董嘯岳，劉爽，秘國江，王克強，毛小潔

（中國電子科技集團公司第十一研究所，北京 100015）

0 引言

全固態(tài)單頻激光器可實現(xiàn)大能量的單頻脈沖激光輸出，具有結構緊湊、抗環(huán)境擾動性強的優(yōu)點，在大氣測風雷達領域起著至關重要的作用，且有利于實現(xiàn)大氣測風雷達的車載化與機載化［1-2］。作為測風激光雷達的光源，其中心頻率穩(wěn)定性、線寬穩(wěn)定性、抗環(huán)境擾動能力，直接關系到大氣測風激光雷達的分辨率、穩(wěn)定水平與精確度，相關問題已成為了研制新型大氣測風雷達的關鍵。目前，種子注入是實現(xiàn)固體激光器單頻輸出的最常用手段，其原理是：將一束單頻特性優(yōu)良的低功率種子光注入到從動腔，主動改變腔長并同步探測腔內的腔模匹配狀況，在從動腔縱模與種子光頻率匹配最佳時，觸發(fā)Q 開關，即可輸出單頻激光。常用的主動腔長控制技術有建立時間最小化（Q-Switch Build-Up Time Reduction，QBUTR）、Pound-Drever-Hall（PDH）、掃描-觸發(fā)（Ramp-Fire，RF）等［3］。其中，建立時間最小化技術系統(tǒng)結構最為簡單，對器件要求低，但在環(huán)境噪聲的影響下難以實現(xiàn)長時期單頻運轉；PDH 技術探測腔頻率與種子光的混頻信號，反饋調節(jié)腔長以控制頻率失配量，可以實現(xiàn)較高的頻率穩(wěn)定性，但對于法布里-珀羅參考腔的要求較高；掃描-觸發(fā)技術直接對諧振腔長進行掃描，并探測腔模和種子光頻率的匹配程度，在匹配最佳時觸發(fā)Q 開關。掃描-觸發(fā)技術具有一定的抗環(huán)境干擾能力，且系統(tǒng)結構較為簡單實用。

隨著摻釹釔鋁石榴石（Nd∶YAG）的出現(xiàn)，單頻固體激光器得到了長足發(fā)展。相關研究主要集中于1 064 nm，作為Nd∶YAG 晶體中的高增益譜線，1 064 nm 可通過三倍頻變換到355 nm 波段，在平流層測風中已得到成熟應用［4-6］。但長期以來，基于Nd∶YAG 其他譜線的測風雷達研究受到的關注較少。

近年來，鐵共振多普勒熒光激光雷達作為一種新型測風雷達，被認為是探測中間層頂部到熱層底部（Upper Mesosphere and Lower Thermosphere，UMLT）區(qū)域的新型手段。以UMLT 區(qū)域的鐵原子和鐵離子為示蹤物，激發(fā)并探測共振熒光信號，就能反演該區(qū)域大氣溫度、風速等信息［7-9］。為了精確地探測大氣風速，鐵共振多普勒熒光激光雷達需要372 nm 單頻脈沖紫外激光作為發(fā)射光源。Nd∶YAG 的1 116 nm 譜線經(jīng)過非線性三倍頻后，與鐵的372 nm 吸收譜線僅有GHz 量級的頻率差［10］。因此，實現(xiàn)基于Nd∶YAG 的1 116 nm 單頻固體激光輸出，成為研制鐵共振多普勒熒光激光雷達的關鍵。由于釹離子的1 116 nm 譜線對應躍遷的受激發(fā)射截面小，在與其他譜線的競爭中處于弱勢，長期以來對于1 116 nm 激光器的相關研究較少。2013年，LIU Wenbin 等利用Nd∶YAG 陶瓷實現(xiàn)了248 W 的1 116 nm 準連續(xù)輸出［11］；同年，ZHANG Huanian 等基于Nd∶YAG 陶瓷實現(xiàn)了1 112 nm 與1 116 nm 的雙波長連續(xù)光輸出［12］。2017年，德國航空航天中心（Deutsches Zentrum für Luftund Raumfahrt，DLR）的BERND K 等報道了利用建立時間最小化技術實現(xiàn)的1 116 nm 單頻脈沖激光注入［10］，但缺乏有關頻率穩(wěn)定性數(shù)據(jù)的相關報道。

為研制用于探測UMLT 區(qū)域徑向風速的鐵共振熒光多普勒激光雷達，要求徑向風速系統(tǒng)誤差在3 m/s內，對應的1 116 nm 激光中心頻率穩(wěn)定性均方根（Root Mean Square，RMS）在1 MHz 以內［13］。本文設計并研制了用于產(chǎn)生372 nm 紫外脈沖光源的1 116 nm 全固態(tài)單頻脈沖激光器，該激光器以分布式反饋（Distributed Feedback Laser，DFB）光纖激光器作為種子源，采用帶偏置電壓反饋的掃描-觸發(fā)諧振探測技術建立單頻振蕩。經(jīng)過長時間測量，激光器輸出波長穩(wěn)定，中心頻率穩(wěn)定性良好。

1 Nd∶YAG 晶體的能級結構

Nd∶YAG 為四能級結構，其簡化能級圖如圖1所示，在多條譜線中應用最成熟的是1 064 nm，躍遷始自4F3/2能級的R2分量，終止于4I11/2能級的Y3分量。除此之外，還有946 nm、1 319 nm 兩條較強的譜線，分別對應4F3/2→4I9/2以及4F3/2→4I13/2的能級躍遷。

圖1 Nd∶YAG 的簡化能級圖Fig.1 Schematic energy level diagrams of Nd∶YAG

Nd∶YAG 的1 116 nm 譜線同樣始自4F3/2能級，終止于4I11/2能級，對應的斯塔克能級為R1→Y5，在1 116 nm 譜線附近還存在1 112、1 123 nm 兩個臨近波長譜線。室溫下，如果不增加選擇性損耗，Nd∶YAG 激光器將在最強的1 064 nm 波段工作，其振蕩閾值低于其他譜線。以相對性能衡量，室溫下1 064 nm 譜線相對性能為100，1 116 nm 譜線相對性能為46。根據(jù)KOECHNER W 關于調Q 激光振蕩器的理論［14］，Nd∶YAG 激光器產(chǎn)生能級躍遷的閾值條件為

式中，Li代表往返損耗，包括反射鏡、增益介質對光束的吸收損耗、衍射損耗和散射損耗；Ri為輸出耦合鏡的反射率；A為激光棒的橫截面積；hνP代表泵浦光的單光子能量；σi為受激發(fā)射截面；τf為上能級熒光壽命；ηP為泵浦效率，與用于泵浦的808 nm 半導體激光器（Laser Diode，LD）的固有特性相關；ηT為泵浦輻射的轉移效率；ηa為吸收效率，代表增益介質對泵浦輻射的有效吸收程度；ηB為交疊效率，代表諧振腔模與激光介質的增益分布之間的空間交疊程度。由于效率參數(shù)主要與LD 和增益介質的特性以及耦合程度有關，在討論不同躍遷的閾值時，可用總泵浦效率ηpe表示總的效率因子，即ηpe=ηPηTηaηB，式（1）改寫為

考慮1 064 nm 譜線與1 116 nm 譜線，上能級均處于4F3/2能級，故上能級熒光壽命τf相等；Nd∶YAG 激光器輸出不同波長時，效率因子ηpe變化相對有限，其閾值主要與躍遷的受激發(fā)射截面σi、往返損耗Li以及輸出耦合鏡反射率Ri相關［15］。1 064 nm 對應的受激發(fā)射截面σ1=6.5×10-19cm2，大于1 116 nm 對應的受激發(fā)射截面σ2=0.3×10-19cm2［16-18］。因此需要增大1 064 nm 光波在腔內的往返損耗和輸出耦合鏡對于1 064 nm 的透過率。往返損耗中，增益介質對光束的吸收損耗隨波長變化的改變量可忽略不計，主要可通過在輸入鏡鍍1 064 nm 增透膜，增大輸入鏡對于1 064 nm 的損耗。

綜上所述，為了建立1 116 nm 波長的單頻振蕩，首先需要在諧振腔腔鏡鍍1 116 nm 增反、1 064 nm 增透膜，抑制Nd∶YAG 的優(yōu)勢譜線起振。對于臨近譜線1 112 nm 和1 123 nm，它們的受激發(fā)射截面與1 116 nm近似，且通過光學鍍膜無法在幾個nm 的波長差上，產(chǎn)生足夠的透過率差值，需要進一步通過種子注入的方式，利用單頻種子光及對腔長的主動控制，使從動腔縱模頻率與1 116 nm 相匹配，以建立1 116 nm 的單縱模振蕩。

2 實驗裝置

激光器裝置結構如圖2所示。單頻連續(xù)種子源采用分布式反饋光纖激光器，可輸出線寬為3.30 kHz，功率為1.5 W 的1 116 nm 激光，光譜信噪比79 dB，種子光輸出光譜如圖3所示。采用一個隔離度為60 dB 的隔離器，以避免后向散射光對種子源產(chǎn)生影響。經(jīng)過隔離器先后有一半波片（Half Wave Plate，HWP）和λ/4波片（Quarter Wave Plate，QWP）用來調節(jié)進入從動腔的種子光的偏振態(tài)，以調節(jié)干涉波形的強度與對比度。

圖2 激光器結構示意圖Fig.2 Structural schematic of laser device

圖3 種子光輸出光譜Fig.3 spectrum of seed

從動諧振腔采用直腔結構，輸入耦合鏡（M1）為1 116 nm 透過率3%的平鏡，輸出耦合鏡（M2）為1 116 nm透過率49%的平鏡，均對于1 064 nm 作了增透處理，透過率曲線如圖4、5所示。腔長L=54 cm，腔長控制裝置由兩個壓電陶瓷和電控模塊構成。諧振腔的腔鏡固定在壓電陶瓷（Piezoelectric Transducer，PZT）上，可以產(chǎn)生微米量級的腔長變化。起偏器P（Polarizer）將種子光的豎直分量反射出腔外，水平分量先后經(jīng)過M2與M1的反射后再次到達起偏器P，在此過程中變?yōu)樨Q直分量而同樣被完全反射出腔外。腔外的光電二極管（Photodiode，PD）探測這兩部分反射光的干涉強度。增益介質采用φ4 mm×100 mm 的Nd∶YAG 晶體，摻雜濃度（原子數(shù)分數(shù)）為1.0%，采用LD 陣列側面泵浦方式，共計采用25 個單根最大電流100 A、最大峰值功率100 W 的Bar 條，LD 泵浦寬度為200 μs。晶體兩端鍍有1 116 nm & 808 nm 增透膜。利用水冷控溫至24 ℃，經(jīng)過實驗測試，Nd∶YAG 晶體棒在此溫度下對808 nm 抽運光有較高的吸收率。晶體前后各放置一個1/4 波片（QWP3與QWP4），波片快軸方向與水平方向成45°，以形成扭轉模腔結構，消除空間燒孔［19］。起偏器P、電光晶體RTP 與M1后的1/4 波片，三者組成Q 開關。

圖4 輸入耦合鏡M1的透過率曲線Fig.4 The transmission curve of the output coupler M1

3 實驗結果及分析

3.1 種子注入的實現(xiàn)

實驗中調節(jié)HWP 和QWP1，將種子光的調節(jié)為橢圓偏振光，在PZT1上施加梯形掃描電壓用以掃描腔長。由于壓電陶瓷存在著遲滯效應，控制電壓從掃描到保持時的拐角所包含的高頻成分會引起壓電陶瓷的振蕩，使得電壓上升及下降過程中的位移偏離線性變化，引起了頻率抖動。因此實驗使用改進后的ramp-fire方案，增加一個用于反饋控制的PZT2，在PZT2上施加直流偏置電壓用來補償壓電陶瓷遲滯導致的非線性位移［20］，確保各周期調Q 觸發(fā)位置的一致性。

圖6 為實現(xiàn)種子注入的諧振探測信號示意圖，觸發(fā)信號頻率設置為60 Hz。具體過程為：在LD 開始抽運130 μs 后，對PZT1施加梯形掃描電壓，掃描電壓上限設置為100 V，周期設置為100 μs。腔長掃描開始后，控制電路即對PD 探測到的干涉信號進行微分和檢測，干涉信號周期τT約為20 μs。在PZT1的振動下，腔模匹配度發(fā)生動態(tài)變化，使兩部分反射光的相位差發(fā)生改變，從而使干涉圖樣的強度隨著腔長改變而變化。當干涉強度最大時，對應著從動腔縱模頻率與1 116 nm 種子光匹配最佳的時刻。實驗中，為了避免壓電陶瓷的啟動振蕩對第一個干涉周期產(chǎn)生干擾，將干涉波形第二個周期的波峰處設置為觸發(fā)調Q 信號的時間節(jié)點，即掃描開始20 μs 后開始出現(xiàn)的干涉峰值才能觸發(fā)Q 開關。檢測到極大值時，輸出晶體管-晶體管邏輯電路（Transistor-Transistor Logic，TTL）信號，該信號分別傳至補償電路與調Q 電路。補償電路在PZT2上施加直流偏置電壓，以補償腔長漂移，實驗中發(fā)現(xiàn)直流偏置電壓調節(jié)為+10 V 時，補償效果最佳；調Q 電路使Q 開關打開，此時腔長與種子光頻率匹配最佳，1 116 nm 振蕩將率先建立，并通過增益飽和限制其他波長的起振，輸出1 116 nm 單頻脈沖。

圖6 諧振探測信號示意圖Fig.6 Schematic of ramp-fire signal

在60 Hz 的重復頻率下進行實驗研究，圖7 為單脈沖能量隨LD 泵浦電流的關系，輸出能量隨泵浦電流增大而增加。過大的泵浦電流會導致熱透鏡效應顯著，為了防止器件在長時間測試中損壞，實驗將泵浦電流選取為78 A，24 小時能量穩(wěn)定性測試結果如圖8所示，輸出1 116 nm 脈沖能量的平均值6.48 mJ，能量抖動的標準差為0.25 mJ。

圖7 輸出能量與泵浦電流關系Fig.7 Output energy versus pump current

圖8 能量穩(wěn)定性測試Fig.8 Energy stability diagram

使用5 GHz 帶寬的銦鎵砷（InGaAs）探測器和帶寬為16 GHz 的WaveMaster 816Zi-A 示波器觀察輸出脈沖波形。如圖9所示，種子注入前，輸出多縱模脈沖，波形存在調制尖峰；種子注入成功后，脈沖建立時間提前，輸出單縱模脈沖，波形光滑，脈寬為75.7 ns。將輸出光衰減后，利用HighFinesse 公司的WS-7 波長計對輸出波長測量，經(jīng)過35 min 的測量，輸出波長長時間穩(wěn)定于1 116.297 9 nm 附近，結果如圖10所示。激光器輸出1 116 nm 激光的能量與波長均有較好的穩(wěn)定性。

圖9 激光器脈沖波形Fig.9 Pulse profile of laser

圖10 輸出激光波長Fig.10 Wavelength of output laser

3.2 頻率穩(wěn)定性測定

共振熒光激光雷達不僅要求激光發(fā)射源輸出單縱模脈沖激光，還對激光發(fā)射源的中心頻率穩(wěn)定性提出要求。在風速測量過程中，需要利用共振熒光譜線在中心頻率和兩翼頻率上的有效散射截面比值，計算得到風速的響應函數(shù)。因此，雷達發(fā)射光源的中心頻率抖動，會在對有效截面的探測過程中引入系統(tǒng)誤差。研究分析表明，1 MHz 的中心頻率抖動，會導致0.32 m/s 的徑向風速誤差［13］。

實驗中需要觀測MHz 以內的中心頻率抖動，干涉儀與波長計的精度難以滿足測量要求，而實驗采用的種子激光器本身具有極窄的線寬與良好的頻率穩(wěn)定性，可以作為頻率參考對象。因此實驗采用了外差拍頻的方式，將種子源分束，其中CH1作為頻率參考，移頻后與諧振腔輸出的1 116 nm 脈沖激光混頻以測定拍頻信號，拍頻光路如圖11所示。種子光的分束CH2注入從動腔，建立單縱模調Q 脈沖。通過聲光移頻器（Acoustic Optical Modulator，AOM）將種子光分束CH1相對于CH2引入1.17 GHz 的頻移，以縮小拍信號周期，便于拍信號的采集?；祛l信號通過5 GHz 帶寬的銦鎵砷（InGaAs）探測器轉換為電信號，由WaveMaster 816 Zi-A 示波器進行采集，采集到穩(wěn)定的拍頻信號，如圖12所示。利用示波器的快速傅里葉變換功能，得到拍頻信號的頻譜信息。對頻譜數(shù)據(jù)進行擬合，如圖13所示，輸出線寬為33.2 MHz。

圖11 拍頻測量裝置示意圖Fig.11 Structural schematic of beat frequency measurement device

圖12 拍頻信號Fig.12 Beat frequency signal diagram

圖13 外差拍頻信號的頻譜Fig.13 Spectrum of heterodyne beat signal

在測量過程中，記錄頻譜中心頻率對應的坐標，就可以得到中心頻率的抖動情況。圖14 為120 min 的中心頻率穩(wěn)定性測量結果，拍頻率的平均值為1.156 GHz，與移頻量1.17 GHz 相近；頻率穩(wěn)定性（RMS）為818.3 kHz。

圖14 頻率穩(wěn)定性測量結果Fig.14 Frequency stability measurement

結果表明，實驗搭建的1 116 nm 單縱模脈沖激光器能夠在較長時間內保持均方根在1 MHz 以內的頻率穩(wěn)定性。說明通過應用帶直流偏置電壓反饋的掃描-觸發(fā)腔長控制方案，能夠有效控制從動腔與種子光的頻率失配量，實現(xiàn)1 116 nm 單頻種子光的注入。同時，實驗中發(fā)現(xiàn)，冷卻水壓的變化、平臺振動和工作溫度變化，可能會對諧振腔等效腔長產(chǎn)生擾動，均對種子注入效果有明顯的影響。818.3 kHz 的中心頻率抖動主要由PD 對干涉信號的探測誤差、泵浦強度及冷卻強度的不均勻等原因導致，通過優(yōu)化散熱結構、精確控制激光器溫濕度環(huán)境，可進一步優(yōu)化頻率穩(wěn)定性。

4 結論

本文設計了種子注入的LD 側面泵浦Nd∶YAG 單頻1 116 nm 脈沖激光器，在重復頻率為60 Hz、LD 工作電流為78 A 的條件下，輸出1 116 nm 激光單脈沖能量為6.48 mJ，能量抖動標準差為0.25 mJ，脈沖寬度為75.7 ns。利用外差拍頻方式測試頻率特性，測量得到線寬為33.2 MHz，120 min 的中心頻率穩(wěn)定性（RMS）為818.3 kHz。該激光器實現(xiàn)了全固態(tài)結構，具有良好的工作穩(wěn)定性，頻率穩(wěn)定性指標符合共振熒光測風雷達要求，經(jīng)多級能量放大和372 nm 非線性頻率變換后，可以作為鐵共振熒光測風雷達的激光光源。