田景玉， 張 俊， 彭航宇， 雷宇鑫， 王立軍

(1. 中國科學院 長春光學精密機械與物理研究所， 吉林 長春 130033；2. 中國科學院大學， 北京 100049)

1 引 言

堿金屬蒸汽激光器是以堿金屬原子飽和蒸汽作為增益介質、利用其外層價電子能級躍遷實現(xiàn)激光作用的典型的三能級氣體激光器。利用半導體激光泵浦堿金屬蒸汽激光器(DPAL)兼具固體和氣體激光的優(yōu)勢，具有量子效率高、氣體介質可循環(huán)流動散熱、近紅外原子譜線大氣透過性好、全電操作、結構緊湊等特點，可克服大功率氣體激光器體積重量龐大、固體激光器熱效應嚴重、半導體激光器光束質量較差等問題[1-5]。近年來，DPAL受到越來越多的關注和研究，有望發(fā)展成為新一代高能激光光源，已被明確作為“兆瓦級高能激光器的首選方案”[6]。目前高功率半導體激光器覆蓋的波長范圍為750～1 100 nm，主要針對鉀K(766.3 nm)、銣Rb(780.0 nm)和銫Cs(852.2 nm)蒸汽激光器展開研究[7]。

為了獲得好的泵浦效果，泵浦光譜與堿金屬蒸汽的吸收光譜需嚴格匹配，即中心波長和譜寬均嚴格要求。根據(jù)能帶躍遷原理，堿金屬原子的吸收譜寬非常窄，為pm量級，即使在充入高壓緩沖氣體后，吸收譜寬也僅為數(shù)十GHz(0.05 nm量級)；而自由運轉的半導體激光器線寬較寬(通常3～5 nm)，且隨溫度變化大(～0.3 nm/℃)。因此必須壓窄半導體激光輸出線寬，且穩(wěn)定中心波長。

反射式體布拉格光柵(RVBG)外腔反饋是目前實現(xiàn)該種光源的主要方案[8]，通常采用“快軸準直鏡-慢軸準直鏡-反射式體布拉格光柵(FAC-SAC-RVBG)”的結構，即前腔面鍍增透膜的半導體激光線陣，經快軸準直鏡(FAC)和慢軸準直鏡(SAC)準直后，由RVBG反饋，只有滿足RVBG光柵條件并能夠返回到原激光單元的光才能形成有效諧振。2013年，中科院電子所李志永等基于該方法實現(xiàn)了40 W功率0.14 nm線寬的780 nm激光輸出[9]。2014年，德國Dilas用15個激光單元合束實現(xiàn)了在譜寬為0.072 nm條件下獲得600 W的780 nm激光輸出，在輸出功率為1 000 W時，其輸出光譜寬度為0.083 nm[10]。2016年，德國Dilas采用7個光纖模塊實現(xiàn)了3 000 W功率0.06 nm線寬的766 nm激光輸出[11]。但該方法存在如下問題：(1)激光線陣快慢軸準直后，其慢軸發(fā)散角達數(shù)十毫弧度，而RVBG的有效接收角為毫弧度量級，有效反饋率低，對此要求所選RVBG的反射率高，造成整體光光轉換效率偏低；(2)激光線陣的Smile要求高，Smile直接決定RVBG的反饋光是否能返回到激光單元，據(jù)分析，當Smile大于0.5wf(wf為發(fā)光區(qū)快軸尺寸)時，不能形成有效反饋，激光波長鎖定困難[12]。

本文提出“快軸準直鏡-光束變換器-慢軸準直鏡-反射式體布拉格光柵(FAC-BTS-SAC-RVBG)”的結構，壓縮入射到RVBG的激光發(fā)散角，提高RVBG的有效反饋率，同時BTS將快慢軸方向進行光束變換，結合外腔反饋可降低對激光線陣封裝的smile要求[13-14]。相對于常規(guī)的“FAC+SAC+RVBG”的方式，光譜鎖定效果更優(yōu)?；谠摲绞綄崿F(xiàn)了780 nm的窄線寬激光器，輸出功率達到47.2 W，通過對RVBG溫控，可將中心波長穩(wěn)定在780.00 nm。聚焦光譜窄化激光，采用單模光纖探測，輸出光譜寬度為0.064 nm(FWHM)，溫漂系數(shù)為0.001 2 nm/℃，電流漂移系數(shù)為0.001 3 nm/A，光譜穩(wěn)定性良好，可用于堿金屬蒸汽激光器泵浦。

2 外腔反饋實驗設計及結果分析

2.1 “FAC+BTS+SAC+RVBG”結構設計

采用的外腔反饋結構如圖1所示，由半導體激光線陣(LDA)、后腔面(Rear facet)與RVBG構成諧振腔，前腔面鍍增透膜(AR coating)的LDA輸出光束經過快軸準直鏡(FAC)、光束整形器(BTS)和慢軸準直鏡(SAC)后，以發(fā)散角為毫弧度量級的光入射到具有一定反射率的反射式體布拉格光柵(RVBG)上，滿足光柵布拉格反射條件并能夠沿著原光路回到LDA原發(fā)光區(qū)的光束能形成有效起振，不滿足反饋條件的光直接輸出。利用RVBG的光譜選擇特性，外腔激光器能夠輸出光譜窄化、中心波長穩(wěn)定的激光。圖1(a)ZX面視圖為LDA快軸出光面，經過FAC快軸準直到毫弧度發(fā)散角后，再由BTS將每個激光單元旋轉90°，則ZX面變成激光束的慢軸面，此時采用SAC對慢軸方向進行準直，降低快慢軸方向發(fā)散角至毫弧度量級；圖1(b)ZY面視圖為LDA慢軸出光面，為19個激光單元在慢軸方向的排列，F(xiàn)AC不對該方向光束發(fā)散角產生影響，由BTS光束變換后，ZY面變成激光束的快軸面，為19個激光單元在快軸方向的排列，發(fā)散角為毫弧度量級，SAC不影響該方向的發(fā)散角。由分析可知LDA快慢軸兩個方向的準直都是發(fā)生在ZX面。

圖1 基于“FAC+BTS+SAC+RVBG”結構的外腔反饋結構圖。(a)ZX面視圖；(b)ZY面視圖。

Fig.1 Schematic setup of external-cavity feedback structure based on “FAC+BTS+SAC+RVBG”. (a)ZXsurface view. (b)ZYsurface view.

2.2 對比實驗設計及反饋模擬分析

采用Zemax分別對“FAC+BTS+SAC+RVBG”和“FAC+SAC+RVBG”兩種結構進行反饋模擬分析。根據(jù)腔內諧振過程，不考慮FAC、BTS和SAC口徑及透過率對反饋光影響前提下，重點考慮RVBG口徑篩選、RVBG角度篩選、激光芯片LD口徑篩選和LD角度篩選對外腔激光諧振的影響。輸入條件如下：

(1)激光源(LD)：選用激光陣列(LDA)中的一個激光單元進行模擬，前腔面增透(反射率為0)，快軸(X)條寬d～1 μm，慢軸(Y)條寬W～150 μm，發(fā)散角θx×θy為60°×8°；

(2)RVBG：有效口徑為1.2 mm(X)×1 mm(Y)，反饋角度為1°±0.5°[4]，假設反射率為100%，激光光軸與反射面垂直；

(3)聚焦鏡(Focus)：焦距為5 mm的高階非球面透鏡，減小像差對模擬結果的影響；

(4)FAC+BTS+SAC結構：FAC和BTS選用LIMO公司透鏡庫，F(xiàn)AC焦距為0.365 mm，SAC選用焦距為16.7 mm的柱透鏡；

(5)FAC+SAC結構：FAC和SAC均選用Ingeneric公司透鏡庫，分別為0.9 mm焦距的高階非球面柱透鏡和2.86 mm的柱透鏡陣列(500 μm周期)；

(6)RVBG口徑篩選(RVBG aperture filter)：僅允許1.2 mm×1 mm口徑內的光通過，其余光被吸收；

(7)RVBG角度篩選(RVBG divergence filter)：僅允許發(fā)散角在1°±0.5°內的光能夠反射回腔內，通過定焦透鏡結合焦點處的額定光闌口徑實現(xiàn)；

(8)LD口徑篩選(LD aperture filter)：僅允許與LD出光口徑內的光通過(1 μm×150 μm)，其余光被吸收；

(9)LD接收角度(LD acceptance angle)：僅接收角度在60°×8°內的反饋光。

輸出條件為追跡有效反饋光，是指經過RVBG有效口徑和可反饋角度并進入激光單元口徑和可接收角內的光，追跡后接收屏上的有效反饋光越多，說明經過外腔反饋后的有效反饋率越高，有助于提高外腔反饋光譜鎖定能力。

圖2為“FAC+SAC+RVBG”結構模型及其模擬結果。經過快慢軸準直后的光斑尺寸為0.9 mm×0.5 mm，發(fā)散角為1 mrad×52 mrad，其光斑均在RVBG的有效口徑內，但慢軸方向的發(fā)散角過大(受激光單元周期限制，慢軸準直鏡焦距小)，僅有1/3能夠被反饋，再經過LD的口徑過濾和有效接收角度后，整體有效反饋率為21.0%。

圖3為“FAC+BTS+SAC+RVBG”結構模型及其模擬結果。對于“FAC+BTS+SAC+RVBG”結構，輸出光束經過快軸準直后，由BTS進行快慢軸翻轉(X和Y方向的光場分布顛倒)，慢軸準直鏡可以選用更大焦距。在該模型中，輸出光斑為2.3 mm×0.45 mm，發(fā)散角為9 mrad×3 mrad，因此其發(fā)散角均在RVBG接受角度范圍內，但光斑在X方向約有1/2被截止，再經過LD的口徑過濾和有效接收角度后，整體有效反饋率為58.7%。

圖2 “FAC+SAC+RVBG”結構模型及模擬結果。(a)ZX面視圖；(b)ZY面視圖。

圖3 “FAC+BTS+SAC+RVBG”結構模型及模擬結果。(a)ZX面視圖；(b)ZY面視圖。

從兩個反饋模型反饋結果來看，“FAC+BTS+SAC+RVBG”結構具有更高的有效反饋率，是“FAC+SAC+RVBG”結構的近3倍。因此，在相同RVBG反饋率條件下，鎖定的光譜更加穩(wěn)定；對于需要相同反饋率的結構，RVBG所需反射率更低，外腔激光器可以實現(xiàn)更高的功率輸出。

3 光譜鎖定實驗及結果分析

試驗采用條寬150 μm、周期500 μm、19個激光單元組成的780 nm半導體激光線陣進行光譜鎖定實驗，該線陣前腔面鍍增透膜(R<1%)，RVBG選用PD-LD公司產品，反饋中心波長在779.8 nm，有效口徑為1.5 mm×12 mm，厚度為4 mm，衍射效率為15%，其余元器件與上述模型一致，分別進行“FAC+SAC+RVBG”和“FAC+BTS+SAC+RVBG”鎖定試驗。

圖4為單激光線陣在自由運行、“FAC+BTS+SAC+RVBG”和“FAC+SAC+RVBG”3種情況下的輸出光譜，輸出激光經聚焦鏡耦合，單模光纖采集分光，由Ando AQ6317B光纖光譜儀測試。其中“FAC+BTS+SAC+RVBG”和“FAC+SAC+RVBG”均對波長有鎖定效果，但“FAC+SAC+RVBG”結構中的自激射未能被完全壓制，存在一定的自激射情況，相比之下，“FAC+BTS+SAC+RVBG”結構將自激射幾乎完全壓制，具有更好的鎖定效果。

圖4 單激光線陣在自由運行、“FAC+BTS+SAC+RVBG”和“FAC+SAC+RVBG”結構的光譜對比。

Fig.4 Spectrum comparison of single laser array by free-running,“FAC+BTS+SAC+RVBG” and “FAC+SAC+RVBG”.

圖5為“FAC+BTS+SAC+RVBG”結構下，輸出激光功率效率曲線。在熱沉25 ℃條件下，采用Ophir FL500A功率探測頭測得在50 A條件下，未鎖定時功率為50.5 W，鎖定后輸出為47.2 W，電-光轉換效率為50.7%，光-光轉換效率為93.4%。

根據(jù)RVBG的溫度波長漂移特性，溫漂系數(shù)為0.008 nm/℃[4]，通過對RVBG進行溫度控制，調節(jié)鎖定波長至780 nm，以匹配泵浦波長。在本實驗中，RVBG采用獨立溫度控制，加熱到48 ℃，溫度波動±0.2 ℃，激光器工作電流50 A時，25 ℃水冷溫度下的激光光譜測試結果如圖6所示，中心波長為780.000 nm，光譜寬度(FWHM)為0.064 nm。

不改變RVBG的溫度，50 A電流驅動下，調節(jié)水冷溫度，測試在15，20，25 ℃下的輸出光譜，如圖7所示。在15 ℃時峰值波長為779.988 nm，在25 ℃下為780.000 nm，對應的溫度漂移系數(shù)為0.001 2 nm/℃。

圖5 “FAC+BTS+SAC+RVBG”結構下的輸出激光功率效率曲線

Fig.5 Output laser power efficiency curve on “FAC+BTS+SAC+RVBG”

圖6 RVBG溫度48 ℃、激光器工作電流50 A、激光器溫度25 ℃下的激光光譜。

Fig.6 Laser spectrum of RVBG temperature at 48 ℃， laser working current at 50 A， laser temperature at 25 ℃.

圖7 50 A驅動電流不同水冷溫度下的輸出光譜

Fig.7 Laser spectra of laser working current at 50 A and different water temperature

不改變RVBG的溫度，在25 ℃水冷溫度下，調節(jié)電流驅動，測試10，20，30，40，50 A的輸出光譜，如圖8所示。在20 A時峰值波長為779.969 nm，在40 A時峰值波長為779.995 nm，對應的電流漂移系數(shù)為0.001 3 nm/A。

圖8 25 ℃水冷溫度下不同電流驅動的輸出光譜

Fig.8 Laser spectra of water temperature at 25 ℃ and different laser working current

4 結 論

提出了“FAC-BTS-SAC-RVBG”的外腔反饋光譜鎖定結構，通過壓縮RVBG的入射激光發(fā)散角，提高了RVBG的有效反饋率，相對于“FAC-SAC-RVBG”結構，有效壓制了自激射，獲得了光譜窄化的激光輸出。基于半導體激光線陣，采用該結構研制出譜寬0.064 nm(FWHM)、中心波長780.00 nm、功率47.2 W的窄線寬激光器。下一步工作主要是進行功率擴展，基于該結構實現(xiàn)功率百瓦及千瓦高功率窄線寬激光輸出，以此為核心的光源將作為Rb蒸汽激光器的泵浦光源。