低溫808 nm高效率半導體激光器

吳順華， 劉國軍， 王貞福， 李 特*

(1. 長春理工大學 光電工程學院， 吉林 長春 130022；2. 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；3. 海南師范大學物理與電子工程學院 海南省激光技術與光電功能材料重點實驗室， 海南 海口 571158；4. 中國科學院西安光學精密機械研究所 瞬態光學與光子技術國家重點實驗室， 陜西 西安 710119)

1 引 言

半導體激光器與其他激光器相比，具有體積小、效率高、壽命長、穩定性好、覆蓋波段范圍廣、驅動方式簡單、可單片集成等多種優點，廣泛應用在激光加工、激光泵浦、先進制造、醫療美容、航空航天、激光通信、數據存儲等領域[1-4]。由于半導體激光器本身的光束質量較差，常用作全固態激光器和光纖激光器的泵浦源，這種應用模式既可以充分發揮半導體激光器高功率、高效率的優勢，又彌補了光束發散角大、不利于直接應用的缺點。另外，半導體激光器壽命長、光譜線寬較窄，可以很好地與固體激光器工作物質的光譜吸收帶重合，有利于提高系統的電光轉換效率[5-6]。目前，固體激光器系統光光轉換效率一般在50%以下，因此系統散熱需求較大，通常需要配備大型冷卻裝置，導致整個系統過于笨重[7]。為了減輕散熱系統的壓力，固體激光系統對半導體激光泵浦源的電光轉換效率提出了更高的要求。808 nm半導體激光器主要用于泵浦以Nd為增益介質的固體激光器，如Nd∶YAG、Nd∶YVO4、Nd∶YAP、Nd∶YLF等[8]。這一波長的高功率半導體激光器發展比較成熟，應用范圍也較廣。不同于9xx nm半導體激光器，808 nm半導體激光器的單光子能量更高，吸收損耗更大，更難實現高電光轉換效率。

常見的提高電光轉換效率的方法有降低工作溫度、優化外延結構、改進封裝工藝等，國內外研究機構對此展開了多項研究[9-13]。2005年，Kanskar等對大功率半導體激光器的功率損耗來源進行了詳細分析，通過設計寬波導外延結構、優化摻雜分布等措施，成功將970 nm半導體激光器的電光轉換效率由50%提高到73%[14]。2010年，Cao等系統地研究了InGaAsP壓應變量子阱和GaAsP張應變量子阱，并優化了量子阱的應變和厚度，制備的808 nm巴條器件在測試溫度為5 ℃時輸出功率超過50 W，電光轉換效率高達67%[15]。2017年，宋云菲等以1.5 mm腔長的傳導冷卻封裝808 nm半導體激光陣列為研究對象，將熱沉溫度從25 ℃降到-40 ℃，電光轉換效率從56.7%提高到66.8%，其中載流子泄漏損失從16.6%下降至3.1%，表明低溫下載流子泄漏損耗的顯著降低是導致其電光轉換效率增高的主要原因；同時指出低溫下的主要功率損耗來源是焦耳熱和閾值以下自發輻射，分別占10.3%和8.9%[16]。2016年，Frevert等對半導體激光器進行低溫外延結構設計，認為在不明顯增大載流子泄漏的前提下進一步降低串聯電阻是提高電光轉換效率的關鍵。據此優化了波導層AlxGa1-xAs組分，制備的準連續940 nm巴條器件在-70 ℃時峰值功率達到1 kW，電光轉換效率為70%[17]。2017年，王貞福等對外延結構進行優化，采用非對稱寬波導外延結構，推算出內損耗僅為0.5 cm-1，內量子效率高達97%，制備出填充因子30%的808 nm陣列，在15 ℃時最大電光轉換效率達到71%[18]。2017年，Gapontsev等通過改進器件封裝工藝和結構，降低了歐姆接觸電阻和熱阻，熱阻值僅為2.21 K/W，制備的4 mm腔長、100 μm條寬的976 nm單管器件在室溫連續條件下，最高電光轉換效率達到73%[19]。上述研究主要從實驗角度證實了溫度和外延結構對半導體激光器輸出特性的影響，但對低溫下電光轉換效率的改善機理缺乏理論分析。

本文結合載流子泄漏抑制和器件串聯電阻的優化需求[20]，從理論上研究影響有源區載流子限制能力的相關設計因素，給出了量子阱物理參數與載流子限制因子的定量關系。采用優化后的外延結構，制作了半導體激光巴條器件，并通過變溫實驗測試，驗證了該結構的載流子限制能力，最后對理論與實驗結果作了相關討論。

2 理 論

2.1 有源區載流子限制理論

半導體激光器的輸出光功率與注入電流近似滿足線性關系[21]：

(1)

其中ηslop表示斜率效率，Ith為閾值電流，ηi為內量子效率，αm為鏡面損耗，αi為內損耗，h表示普朗克常數，ν為激光頻率，e為元電荷電量。從公式(1)可以看出，內量子效率對輸出功率的影響非常顯著，直接決定著斜率效率ηslop的大小。內量子效率定義為激光器有源區產生的光子數與電極區注入的電子空穴對的比值，由于有源區存在雜質缺陷、異質結界面態和量子阱載流子泄漏等因素，使得注入有源區的電子空穴對不能100%產生輻射復合，即ηi總是小于1。為分析載流子有效利用率下降的原因，可以將內量子效率劃分為三部分：

ηi=ηinjηconηrad，

(2)

其中，載流子注入效率ηinj是指從電極區注入的載流子有效進入有源區的比例，這一部分損失主要由橫向電流擴展及異質結勢壘過高導致局部載流子聚集引起。載流子限制效率ηcon表示注入有源區的載流子被有效限制在量子阱內的比例，這一部分損失主要由量子阱勢壘高度不夠以及有源區溫度過高導致載流子越過勢壘進入波導層引起。輻射復合效率ηrad表示限制在量子阱內的載流子進行有效輻射復合產生光子的比例，這一部分損耗主要來源于雜質缺陷及異質結界面態引發的非輻射復合如俄歇復合和Shockley-Hall-Read復合(簡稱SHR復合)。

輻射復合效率的計算公式為[21]：

(3)

其中Rspon、Rstim、RAuger、RSHR分別代表自發輻射復合速率、受激輻射復合速率、俄歇復合速率和SHR復合速率，受激輻射復合速率是光子密度S、增長率vg和增益系數g(n)的乘積，A、B、C為各復合類型系數。對于常見的808 nm InAlGaAs量子阱材料，A=1×107，B=2×10-16，C=2×10-41，且各系數受溫度影響不大，因此輻射復合效率主要與量子阱內載流子濃度相關[22]。

下面討論載流子限制效率ηcon，根據量子阱能帶結構及載流子能級填充理論[21]，可計算出量子阱內不同能級間的載流子濃度分布：

(4)

載流子限制效率近似等于限制在勢阱內的電子濃度與整個導帶能級內的電子濃度之比：

(5)

本文采用常見的壓應變InAlGaAs/AlGaAs量子阱結構，根據公式(5)，可以得到不同溫度、不同勢壘Al組分對應的載流子限制效率曲線，如圖1所示。可以看出，低溫下較低的勢壘高度就可以實現較好的載流子限制，而隨著溫度升高，為了達到良好的載流子限制效果，需要適當增加勢壘高度。例如，在-50 ℃的低溫條件下，勢壘Al組分為0.25就可以實現高于99%的載流子限制效率，高于0.25對于載流子限制效率的提升不大；但隨著Al組分的增加，AlxGa1-xAs材料體系的電導率下降，器件電阻將相應增大[23]。

圖1 載流子限制效率隨溫度、勢壘Al組分變化曲線。

影響電光轉換效率的另一個重要因素為器件串聯電阻，它可以近似為各外延層體電阻之和，采用如下公式計算[16]：

(6)

其中di表示各外延層的厚度，W、L分別是器件的條寬和腔長，ni、pi分別表示各外延層的電子、空穴濃度，μei、μhi分別表示各外延層的電子遷移率和空穴遷移率。公式(6)表明，體電阻與厚度成正比，與載流子濃度、載流子遷移率成反比。串聯電阻主要由較厚的基底層和摻雜濃度較低的波導層決定(總占比接近80%)，由于基底過薄會導致整個外延片機械結構不穩定，因此對串聯電阻的優化主要體現在波導層。優化途徑一般有三種：第一種方法是減小波導層的厚度，這會導致遠場發散角增大，并增大腔面負載，引起光學腔面損傷(COMD)閾值下降，不利于高功率輸出要求；第二種方法是增大摻雜濃度，由于波導層的光子密度較高，增加摻雜濃度會引起內損耗增大，導致外微分量子效率下降；第三種方法是提高載流子遷移率，可以通過降低波導層AlxGa1-xAs材料的Al組分實現[24]，但是Al組分也不能過低，否則會導致載流子限制效率下降。因此對串聯電阻的優化需要綜合考慮COMD閾值、內損耗、載流子限制能力、光束質量等因素。

2.2 結構仿真與設計

根據圖1，勢壘層采用Al0.25Ga0.75As材料，同時為了兼顧COMD閾值、內損耗和串聯電阻，對各外延層的組分、厚度和摻雜濃度進行了優化，結構如表1所示。緩沖層為0.5 μm N-GaAs材料，摻雜濃度為2×1018cm-3。為了減小P包層的串聯電阻，采用0.5 μm的漸變折射率(GRIN)AlxGa1-xAs層，Al組分從0.4漸變至0.5，摻雜濃度分兩段分別是2×1018cm-3和4.5×1018cm-3。為了在降低波導層的載流子吸收損耗的同時兼顧波導層的串聯電阻，將波導層分段摻雜處理，靠近量子阱的一段不主動摻雜，靠近包層的一段漸變低摻雜。同時，為了保證器件能夠滿足高功率輸出要求，采用總厚度為2 μm寬波導結構以降低量子阱區的光限制因子，其中N波導層為1.2 μm，P波導層為0.8 μm。

表1 外延結構參數

借助Crosslight公司的PICS3D仿真軟件對上述外延結構進行仿真分析，重點研究了非對稱寬波導結構中載流子濃度和光場強度在外延方向的分布。如圖2所示，其中電子和空穴濃度均采用對數坐標系，并對基模光場強度進行了歸一化。量子阱光限制因子為1.47%，N波導層光限制因子為56.1%，P波導層光限制因子為42.4%。由于光場限制較好，在N側光場強度為10%最大值處電子濃度僅為4.4×1016cm-3，在P側光場強度為10%最大值處空穴濃度僅為2.9×1016cm-3。

圖2 外延方向的電子濃度、空穴濃度與光場強度分布(起始位置為N-緩沖層)。

內損耗的近似計算公式為[18]：

(7)

其中Γj、nj、pj分別為各外延層的光限制因子、電子濃度和空穴濃度，σn、σp分別是電子和空穴對光子的吸收系數，αscattering代表散射損耗。對于808 nm GaAs基材料[12,25]，σn≈3×10-18cm2，σp≈10×10-18cm2，αscattering≈0.1cm-1。根據光場在波導中的具體分布情況和內損耗的近似公式，計算出外延結構的內損耗αi約為0.57 cm-1。

為進一步預計器件在低溫條件下的光電輸出特性，我們模擬了條寬170 μm、腔長2 mm的單管器件的功率-電流-電壓(L-I-V)特性，圖3為器件在-50 ℃時的輸出特性曲線。由于載流子限制效率接近99%，器件的斜率效率達到1.28 W/A，最大電光轉換效率為68.7%。

圖3 -50 ℃單管仿真L-I-V曲線

為了研究溫度對器件內部各損耗因子的影響，我們進一步分析了在-60～60 ℃溫度范圍內器件的輸出特性，重點研究了量子阱材料增益、載流子濃度、內損耗、輻射復合效率和載流子限制效率隨溫度的變化情況，如圖4所示。可以看出，隨著有源區溫度升高，量子阱的材料增益能力和載流子限制能力都在變弱，導致在10 A注入電流下量子阱內的載流子濃度呈指數級上升，并引起內損耗和輻射復合效率以指數級惡化。在-50 ℃時，量子阱內的載流子濃度為2.03×1018cm-3；當有源區溫度上升至50 ℃時，載流子濃度為2.78×1018cm-3，增加了37%。伴隨著載流子濃度增大，內損耗從-50 ℃時的0.57 cm-1增加到50 ℃時的1.67 cm-1，增加了193%；輻射復合效率從-50 ℃時的94.9%下降至50 ℃時的92.6%，下降了2.3%；載流子限制效率從-50 ℃時的99.2%下降到50 ℃時的94.3%，下降了4.9%。根據公式(1)、(2)，斜率效率也將隨溫度呈現指數級變化趨勢，如圖5所示。當溫度從-50 ℃上升到50 ℃時，斜率效率從1.28 W/A降到1.10 W/A，閾值電流從0.27 A增加到0.57 A，串聯電阻從25.4 mΩ增加到26.9 mΩ，最大電光轉換效率從68.7%降到51.3%。綜合來看，隨著溫度升高，有源區材料增益下降、載流子限制能力變差、非輻射復合占比增多及內損耗增大等因素共同作用，導致閾值電流和斜率效率快速惡化，并最終引起電光轉換效率顯著降低。

圖4 (a)量子阱材料增益隨溫度和載流子濃度變化曲線；(b)量子阱載流子濃度、內損耗、輻射復合效率和載流子限制效率隨溫度變化曲線。

圖5 -50～50 ℃仿真L-I-V曲線

3 結果與討論

3.1 器件制備

使用金屬有機物化學氣相沉積(MOCVD)設備進行外延材料生長。采用標準的半導體激光芯片制作工藝進行了器件制作。通過光刻、腐蝕等工藝制備脊型波導結構，再利用等離子體增強型化學氣相沉積(PECVD)生長厚度約為150 nm的SiN介質膜作為電絕緣隔離層，在脊型波導上腐蝕出P型電極窗口后再進行熱蒸發Ti/Pt/Au作為P型歐姆接觸電極，將晶片減薄至約150 μm后蒸發AuGeNi/Au作為N型歐姆接觸電極。在完成芯片解理后，采用標準工藝對腔面進行鈍化及鍍膜處理，前腔面鍍增透膜Al2O3，在808 nm處反射率為3%，后腔面鍍高反膜Si/Al2O3，反射率大于95%。巴條芯片長1 cm，腔長2 mm，填充因子為75%，包含44個條寬為170 μm的發光單元。最后經回流焊接等工藝，將激光器管芯P面朝下封裝在銅微通道(MCC)冷卻散熱器上，并進行電光參數測試。

3.2 測試系統和測試結果

我們自主搭建了一套變溫L-I-V巴條測試系統，如圖6所示。MCC封裝巴條通過夾具固定在散熱底板上，通過接入冷卻循環液控制工作溫度，利用接觸式探針測量芯片端面電壓，出光腔面一側放置積分球接收光信號并由光電二極管探測器及光譜儀測量輸出光功率和光譜。在驅動電流重復頻率400 Hz、脈寬200 μs，占空比8%條件下，測試-60～60 ℃范圍內的巴條電光特性。對于0 ℃以下的低溫測試，采用五氟丙烷為冷卻液。

圖6 半導體激光器測試系統結構簡圖

按照圖6的測試系統測試巴條在不同溫度下的輸出特性。圖7是器件在-50 ℃時的L-I-V特性仿真值與實驗結果的對比，其中巴條仿真值是通過單管仿真倍數放大推導而來。從實驗測試結果可以看出，巴條器件在600 A注入電流下輸出功率達到799 W，此時電光轉換效率為71%；當注入電流為400 A，器件達到最大電光轉換效率73.5%。并且仿真值與實驗結果具有較高的一致性，仿真的最大電光轉換效率值為69.3%，實驗值為73.5%，差值為4.2%。說明我們采用的理論模型能對巴條進行較為精確的仿真，這對于進一步提高巴條器件的電光轉換效率非常重要。其中4.2%的差距主要來源于閾值電流、斜率效率和串聯電阻的計算偏差，貢獻率占比分別為34.9%、48.7%和16.3%。仿真的閾值電流為15.6 A，略低于實驗值23.4 A，推測是有源區的材料增益計算偏差引起的。仿真的斜率效率為1.28 W/A，略低于實驗值1.34 W/A，推測是巴條結構的橫向電流擴展過大導致內量子效率計算值偏低引起的。仿真的串聯電阻值為0.53 mΩ，略高于實驗值0.43 mΩ。在對串聯電阻的仿真計算中，需要借助仿真數據庫中的載流子遷移率模型[24]，該模型利用插值法對AlxGa1-xAs材料體系在不同組分、溫度和摻雜濃度下的遷移率進行近似擬合。-50 ℃下AlxGa1-xAs材料屬性并不常見，因此推測低溫下的遷移率計算偏差最終導致了仿真串聯電阻略高于實驗值。

圖7 巴條L-I-V仿真與實驗結果對比(T=-50 ℃)

巴條在-60～60 ℃范圍內的輸出功率-電流(L-I)曲線如圖8所示，可以看出，巴條在低溫狀態下(0 ℃以下)的L-I曲線呈現非常明顯的線性關系。當工作溫度升高至0 ℃以上時，功率曲線出現不同程度的熱翻轉現象。根據仿真分析，由于工作溫度升高，材料增益、載流子泄漏、內損耗和非輻射復合速率以指數級惡化，導致器件內部熱損耗增加，熱翻轉現象變得明顯。當注入電流為600 A時，輸出功率從-60 ℃的808 W下降到60 ℃的311 W，下降差值達497 W，器件在高溫下性能退化嚴重。這也證明了針對不同的工作溫度，需要設計適合的外延結構的必要性。

圖8 巴條在-60～60 ℃的輸出功率對比

器件在-60～60 ℃范圍內的工作電壓如圖9所示。隨著溫度降低，開啟電壓和串聯電阻均呈現上升的趨勢。根據InAlGaAs體材料帶隙寬度公式：

圖9 -60～60 ℃范圍內的工作電壓對比

Eg(InAlGaAs,T)=Eg(InAlGaAs,T=300 K)-

(8)

溫度降低會導致量子阱的帶隙寬度變大，準費米能級差變大，進而導致開啟電壓增大。此外，由于異質結處能帶的不匹配導致開啟電壓略高于準費米能級差，從而產生界面電壓損失。根據文獻[24]，在77～400 K范圍內，載流子遷移率會隨著溫度的下降而升高，根據公式(6)，體電阻將相應地變小，因此仿真串聯電阻隨溫度下降而減小。然而串聯電阻實驗值與之相反，Crump等對此也進行了相關研究，推測是波導區與有源區的界面電阻在低溫下會升高，該效應超過了溫度對體電阻的影響，從而引起器件串聯電阻的仿真值與實驗值不一致[20]。這一現象對于利用低溫提高半導體激光器的電光轉換效率不利，特別是當載流子泄漏損失很小時，繼續降低溫度反而會導致電光轉換效率下降。

圖10為-60～60 ℃范圍內的電光轉換效率曲線，可以看出效率隨溫度降低而增大的效應存在飽和。當工作溫度從60 ℃降到-50 ℃時，最大電光轉換效率從35.9%提高到73.5%；在-50 ℃之后再繼續降低溫度，功率升高的不明顯，而相應的電壓值在繼續增大，導致最大電光轉換效率反而降到73.2%。因此，為了提高巴條的輸出功率和電光轉換效率，溫度并不是越低越好，溫度過低對冷卻液和中央冷機的要求也會提高，因此該器件最佳工作溫度在-50 ℃，與最初的設計相吻合。

圖10 -60～60 ℃范圍內的電光轉換效率對比

激光光譜隨溫度變化情況如圖11所示。中心波長隨溫度發生漂移，溫度越高，禁帶寬度越低，輸出波長越長，在-50 ℃時中心波長為798.4 nm。當溫度從-60 ℃升高到60 ℃，峰值波長從796.3 nm紅移到824.8 nm，擬合的峰值波長溫漂系數為0.248 nm/℃，其線性度在測試的整個溫度范圍內保持良好。當溫度為60 ℃時，器件在600 A注入電流下L-I曲線接近熱翻轉狀態，導致中心波長測試出現較大偏差。由于溫度影響了量子阱中的載流子能級分布，光譜半高寬隨溫度升高而增大，從-60 ℃時的2.8 nm提高到60 ℃時的3.78 nm。

圖11 電流600 A時光譜(a)和中心波長(b)隨溫度變化

3.3 載流子限制效率分析

通過公式(1)、(2)，得出斜率效率的理論計算值，并與實驗值比較，結果如圖12所示。斜率效率隨溫度變化的理論值和實驗值趨勢一致，都隨著溫度增加呈指數級下降；不同點在于理論計算值變化程度沒有實驗值大，在60 ℃時理論值為1.05 W/A，而實驗值已經下降到了0.75 W/A。其差別主要由以下幾方面造成：首先，高溫下的功率曲線其熱效應已經比較明顯，表現為亞線性關系，即斜率效率的擬合值受采樣電流區間的影響較大，這里統一采用100～400 A范圍。因此高溫下的外微分量子效率測量值比真實值偏小。但是閾值電流附近的功率曲線測量波動較大，如果縮小采樣區間會導致計算誤差變大。其次，理論計算值的溫度是直接針對有源區的計算，而在實驗過程中的溫度是對冷媒的控制溫度，并不能真實反映有源區的溫度值。在注入電流增大的過程中，有源區的溫度還會發生較為復雜的變化，同時溫度升高會帶來內部缺陷增多、材料增益下降、量子阱注入載流子濃度升高和輻射復合效率下降等負面影響，使得器件惡化。這些影響在仿真過程中都進行了簡化處理，導致斜率效率理論值比實驗值偏高。最后，在器件運行過程中，載流子限制能力處在一個動態平衡過程中，隨著溫度升高和注入電流增大，載流子限制能力都會下降，因此理論計算值更像是該動態過程中的初始值。隨著溫度升高，未轉化為光的能量最終都會以熱能的形式堆積在有源區，如果散熱能力不足，這部分熱量會使有源區溫度明顯升高;而有源區的溫度升高會進一步降低器件電光轉換效率，形成惡性循環。可以認為隨著溫度升高，最終穩定態下的載流子限制效率會比理論值下降明顯得多。這也正是實驗值與理論值在低溫下較為吻合、而在高溫下差別明顯的原因之一。

圖12 斜率效率的仿真值與實驗值對比

4 結 論

本文以低溫下的高效率808 nm半導體激光器為研究對象，從理論上分析了量子阱載流子泄漏與溫度和勢壘高度的關系，針對-50 ℃工作溫度優化了量子阱結構及其他外延結構，并完成了器件制備，測試了-60～60 ℃范圍內器件輸出功率、工作電壓、電光轉換效率和光譜等各項參數的變化趨勢。巴條器件在600 A注入電流下輸出功率達到799 W，此時的電光轉換效率為71%，中心波長為798.4 nm；當注入電流為400 A，器件達到了最大的電光轉換效率73.5%。測試結果表明，Al0.25Ga0.75As材料作為勢壘層能確保半導體激光器在-50 ℃工作條件下載流子的高效率限制。載流子限制效率理論對于不同溫度、不同波長、不同輸出功率的半導體激光器的外延結構設計具有實際指導意義。

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