬，進一步全局優化求得g0與Est隨泵浦電流的變化如圖2、圖3所示。

圖2 放大器增益系數隨泵浦電流的變化

圖3 放大器增益介質內儲存能量隨泵浦電流的變化

由圖2、圖3可以得出：在泵浦電流為40～70 A變化時，增益系數與存儲能量都呈現高斜率值線性增長；70 A之后，增益系數與存儲能量都趨向于飽和，且在80 A之后，趨于穩定，并處于飽和狀態。飽和的原因是由于增益介質中反轉粒子數目的飽和以及ASE(Amplified spontaneous emission)效應。

進一步地，將公式(3)代入公式(2)求得公式(7)：

Eout=

(7)

將增益系數與存儲能量帶入公式(7)，取α=0.05，ES=0.667 J·cm-2，則得出輸出能量隨放大器泵浦電流的變化曲線如圖4所示。

圖4 輸出脈沖能量Eout隨放大器泵浦電流的變化

從圖4可以看出，在40～70 A電流調節初期，激光器輸出能量呈現高斜率值線性增長，在70 A之后，逐漸趨向于飽和狀態，在80 A，輸出能量已達到飽和狀態，最終輸出的能量值穩定在1.22 J 附近。飽和的主要原因是由于增益的反轉粒子數目的飽和以及ASE效應。

3 放大級設計與實驗驗證

設計Nd∶YAG棒的直徑時，可以經由公式A=α+φd計算，A為Nd∶YAG棒的橫截面直徑，α為前一級放大工作物質的橫截面直徑，φ是由前面一級放大器發出的激光的發散角，d為前面一級放大器與該放大器之間的距離。已知α=3 mrad，d=40 mm,由計算公式得A=7 mm+(3×10-3) rad×

圖5 放大器實驗圖

圖6 LD模塊橫截面圖

40 mm=7.12 mm，增益介質[6-11]長度在此選擇100 mm，故最終晶體棒尺寸為φ8 mm×100 mm。

為了實現裝置小型化、高性能、無水冷的目標，我們選擇摻雜濃度為(1.1±0.1)%的Nd∶YAG晶體棒作為放大級增益介質[12-20]，其尺寸為φ8 mm×100 mm，整個系統由5個相似的泵浦部件組成，每個組件有48個bar條，且都環繞晶體棒一周呈均勻排布狀，所有的bar條全部焊接在銅熱沉上，串接在外電路中。同時，在LD上安裝靈敏度高的熱敏電阻以提供溫度反饋，將TEC與放大器相接，下面排布銅散熱架構和風扇，確保晶體工作環境在室溫25 ℃。放大器輸入電流控制在40～100 A,脈沖寬度0～250 μs。圖5、圖6分別是放大器的實驗圖和橫截面圖,圖7、圖8分別是TEC和散熱結構圖。

圖7 TEC制冷片

圖8 風扇和銅散熱結構

放大器由系統的電源提供同步信號進行泵浦同步控制，入射信號光脈寬為10，光束質量為4，脈沖能量為700 mJ，通過該放大器之后，得到1 050 mJ的輸出能量，采用刀口法測得水平和垂直方向M2分別為3.9和4.8，脈沖寬度如圖9所示，光束質量如圖10所示。

圖9 輸出激光脈寬圖

圖10 輸出激光光束質量M2

在泵浦頻率10 Hz、抽運持續時間為200 μs的條件下，將700 mJ能量的信號激光輸入放大器，用能量計在放大器的輸出端檢測輸出能量，記錄輸出能量值隨泵浦電流的變化曲線，如圖11所示。

圖11 輸出能量隨泵浦電流變化圖

從圖11可以看出，輸出能量隨著泵浦電流的增加呈現先迅速增加后趨于飽和的關系，在40～60 A,輸出脈沖能量增加迅速，在70 A之后，漸漸走向飽和，在80 A,輸出能量達到飽和，最高的脈沖能量為1 050 mJ,比理論模擬輸出能量稍低，原因是實際的損耗系數α要比模擬時的損耗系數α偏大，飽和的原因則是由于不斷增加的電流導致的粒子數的飽和以及晶體內的熱效應和ASE效應。

圖12 輸出能量穩定度圖

由圖12可以得到，在泵浦電流80 A、持續工作5 h、間隔記錄30 min的條件下，得到輸出能量的變化范圍穩定在1 020～1 050 mJ，計算可得其不穩定度<3%，完全達到了穩定輸出的目的。

4 結 論

設計了一種大信號高能量LD側泵 Nd∶YAG激光放大器，采用MATLAB模擬與實驗驗證的方法,根據四能級激光速率方程模擬出增益系數和存儲能量隨放大模塊泵浦電流變化規律，并通過損耗系數α和飽和能量密度ES計算出輸出能量隨泵浦電流的變化規律,同時設計激光放大系統，并進行實驗驗證。 實驗發現輸出最大單脈沖能量達1 050 mJ，與理論分析得到的1 220 mJ非常吻合，分析產生理論與實驗誤差的原因主要是由于激光工作物質熱透鏡效應和ASE效應，損耗系數偏大，以及不斷加大泵浦電流帶來的增益飽和。在泵浦頻率為10 Hz、泵浦脈寬為200 μs、泵浦電流80 A的條件下，連續工作5 h之后，檢測得到整個系統的輸出能量不穩定度<3%，最后得到脈寬為10 ns、水平和垂直方向的光束質量M2分別為3.9和4.8、脈沖能量為1 050 mJ的1 064 nm輸出。很好地實現了對種子光的放大，達到了小型化、無水冷、高能量、高穩定度的要求，對相關固體激光放大器的設計研究工作提供了一定參考。