915 nm寬條形半導體激光器輸出特性

么 娜， 薄報學， 劉榮戰， 徐雨萌， 高 欣

(長春理工大學 高功率半導體激光國家重點實驗室， 吉林 長春 130022)

1 引 言

近年來，由于具有較好的輸出光束質量以及轉換效率高、工作穩定、結構小巧且耐用等優點，采用半導體激光器作為泵浦源的光纖激光器得到了較為廣泛的應用。基于泵浦源在整個激光器中的核心位置，對于整個激光器器件而言，無論是工作效率還是使用壽命等，均受制于其所產生的影響，這最終會波及到激光器輸出光束的質量[1]。0.9 μm附近波段的半導體激光器，經常被作為光纖激光器的泵浦源來使用，而915 nm這一波長在泵浦效率等方面具有一定的優勢[2-4]，所以對其進行研究是具有現實意義的。當半導體激光器的輸出光功率不斷提升時，溫度升高對激光芯片的性能所產生的不良影響也將愈加嚴重[5]，造成電光轉換效率降低、閾值電流密度升高、輸出光的譜線紅移、出現多模式振蕩等，甚至會使芯片的內部產生缺陷從而縮短激光器的使用壽命，影響了其在實際應用中的性能表現[6-11]。不僅如此，輸出功率增大的同時會使得器件的溫度分布更加不均勻，致使其慢軸方向出現明顯的熱透鏡效應，進而導致其發散角增大，光束質量降低[12]。因此，國內外對這一問題開展了廣泛的研究。2018年，張曉磊[13]分析了溫升對半導體激光器閾值電流、輸出功率、轉換效率等特性的影響，并對其進行了模擬、優化；同一年，宋健等[14]采用仿真模擬的方式，對975 nm輸出波長的半導體激光器進行了研究，評估了其等效的熱透鏡效應，并得出相同條件下熱透鏡焦距與熱功率近似為反比關系，與慢軸光束發散角近似為線性關系，通過實驗獲得了慢軸發散角與注入電流之間的關系。2019年，趙碧瑤等[15]為了削弱808 nm波長半導體激光器因溫度分布不均引起的熱透鏡效應，提出了一種特殊的封裝構造，這種構造對芯片的邊緣進行了絕熱處理，通過使用計算機軟件對該構造的半導體激光芯片進行模擬，結果顯示與傳統結構的器件相比，新型激光器在慢軸發散角方面縮小了28%。國外方面，2006年，Kemp等[16]利用有限元軟件分析了垂直腔半導體激光器的熱透鏡效應對芯片性能的影響，并進行實驗驗證，研究了其對斜率效率、閾值電流和輸出功率的影響。綜上所述，國內外在半導體激光器的熱透鏡效應方面有一定研究，而對于具有重要應用價值的915 nm高功率半導體激光器的熱透鏡效應的研究較為少見。

2 半導體激光器的產熱機制以及溫升對其輸出特性影響的相關理論闡述

2.1 半導體激光器的一般產熱機制

半導體激光器工作時所產生的熱量一般源自兩方面：一是非輻射復合和波導光吸收等能量損耗所產生的熱量；二是材料本身以及歐姆接觸層電阻所產生的焦耳熱，其表達式為[17-18]：

Q=j2ρ,

(1)

其中，Q為產生焦耳熱的功率密度，j為電流密度，ρ為材料平均體電阻率。

2.2 溫升對激光器輸出特性的影響

2.2.1 溫升對閾值電流的影響

一般地，半導體激光器的閾值電流密度與溫度之間的關系可用公式(2)表示：

(2)

其中，Tr為一定溫度，ΔT為相對溫升，Jth(Tr)為對應溫度的閾值電流密度，T0為特征溫度。溫升使芯片內部對載流子的限制能力變弱，所產生的漏電流使其內量子效率變低進而造成器件的閾值電流密度增大[19]。

2.2.2 溫升對輸出功率的影響

半導體激光器的輸出光功率和驅動電流之間存在如下關系：

(3)

其中，P為輸出光功率，I為驅動電流，Pth為器件在閾值電流注入狀態下自發輻射所產生的光功率，Ith為閾值電流，ηex為外微分量子效率，Ep為光子能量，e為電子電荷。由于Ep、e為常數，Pth可忽略不計，因此輸出光功率主要由I、Ith以及ηex所決定，并主要隨有源區的溫度升高而降低。輸出功率的減小會使注入的電能更多地轉變為熱，從而產生進一步的溫升，這構成了惡性循環，使激光器的輸出功率飽和、更為快速地下降[20]。

2.2.3 溫升對光譜特性的影響

半導體激光器的輸出光波長會隨有源區溫度升高而發生紅移，公式(4)描述了輸出光波長與溫度之間的關系[21-22]：

(4)

其中，h為普朗克常數，c為真空中的光速，Eg為有源層材料禁帶寬度。在一定溫度范圍內，dEg/dT可認為是常量。

2.2.4 半導體激光器遠場發散角受溫度的影響

半導體激光器芯片的局部溫升使材料介電常數發生改變，從而改變折射率分布，光經過時會發生不同程度的折射，類似于通過光學透鏡所產生的匯聚或發散效應，即熱透鏡效應。當材料折射率呈現鐘形分布時，可等效為自聚焦透鏡[23-25]，孔徑近似為激光器慢軸發散角增加量，如圖1所示。

圖1 自聚焦透鏡

寬條形半導體激光器慢軸方向的側向折射率分布受溫度與載流子濃度分布等因素影響，通過公式(5)表示[14]：

(5)

其中，Δn為折射率變化量，?n/?T為溫度-折射率關系系數，ΔT為溫度變化，afc為折射率-載流子濃度關系系數，ΔNfc為載流子濃度變化。GaAs材料中?n/?T可取(3.7±0.5)×10-4K-1[26]，高功率半導體激光器的結溫升一般大于25 K，其溫升導致的折射率變化一般為10-2量級；afc為(1.2±0.2)×10-20cm3，而載流子濃度一般為1018量級，由此可知載流子注入所引起的折射率變化應為10-2數量級，故熱透鏡效應對側向波導影響很大。折射率分布與空間坐標之間的關系如公式(6)所示：

(6)

其中，n(x)表示折射率隨坐標分布函數；n0為材料原始折射率，對于GaAs一般取3.59[26]；α2為常數，大于零時表示正透鏡。其焦距為：

(7)

其中l為自聚焦透鏡厚度。慢軸發散角增量為：

(8)

其中，θ表示光束慢軸發散角的變化量，ω表示器件有源區的側向寬度。

3 計算機模擬分析熱透鏡效應對激光器慢軸發散角的影響

為了深入研究熱透鏡效應對激光器輸出光束慢軸發散角的影響，采用ANSYS軟件對不同熱功率條件下典型寬條形應變量子阱半導體激光器的工作狀況進行了仿真模擬。仿真的主要依據是熱傳導方程，即當激光器處于穩態工作時，可用公式(9)來描述其熱量與溫度分布：

(9)

其中，K是器件某一構成材料的熱傳導系數，T表示器件某一部分的溫度，Q表示器件的熱功率密度。在激光器工作時，其所產生的熱量一般源自于有源區載流子的非輻射復合、吸收和自發發射。因此本文在模擬熱分析部分，將激光器中的熱源全部視作來源于有源區，從而使計算一定程度上得以簡化。

首先通過實驗獲得激光器的P-I-V特性，并測量其輸出光的功率，則其熱功率為總功率減去輸出功率；將所得熱功率加上器件引線焦耳熱功率后進行模擬熱分析。圖2顯示的是當器件的熱功率達到10.3 W時，芯片前腔面溫度的分布云圖。

圖2表明，激光器工作時的最高溫度位于有源區，在慢軸方向溫度沿有源區中心向兩側逐漸降低。

提取平行于結面方向溫度分布數據擬合曲線(如圖3所示)，可知有源區內慢軸方向的溫度分布呈二次函數曲線，聯立公式(5)～(8)能夠獲得等效熱透鏡的焦距、熱致光束發散角與器件熱功率的關系，如圖4(b)所示。

表1 激光器各層材料參數

圖2 激光器熱功率為10.3 W時芯片內部溫度分布

Fig.2 Internal temperature distribution of the chip when the laser thermal power is 10.3 W

圖3 模擬所得激光器條行區沿慢軸方向的結溫分布

Fig.3 Junction temperature distribution of the simulated laser strip row along the slow axis

圖4(a)為仿真得到的不同熱功率下器件中心最高溫度，其隨熱功率的增加而升高，可看出兩者之間呈現出線性關系。通過對數據擬合可知，當芯片的熱功率每升高1 W時，其中心結溫便會隨之上升1.5 ℃，器件熱阻為1.5 K/W。分析圖4(b)可知，隨著熱功率的不斷提升，芯片熱透鏡效應的焦距會隨之減小，其輸出光的慢軸發散角則會隨之逐漸變大。當器件的熱功率為10.3 W時，中心結溫達到40.9 ℃，比注入條邊緣溫度高8.2 ℃，此時，熱透鏡焦距約為109.5 μm，慢軸發散角約為4.7°。半導體激光器在高功率工作時，結溫隨工作電流的增加愈加明顯，有源區熱功率密度比較高，熱透鏡效應對側向波導有較大影響，導致慢軸發散角明顯增大。

圖4 模擬得到的最大結溫(a)、激光器的熱透鏡焦距及慢軸發散角(b)隨熱功率增加的變化關系。

Fig.4 Relationship between maximum junction temperature(a), thermal lens focal length and slow axis divergence angle of the laser(b) as a function of thermal power increase.

4 實驗結果及比較

為了系統地研究器件輸出特性受溫升影響的情況，選取了與計算機模擬建模相同結構的915 nm寬條型應變量子阱半導體激光器進行實驗測試。實驗用激光器芯片的電流注入寬度為0.18 mm，諧振腔的長度為4 mm。

實驗搭建了如圖5所示的溫控平臺：將LD芯片焊接在熱沉上，然后安裝在無氧銅制成的散熱板上，通過TEC對散熱板進行控溫，該TEC由雙向精密溫控電源驅動，通過NTC熱敏電阻傳感器實時反饋散熱板的溫度，并采用PID程序來對TEC施加正反向電流；溫度設置、PID參數、電流電壓保護值等參數可在主機中進行顯示和調整。通過對PID控溫參數的優化，實驗中將溫度的控制精度穩定在了±0.01 ℃之內。激光器采用專用電源進行驅動，電流控制精度為0.1 A；利用Gentec-EO MAESTRO型光功率計測量激光的輸出功率，使用一臺HR4000CG-UV-NIR型光譜儀對激光的光譜分布進行測量。測量激光器輸出光束的慢軸發散角時，采用了一臺CCD相機，通過對激光遠場光斑進行采集、計算機對數據進行處理，最終獲得了光束的光強分布情況。

圖5 實驗系統。(a)雙向溫控主機；(b)溫控平臺。

Fig.5 Experimental system. (a)Bi-directional temperature control host. (b)Temperature control platform.

首先，通過溫控平臺將激光器的工作溫度控制在測試溫度下，獲取了輸出光譜線隨溫度變化的情況以及器件的波長溫漂系數，如圖6所示。

從圖中可以看出，隨著激光器的溫升加劇，其輸出光的光譜出現了明顯紅移，這與2.2.3中的理論描述一致。

根據25，50，70 ℃溫度條件下器件在熱功率7 W工作的波長漂移(從915 nm漂移到931 nm)，可得器件的波長溫度系數約為0.4 nm/℃；室溫下，通過對器件在不同熱功率下的激光光譜進行測量，能夠計算出激光器的輸出光波長隨熱功率的變化系數約為0.6 nm/W。

圖6 激光光譜隨溫度升高的變化特性

然后，我們測量了不同溫度下激光器的P-I與V-I特性，并降低平臺的溫度使輸出波長穩定在915 nm，得到了恒定結溫條件下的P-I-V參數，如圖7、圖8所示。

圖7 激光器P-I隨溫度升高的變化特性

Fig.7 Variation characteristics of laserP-Iwith increasing temperature

圖8 V-I隨溫度升高的變化特性

圖7給出了在不同溫度下，器件輸出功率隨注入電流變化的情況。圖中標注為Temperature control的曲線，表示的是波長恒定在915 nm時所測量的輸出激光功率隨注入電流變化的情況。通過分析可知：當器件的工作結溫恒定時，由于對注入載流子的良好限制特性，得到隨工作電流增大輸出光功率隨之呈近似線性增大的實驗結果；而對于一定的注入電流，激光器輸出光功率則與工作溫度呈負相關關系。

測量表明，激光器的斜率效率從25 ℃的1.1 W/A降低到了80 ℃的0.9 W/A，且當激光芯片的結溫(峰值波長)恒定時，其斜率效率可穩定在較高的水平。當激光器工作溫度較低時，輸出光功率與電流呈較好的線性關系；而當溫度高于50 ℃時，兩者之間的線性度出現了下降，這是由于激光器結溫升高導致漏電流增加、發光效率降低，從而引起器件的光電轉換效率下降、P-I曲線的線性度變差。

圖8為不同測試溫度下工作電壓隨電流的變化關系，圖中標注為Temperature control的曲線，表示的是波長恒定在915 nm時所測量的器件電壓隨注入電流變化的情況。由此計算出不同溫度下的串聯微分電阻，當溫度從25 ℃升高至80 ℃時，串聯電阻從16.3 mΩ下降到15.5 mΩ。溫度對串聯電阻的影響不大。

通過對P-I曲線數據進行擬合，得到激光器不同溫度下的閾值電流，如圖9所示。

圖9 閾值電流隨溫度升高的變化特性

從圖中可以看出，閾值電流隨溫度的升高而增大，這與2.2.1所述理論相符。當溫度從25 ℃升高到80 ℃時，閾值電流從1.0 A升高到1.3 A，用公式(2)可計算出其特征溫度，為89.4 K。由此可以進一步計算出器件的熱阻，為1.5 K/W，這一數值與計算機模擬運行所得到的數值是一致的。

我們使用CCD相機測量了溫度在25 ℃下，工作電流分別為5，10，15 A時，激光器輸出光束的遠場光斑，并采用計算機對數據進行了處理，所得圖像如圖10所示。

圖10 工作電流分別為5，10，15 A時實測的遠場光斑。

Fig.10 Measured far-field spot when working current is 5, 10, 15 A.

從圖10中可見，遠場光斑由多個光絲組成，各光絲的位置和強度隨電流變化，數量隨電流增加而增多，光束發散角逐漸變大，這在一定程度上印證了熱透鏡效應以及載流子分布等對激光器側向波導的影響。

通過對10 A時激光遠場數據進行處理，得到了三維的光斑分布情況，如圖11所示。

從圖11可見，遠場光斑近似為橢圓狀，其在快軸方向的強度分布為形成單模高斯分布，而在慢軸方向的強度分布則表現為多模多峰的形態。

我們將計算機仿真模擬所得到的結溫隨熱功率變化的數據繪制成曲線，并與實驗測量結果放在一起比較，如圖12所示。

由圖12可以看出，模擬仿真與實際測量的曲線趨于一致，說明模擬數據具有較高的可信性。

圖13展示了實驗測得的以及仿真模擬出的激光器輸出光束慢軸發散角隨電流變化的情況。

可以看出，對于實驗測得的曲線，當注入電流達到6 A時曲線出現了局部的下降，在較小電流下，由于較少的橫模達到激射狀態，其模式競爭隨電流增加的隨機性可能導致更少的低階橫模得到增強，從而引起光束發散角偶然性減小。當工作電流小于8 A時，實驗測量的發散角大于仿真模擬的數值；而當工作電流大于8 A時，實驗測量值則小于模擬計算的數值。圖像中的兩個曲線雖然都呈現出慢軸發散角隨電流的增加而增大的趨勢，但在具體變化關系中又表現出了一定差異，說明模擬計算的數值還是更趨向于理想化。

圖11 工作電流為10 A時遠場光斑三維強度分布

Fig.11 3D intensity distribution of far-field spot when the operating current is 10 A

圖12 模擬仿真和實驗測得的結溫隨熱功率變化曲線

Fig.12 Curves of simulation and experimentally measured changes in junction temperature with thermal power

圖13 實測以及模擬的激光器慢軸發散角隨電流變化情況

Fig.13 Measured and simulated laser slow axis divergence angle changes with current

5 結 論

本文實驗測量了一種915 nm寬條形應變量子阱半導體激光器在不同環境溫度、不同工作電流下的輸出功率，分析得到了對應溫度下的閾值電流。結果表明，當芯片溫度升高時，其閾值電流明顯增大，輸出光功率顯著降低，光譜線出現紅移，溫度每升高1 ℃，波長增加0.4 nm。計算得到器件的熱阻為1.5 K/W。

研究了激光器在不同熱功率下的熱透鏡焦距及其對慢軸發散角的影響，仿真計算和實驗測量得出的結果基本一致：當熱功率增大時，熱透鏡等效焦距趨于減小，輸出光慢軸發散角明顯增大。因此，在設計高功率半導體激光器時，可以適當增加條寬，并采用散熱良好的封裝結構，以最大程度減小熱透鏡效應對慢軸發散角的影響。

實驗測量了恒定結溫(峰值波長)條件下激光器的輸出光功率特性，發現其斜率效率得到了顯著提升，反映出結溫升所引起的注入載流子泄漏得到了有效抑制，可有效改善激光器的功率輸出特性。