林贤峰 张志伦 邢颍滨 陈瑰 廖雷 彭景刚 李海清 戴能利 李进延†

1)(华中科技大学,武汉光电国家研究中心,武汉 430074)

2)(武汉长进激光技术有限公司,武汉 430206)

模式不稳定效应和非线性效应已经成为高功率光纤激光器中限制输出功率和光束质量进一步提升的主要障碍.采用改进的化学气相沉积工艺结合溶液掺杂技术制备25/400 μm 的M型掺镱双包层光纤,纤芯和中间凹陷区域的数值孔径分别为0.054 和0.025.基于该光纤搭建976 nm 双向泵浦全光纤结构放大器.在泵浦光功率为3283 W 时,获得2285 W 中心波长为1080 nm 的激光输出,3 dB 线宽为3.01 nm,测量的光束质量因子为1.42,且未出现受激拉曼散射现象.这是目前基于M型掺镱光纤实现的最高输出功率,通过优化光纤结构参数实现功率进一步提升是有希望的.

1 引言

光纤激光器是最有前途的固态激光器之一,具有光束质量优良、转换效率高、结构紧凑、高效散热和易维护等显著优点[1],已经极大地促进了工业制造、军事国防、现代医疗和科学研究等诸多领域的发展.近二十年来,由于双包层光纤制造工艺的不断成熟和泵浦源亮度的增强,光纤激光器的输出功率有了显著的提升[2-6].在全光纤激光放大器方面,IPG 公司在2009 年[4]和2013 年[5]分别报道了10 和20 kW 的全光纤激光系统.在全光纤激光振荡器方面,日本藤仓公司在2020 年实现了输出功率为8 kW 的全光纤振荡器[6].但是伴随着激光功率的不断提升,这会导致光纤纤芯的能量密度很高,容易产生强烈的非线性效应(nonlinear effects,NLEs)[7],如受激布里渊散射、受激拉曼散射(stimulated Raman scattering,SRS).为了克服NLEs,最直接有效的手段就是增大纤芯尺寸以降低纤芯功率密度.这样,光纤自然就不可避免地支持多个模式,引起光束质量的下降并触发模式不稳定(mode instability,MI)效应[8,9].这两种有害效应表现出相反的趋势:一方面,通过增加模场直径可以减小NLEs;另一方面,这通常会导致MI 阈值降低.因此,在光束质量优良的前提下实现功率提升仍然是一项具有挑战性的任务,挑战在于找到同时将MI 和NLEs 影响最小化的光纤设计.为了在大模场面积(LMA)光纤继续保持单模运转,研究人员们已经提出了一些特殊的横向结构设计,例如低数值孔径(numerical aperture,NA)光纤[10]、手性耦合芯光纤[11]、光子晶体光纤[12]、大节距光纤[13]、部分掺杂光纤[14]、M型光纤[15]等.其中,M型光纤因折射率剖面(refractive index profile,RIP)的形状类似于字母“M”而得名,具有如下特殊性质:增强泵浦吸收效率[16]、激发高阶模用于色散管理[17,18]、平坦基模分布用于抑制非线性效应[19-21].此外,M型光纤可以打破NA 和模场面积缩放之间的严格权衡[22].与纤芯NA 相同的阶跃光纤相比,M型光纤具有更大的模场面积,这有助于避免非线性效应.然而,关于M型光纤在大功率连续激光实验中的报道相对较少.2018 年,华中科技大学的Liu等[23]报道了基于包层沟道辅助的中间凹陷光纤获得了456 W 近衍射极限激光输出.截止目前,基于M型光纤的千瓦级光纤激光器尚未有报道.

本文首先借助COMSOL 软件计算分析折射率凹陷的深度及宽度对M型光纤有效模场面积和弯曲损耗的影响,并确定设计尺寸范围.接着采用改善的化学气相沉积(modified chemical vapor deposition,MCVD)工艺结合溶液掺杂技术制备出25/400 μm M型光纤,并基于此光纤搭建976 nm双向泵浦全光纤放大器,获得最高功率为2285 W的激光输出,光束质量为M2≈1.42.

2 实验结果

2.1 光纤结构模拟计算

图1 给出了M型光纤的折射率剖面及横截面结构.图中的ndip,ncore和nclad分别表示中间凹陷区域的折射率、纤芯的折射率和石英包层的折射率,并且ncore＞ndip＞nclad.d和r分别代表中间凹陷区域的半径和纤芯的半径.Δn1表示中间凹陷区域与纤芯的折射率差,Δn2表示纤芯与包层的折射率差.采用基于有限元法的COMSOL 软件结合完美匹配层(perfectly matched layer,PML)来计算分析M型光纤的结构特性.当对光纤施加弯曲时,其扰动的折射率分布可利用保角映射方程[24]来表示:

图1 M型光纤的折射率剖面;插图为M型光纤的端面Fig.1.Refractive index profile of the M-type fiber.Inset is the end facet of an M-type fiber.

其中,nbent和nstraight分别代表弯曲光纤和直光纤的折射率分布;x是光纤截面上相对于纤芯中心的横向位置;R是弯曲半径;ρ是弹光效应的校正因子,这里取为1.25.

有效模场面积(effective mode area,EMA)Aeff和限制损耗(confinement loss,CL)是光纤的两个关键参数,可以表示为[25]

其中,E是电场分布,是传播常数,neff是对应模式的有效折射率,λ是工作波长.

本节固定不变的计算参数有:λ=1.08 μm,r=12.5 μm,nclad=1.45,ncore=1.4510.首先模拟了直光纤情况下中间凹陷的深度Δn1与宽度d对基模EMA 的影响,结果见图2(a).可以直观地看出,固定d不变,EMA 随着Δn1的增加而增加.固定Δn1不变,随着d的增加,EMA 先增大后减小.另外,Δn1越大,最大的EMA 出现在越大的d值处.在模拟过程中也发现到,在获得EMA 最大值的d值处的基模电场分布并非呈现平坦分布.图2(b)给出了Δn1=6×10—4下的d=10 μm (取得最大EMA 约为676.79 μm2)对应的电场分布和d=8.9 μm (EMA 约为664.44 μm2)的平坦电场分布.

众所周知,单模运转是获得高光束质量输出的必要条件.对于弯曲状态下的限制损耗被视为弯曲损耗.根据文献[26,27],可以实现单模运转的条件是基模的弯曲损耗小于0.1 dB/m,而高阶模的弯曲损耗大于1 dB/m.因为其他高阶模的弯曲损耗一般都比LP11的高,所以高阶模考虑的是最小弯曲损耗的LP11.在模型中添加弯曲并保持30 cm弯曲直径,计算了不同的Δn1和d下LP01和LP11的弯曲损耗,结果如图2(c)和图2(d)所示.在一定d下,LP01和LP11的弯曲损耗随着Δn1的增加而增加,但增幅比例逐渐变小.在一定Δn1下,随着d的增加,LP01和LP11的弯曲损耗刚开始是很缓慢增加,然后迅速成倍增加;并且在越大的Δn1下,这种迅速上升的斜率越大.在该弯曲条件下符合单模运转条件的结构参数仅有:Δn1=4×10—4,9.5 μm≤d≤12.5 μm;Δn1=6×10—4,d=8.5 μm;Δn1=8×10—4,d=7.5 μm.

图2 (a)不同纤芯中间凹陷的深度(Δn1)及宽度(d)下基模的有效模场面积;(b)当Δn1=6×10—4 时,d=8.9 和10 μm 的基模归一化电场(插图为相应的电场横向分量表面轮廓);在弯曲直径30 cm 下,不同的Δn1 及d 下(c)LP01 和(d)LP11 的弯曲损耗Fig.2.(a)EMA of FM for different depth (Δn1)and width (d)of central dip in core;(b)when Δn1=6×10—4,normalized electric field of FM for d=8.9 and 10 μm (Insets are the corresponding surface profiles of the transverse component of the electric fields);the bending losses of (c)LP01 and (d)LP11 for different Δn1 and d under a bending diameter of 30 cm.

2.2 光纤制备

采用成熟的MCVD 工艺结合溶液掺杂技术制备出光纤预制棒,使用光纤预制棒分析仪P104(Photon Kinetics)测得折射率剖面见图3(a).预制棒Z方向上100,200 和300 mm 作为3 个测量点,它们对应的折射率剖面基本一致,这反映出预制棒的纵向均匀性比较不错.n1与n3的折射率差是0.0010,n2和n3的折射率差是0.00022,相应地,n1与n3对应的NA 是0.054,n2和n3对应的NA是0.025.将预制棒打磨成八边形,然后经过高温拉丝获得尺寸为25/400 μm 的双包层光纤.按光纤与预制棒之间的尺寸比例,从预制棒折射率剖面数据换算得到光纤的折射率剖面(如图3(b)所示),可以看出折射率凹陷区域宽度大约是8 μm,仅偏离理想尺寸0.5 μm.光纤内元素浓度分布通过电子探针显微分析仪(electron probe microanalysis,EPMA)测量,结果如图3(c)所示.Yb3+和Al3+离子沿径向分布保持基本一致,Ce3+离子中间相比两侧低,F－离子呈相反分布.利用有限元分析方法对该光纤对应的折射率剖面进行模拟,结果如图3(d)所示.LP01和LP11弯曲损耗随弯曲直径减小而增大,弯曲直径在26—30 cm 可以满足单模运转标准.相应地,EMA 保持在505—525 μm2范围内.

图3 (a)光纤预制棒折射率剖面;(b)光纤折射率剖面;(c)纤芯区域元素分布;(d)LP01 和LP11 模式的弯曲损耗及LP01 模式的有效模场面积随弯曲直径变化关系(插图为LP01 和LP11 模式在弯曲下的模场分布)Fig.3.(a)Refractive index profile of the fiber preform;(b)refractive index profile of the fiber;(c)elemental distribution in fiber core region;(d)the bending loss of LP01 and LP11 modes and the EMA of LP01 mode as a function of the bending diameter (Insets are mode filed distributions of LP01 and LP11 modes under bending).

2.3 光纤激光性能测试

采用主振荡功率放大(master oscillator power amplifier,MOPA)全光纤激光系统测试该光纤,系统结构如图4 所示,振荡器部分包括普通20/400 μm 掺镱双包层光纤和一对光纤布拉格光栅,高反射率光纤布拉格光栅(high reflectivity fiber Bragg grating,HR-FBG)和输出耦合光纤布拉格光栅(output coupler fiber Bragg grating,OC-FBG)在1080 nm 工作波长处分别提供99.9%和11%的反射率.在本实验中,振荡级提供100 W 种子激光.为了提高种子光的光束质量,在种子光注入放大级前,采用包层光剥离器(cladding light stripper,CLS)去除多余的泵浦光和包层激光.功率放大级采用双向泵浦结构,12 个中心波长为976 nm 的半导体激光器(laser diode,LD)熔接到前向及后向(6+1)× 1 个合束器的泵浦臂上.前向泵浦合束器和后向泵浦合束器的信号输入光纤的尺寸为25/250 μm,输出光纤的尺寸为25/400 μm.增益光纤采用上述制备获得的25/400 μm M型光纤,该光纤在976 nm 处的吸收系数测量为1.3 dB/m,为保证足够的泵浦吸收采用19 m 长光纤,总吸收达到24.7 dB.增益光纤采取“小圈注入、大圈输出”跑道型盘绕方式,弯曲直径从26 cm 到28.3 cm.最后经CLS 和石英块输出头(quartz block header,QBH)输出.在整个实验过程中,分别采用功率计(power meter,PM)、光谱分析仪(optics spectrum analyzer,OSA)、光电探测器(photoelectric detector,PD)和激光质量监测仪(laser quality monitor,LQM)记录功率、光谱、时域和光束质量.

图4 全光纤放大器的实验装置Fig.4.Experimental setup of the all-fiber amplifier.

首先进行前向泵浦方案实验,输出功率-泵浦功率曲线如图5(a)所示.从红色实线可以看出,输出激光功率基本处于线性增长.当注入的泵浦功率为2283 W,输出功率达到1547 W,对应的光光效率为63.6%,此时的输出光谱(如图5(a)的插图所示)的3 dB 线宽为2.14 nm.测得的光光效率偏低的原因主要是有源光纤与后向合束器的模场不匹配,导致纤芯中激光泄漏到包层中产生热量,在实验中观察到后向合束器的壳体承受着高温的现象证实了该原因.图5(b)给出了PD 采集到的时域信号及经傅里叶变换的频域信号,当输出功率从1493 W 增加到1530 W 时,时域上发生清晰的抖动,并且频域上也出现0—5 kHz 范围的特征峰,表明此时激光器出现了MI 现象.

图5 前向泵浦的实验结果 (a)不同泵浦功率下的输出功率和效率(插图为最高输出功率下的光谱);(b)不同输出功率下的时域信号(插图)及对应的频域信号Fig.5.Experimental results of forward-pumping:(a)Output power and efficiency at different pump powers (Inset is spectrum at the highest power);(b)time domain signal (inset)and corresponding frequency domain signal at different output powers.

接下来进行后向泵浦方案实验,实验结果如图6 所示.当泵浦功率为2218 W,最高输出功率达到1602 W,对应的光光效率为67.7%,输出光谱的3 dB 线宽为1.56 nm.此外,当输出功率达到1481 W,时域和频域上已经出现了明显的MI 特征.回顾前向泵浦方案的结果,意外发现到该光纤在后向泵浦下的MI 阈值比前向的低.其中可能的原因正如文献[28]所描述:一是有源光纤在后向泵浦方案中产生更大的温度梯度.此外,该实验中后向合束器的严重发热进一步拉大前、后向泵浦方案之间的温度梯度差距.二是因为“小圈注入、大圈输出”跑道型盘绕方式导致靠近信号注入端的光纤部分能更好地抑制高阶模,这也意味着前向泵浦方案TMI 阈值可能会偏高.

图6 后向泵浦的实验结果 (a)不同泵浦功率下的输出功率和效率(插图是最高输出功率下的光谱);(b)不同输出功率下的时域信号(插图)及对应的频域信号Fig.6.Experimental results of backward-pumping:(a)Output power and efficiency at different pump powers (Inset is spectrum at the highest power);(b)time domain signal (inset)and corresponding frequency domain signal at different output powers.

最后进行双向泵浦方案实验,测量的输出激光功率和光光效率随泵浦光功率的变化如图7(a)所示.当泵浦功率达到3283 W (前向/后向泵浦占比为0.4),获得了2285 W 的最大功率输出,对应的光光效率为66.5%.图7(b)为不同功率下的输出激光光谱,无SRS 信号显示,最高输出功率对应光谱的3 dB 线宽从100 W 种子光的1.30 nm 展宽到3.01 nm.图7(c)给出在输出功率为2107 和2252 W 运行下输出激光的时域信号及相应的频域信号.在输出功率为2107 W 运行下,时域信号相当稳定,在相应的频域没有明显的频率分量.当输出功率上升到2252 W,观察到时域信号的周期波动,并且频域上存在一些特征耦合频率分量,由此可以判断出此时已经出现MI 现象.最高输出功率下测量的M2因子和束腰的光束轮廓如图7(d)所示,M2因子为1.42 (=1.468,=1.371).

图7 双向泵浦的实验结果 (a)不同泵浦功率下的输出功率和效率;(b)不同输出功率下测量的光谱;(c)不同输出功率下的时域信号(插图)及对应的频域信号;(d)最高输出功率时的激光光束质量Fig.7.Experimental results of bidirectional pumping:(a)Output power and efficiency at different pump powers;(b)measured spectra at different output powers;(c)time domain signal (inset)and corresponding frequency domain signal at different output powers;(d)the laser beam quality at the maximum output power.

首次在千瓦功率级激光器系统验证M型光纤,虽然功率提升受到MI 的限制,但是进一步优化光纤有望实现更高的输出功率.例如,M型光纤的尺寸减小到20/400 μm,并且其模场需要与后向合束器的输出信号纤(25/400 μm 或30/400 μm)的模场匹配,这样既保证了正常光光效率,也提升了MI阈值;另外,可以结合限制掺杂技术抑制高阶模的增益,纤芯的凹陷区域中掺入增益离子,而高折射率环中不掺入增益离子.

3 结论

基于MCVD 工艺结合溶液掺杂技术制备了M型掺镱双包层光纤,纤芯/包层尺寸为25/400 μm.搭建976 nm 双向泵浦MOPA 系统测试M型光纤,获得2285 W 中心波长为1080 nm 激光输出,对应的光光效率为66.5%,输出激光光谱的3 dB带宽为3.01 nm,测得的光束质量为M2≈1.42 .据我们所知,该结果是目前基于M型光纤达到的最高输出功率.未来的工作将优化M型光纤结构参数以实现更高效率、更高功率的稳定激光输出.

感谢国防科技大学王小林老师、奚小明老师、叶云博士在相关测试方面的帮助.