Q スイッチ位相同期マルチコアフォトニック結晶ファイバーレーザー
先進理工学専攻
1． 序論

白川晃

研究室

山田英典

コアモード間のエバネッセント結合により位相同ファイバーレーザーは、高ビーム品質･高冷却期が維持できCBCに適している(Fig.1)。

性･高効率と様々な利点がある。これにより、高出マルチコアファイバーは、コア同士を隣接させ力化が実現されており様々な分野で利用されていることでエバネッセント結合が起こり、複数の固る。しかし、一本のファイバーレーザーの高出力・有モード(スーパーモード)が存在するため、位相同高エネルギー化には、誘導ラマン散乱・誘導ブリ期出力を得ることができる。最低次モード

ルアン散乱といった非線形現象、ファイバーの破(in-phaseモード)は、複数あるモードの中で遠視野壊自己収束効果等の様々な問題がある。この中に１つの強いピークを持つCBCを達成するモードの、非線形現象ファイバーの破壊については、コである。そこで本研究ではTalbot共振器を用いたエアを大モード面積にすることでその閾値を高め抑

ンドシール法と可飽和吸収体を用いたモード選択制をすることができるが、自己収束効果は大モー法を用いることで、すべてのコア間の位相差が0ド化では抑制できない。これらすべての限界の閾であるin-phaseモードを選択励振させることを目値を高めるには、一本でなく複数のレーザーをコ的とした。

ヒーレントに重ねるコヒーレントビーム結合

Talbot 共振器とは回折および干渉により、形成される自己イメージで位相同期をかける共振器の(CBC)が有効である。
本論文では、Yb添加マルチコアフォトニック結ことで、モードに損失を与える事によって in-phase晶ファイバー(MC-PCF)でのCBCについて報告すを選択する事ができる。

る。MC-PCFは、単一のファイバーに周期的空孔構

従来の方法として自由空間でモード選択を行って造によって、コアとクラッドを持ち、複数のコアいたが、本研究では、空孔をつぶしたエンドシーを有する、アレイを構築したファイバーである。

ル領域で行う事によって、共振器を一体化させる。

本研究では、第一クラッド径180 μm、空孔サイズ

これにより、回折損失を失くし、環境変化に強く6.59 μm、空孔間隔13.5 μm、空孔の充填率0.488のする。

フォトニック結晶構造（準シングルモード条件）を持ち、Yb添加コアを27 μmの間隔で等間隔に6個配列したMC-PCFを用いレーザー発振を行った。
MC-PCFはパワー限界、エネルギー限界がコア数、コア径でスケーリングでき、高出力、高エネルギー化が可能なファイバーである。また、外乱に対Fig.1 MC-PCF の断面写真し各コアへの相対変化が少ないため堅牢であり、

1

2． 原理2.１スーパーモード
N 個のコアを有する MCF の全電界 E(x,y,z)は、m 番目のコアのモード振幅 Am(x,y)、伝搬定数βmとすると以下のように書ける。

dE iEdz(5)

C~  iI~ E  0(6)をとき、固有値、固有ベクトルを解くことでスーパーモードを計算した。以上(1)～(6)よりコア数、

 E1 ( z )   A1 exp( i1 z )   E2 ( z )   A2 exp( i 2 z ) E( z)     
 E ( z )   A exp( i z ) N N   N

ビーム半径、各コアの電界分布を定義することでスーパーモードを算出できる。但し、本研究で用(1)いた MC-PCF はフォトニック結晶構造を持つため、市販ソフトの FIMMWAVE を使用し、有限要素法によりスーパーモードの電界分布を計算したコア同士が非常に隣接する場合、隣接コア間でエ(Fig.2)。位置 z におけるスーパーモードの電解分布

バネッセント結合が起こる。m 番目のコアに隣接は以下のように書けるので、遠視野におけるビーするコアを p とすると、コア間の結合の強さを示ム広がりが求められる。

す結合定数

 mp 
k2(n 2  n 2p ) Am* Ap dm   pはmp、x (2)dyと表す事ができる。k:空気中での波数 n:屈折率分
布 np:コア p のみの屈折率分布：コア p のみの屈折率分布である。
各コアモードが隣接導波路のみと結合すると仮定
すると、結合モード方程式により伝搬モードは次式のように表せる。

Fig.2 近視野におけるスーパーモードの電界分布

dEm i m Am e i m z  i  mn An e i n zdzn
r 2  i ( r , z )eE  (r , z )   Em exp  2 m
 w( z ) (3)コア径、コア間隔が等しいと仮定すると、

m   mn   (r , z )  z  arctan

結合モード方程式をベクトル表記するとzkr 2
z R 2 R( z )

(7)

(8)

w02zR dE ~ CEdz(9)  i~   i
C 

0

 i
 i


0

0
 
  i  z w( z )  w0 1    zR (4)2(10)

導波するスーパーモードは伝搬方向に伝搬する以  z 2 R( z )  z 1      z R  

外は z に依存しないので、zR はレイリー長、w(z)は位置 z におけるビーム半径、

02(11)

R(z)は波面の曲率半径である。遠視野像測定した

周期的に配列されたレーザーアレイは伝搬に伴い、z=40 mm の地点での強度分布を計算した。

回折、干渉によりある距離ごとに自己イメージングが形成される。このような現象を Talbot 効果といい、その周期を示す Talbot 距離 ZT は、アレイ間隔 d、伝搬空間中の屈折率 n とすると以下のように書ける。

ZT 

2nd 2(13)Talbot 共振器は、ミラー等で共振器長を Talbot 距
離の 1/2 あるいは 1/4 の整数倍に選択することで、最低次モード、あるいは最高次モードを選択的にFig.3 遠視野におけるスーパーモードの強度分布位相同期させることができる外部共振器である。

この遠視野のから、in-phase モードのみが高輝度の今回は in-phase モード以外のモードに損失差を与CBC を達成している。in-phase モードのビーム広える事によって in-phase モードを選択している。

がりを計算すると Fig.3 のようになった。遠視野に従来の方法として自由空間で行なっていたが、おける in-phase モードのビーム広がり角θを強度

本研究では、空孔をつぶしたエンドシール領域で2の 1/e の地点で比較すると、in-phase モードはθ行う事によって、共振器を一体化した。これによ=1.25 deg となった。

る利点は、回折損失を失くせる。モノリシックにしたため環境変化に強いということが挙げられる。
エンドシール内での Talbot 共振器長は自由空間Talbot 共振器とは異なるため、各スーパーモードの再結合効率を求めた。共振器長 z、ミラーで折り返して伝搬した時のモード j の振幅再結合効率jjとし下式より算出した

 E x, y,0E x, y,2 z dxdy  E x, y,0E x, y,0dxdy
jFig.4 遠視野におけるビームプロファイルコヒーj

jjj

レント時 ( in-phase モード)

(14)

j

MCF のビーム品質評価方法は、遠視野におけるビ自由空間 Talbot 共振器に比べ、シールファイバーーム広がりを評価するのが一般的である。よって、中ではすべてのモードが全反射条件を満たすため、ピーク値周辺である 1.5 度の範囲の中に全体の再結合効率は一様に増加した(Fig.5)。シール長に何％の出力があるかで評価をした。中心ローブ比よりスーパーモード間に損失差を与えることは可C は以下のように決めた。

能で、特にシール長 3000 μm～3500 μm の位置ではC 

central lobe power
Total power

in-phase モードが優先的に再結合することが分か(12)る(Fig.6)。Fig.6 の黒線が in-phase モードの再結合

CBC によってできる遠視野のなかで中心にパワー効率を示したもので、その他の線が高次モードでを持つのは in-phase モードのみなので、理想的なある。

in-phase モードが励振されていれば中心ローブ比は高くなる。
2.2Fig.5 エンドシール共振器側面の光伝搬

Talbot 共振器
3Recoupling coefficient: ii

10.80.60.40.2000.5

11.522.533.54Silica length: zs [mm]Fig.6 エンドシール長による再結合効率依存性
2.3 可飽和吸収体を用いたモード選択法

Fig.8 可飽和吸収体の透過率の強度依存性

可飽和吸収体とは、強度が低い光に対しては吸3. 実験収体として働き損失を与える。しかし、強度が高3.1 全ファイバーい光に対しては吸収体が飽和し損失がなくなる。

位相同期 MC-PCF レーザー（連続発振）

この性質を持っているので、可飽和吸収体は共振

波長 975 nm のファイバー結合レーザーダイ

器内の強いピーク強度の光のみを伝搬するようにオード(LD)を用いてファイバー長 3.7 m のなる。可飽和吸収体の緩和時間が、共振器内を光MC-PCF をクラッド励起した。励起側の端面を劈が往復する時間に比べ長い場合は受動的な Q 値の開し、反対側にエンドシール共振器を構築し、フ変調器として働く。MC-PCF は各スーパーモードァイバー端面のフレネル反射によってレーザーの遠視野の強度分布が異なっているために、可飽発振を行った。エンドシール側の出力とビームプ和吸収体を用いることで各モードの透過率が変化ロファイルの測定を行った。in-phase モードを自する(Fig.7)。可飽和吸収体をパルスが通過したあ己イメージング条件で再結合できるシール長との透過率を、初期透過率 30%で計算した(Fig.8)。

3.1mm 付近まで研磨し、共振器長を最適化した

横軸の値は可飽和吸収体の飽和強度に対して、(Fig.9)。

in-phase モードの最大ピークの強度となっている。
このように in-phase モードと高次モードでの透過率に差があることがわかる。よってより透過率の高い in-phase モードが励振されやすくなる。
Fig.9 エンドシール法の実験配置図
CCD によって端面から 20 cm 離れたところでビームプロファイルを取った所 Fig.10 の様にピークが一つで中心ローブ比の高いビームプロファイルが取れた。上から、励起パワーが 5.76 W、10.9 W、15.6 W となっている。どこの励起パワーにおいても中心ローブ比が高く維持しており、in-phase モードを優勢に選択できているといえる。
Fig.7 可飽和吸収体を透過後の強度変化

スロープ効率 79.8 %、最大出力 10.1 W の高効率(a) ファイバー出射後の強度分布を得る事ができた。

(b) 可飽和吸収体透過後の強度分布4Endseal (MC-PCF)
1210200

10400

central-lobe ratio

Forward [W]
Backward [W]Output power [W]

600
800
10000.81200
1400
1600
1800
2000
00.660.4

central-lobe ratio

Forward [W]

80500

100015002000005001000

150020002004006008001000
1200140016001800420002004006000.228001000
120014001600
180000200002468101214500

1000

1500

2000

16Launched pumped power [W]Fig.10 連続発振の出力特性とビーム形状

Fig.12 パルス発振の出力特性とビーム形状

3.2 エンドシール法による能動
Q スイッチ位相同期 MC-PCF レーザー連続発振時に最適化したエンドシール共振器を使用した。パルス化にはポッケルスセルを使ってQ スイッチすることによって行なった。波長 975nm のファイバー結合 LD を用いてファイバー長3.7 m の MC-PCF をクラッド励起した。励起側にエンドシール共振器を構築し、エンドシール側のフレネル反射とダイクロイックミラーとの反射でFig.13 パルス発振の繰り返し周波数とパルスレーザー発振を行った。その際ファイバーの反対

さらなる高出力化を目指すために、ファイバー側の端面を劈開し、8 度に研磨する事で複合共振長を短くすることで共振器長を短くした。共振器器を組まないようにした。ポッケルスセルに電圧長を短くすることで、パルス幅が狭くなりピークをかけて偏向を回す時に共振器がくまれるよパワーをより高くした。ファイバー長を 2.0 m にうにした(Fig.11)。

して同様の実験を行った。in-phase モードを優勢に選択できているといえる。
スロープ効率 52%、繰り返し周波数 25 kHz、パルス幅約 70 ns、尖頭出力 7.4 kW でパルスエネル
ギー227 J のパルス動作を得た(Fig.14)。ここでスFig.11 エンドシール法 Q スイッチパルス発振

ロープ効率が下がったのは、ファイバー長を短くエンドシール側の出力とビームプロファイルのしたことによる利得が減ったためである。

測定を行った。CCD でビームプロファイルを取った所 Fig.12 の様にピークが一つで中心ローブ比の高いビームプロファイルが取れた。上から、励起パワーが 5.76 W、10.9 W、15.6 W となっている。
パルス発振時においても連続発振の時と同様に、in-phase モードを優勢に選択できているといえる。
スロープ効率 62%、繰り返し周波数 20 kHz、パルス幅約 100 ns、尖頭出力 5.5 kW でパルスエネル

Fig.14 出力特性 ( ファイバー長 2.0 m )ギー276 J のパルス動作を得た(Fig.12,13)。
53.3 可飽和吸収体モード選択法を用いた受動Q スイッチ位相同期 MC-PCF レーザー可飽和吸収体を用いることでモード選択受動的 Q スイッチパルスレーザーを構築した。Fig.15はその実験図であり、ファイバーの励起側端面にHR ミラーを近接接合し、OC と共振器を組むようにした。f=11 mm のレンズを用いてファイバーの光をコリメートした。その遠視野像を f=18.4 mmのレンズを用いて像転送することにより遠視野像

Fig.16 可飽和吸収体モード選択法の出力特性とを OC に集光するようにしている。2 枚のレンズはビーム形状

ファイバーから出た後の遠視野を OC に集光するようにしている。
OC の手前側に Cr:YAG を配置し、ここで Q スイッチとモード選択を行う。その際Cr:YAG の飽和フルーエンスを超えることができるように遠視野を約 1/7 に縮小して像転送を行っている。反対側を 8 度に研磨し複合共振器を組まないようにした。励起光源として 975nm のファイバー結合 LD を用い、レーザーの出力光のパルス

Fig.17 可飽和吸収体モード選択法のパルス波形波形と、CCD で遠視野像を測定した。

4. 結論
本研究では、モード選択法として二つの手法を試みた。エンドシール法では、スロープ効率 52%、
繰り返し周波数 25 kHz、パルス幅約 70 ns、尖頭出力 7.4 kW でパルスエネルギー227 J のパルス動作を得た。可飽和吸収体モード選択法では、スロー

Fig.15 可飽和吸収体モード選択法の実験配置図

プ効率 6.4%、繰り返し周波数 5.9 kHz、パルス幅

結果として、繰り返し周波数 5.9 kHz で、パルス約 400 ns、尖頭出力 9.02 W でパルスエネルギーエネルギーが 12.9J のパルス幅約 400 ns、尖頭出12.9J のパルス動作を得た。我々は、高出力・高力 9.02 W、スロープ効率 6.4%のパルス発振を得た。

エネルギー化のために CBC を行っているので、高また、遠視野で中心に１つの強いピークを持つ、出力時に in-phase モードが選択励振していること

in-phase モードが選択励振されていることを確認が重要である。よって、可飽和吸収体モード選択した（Fig.16）。励起パワーを 5.33 W 以上にすると法よりも、エンドシール法の方がモード選択法にビームプロファイルのピークを複数持つようにな適している。

った。スーパーモードの高次モードのパワーが飽

5. 展望

和パワーを超えたために複数のモード励振したた

今後の課題としては、エンドシール法を用いためである。励起パワーが 7.36 W を超えると熱レン

能動的 Q スイッチ MC-PCF レーザーのパルス発振ズの影響により共振器の状態が悪くなり、出力の時における共振器の最適化、また高尖頭出力化。7効率が悪くなった。しかし、共振器の状態が悪く

コア MC-PCF で同様の実験を行い、今回のファイなったことにより一番利得の高い in-phase モードバーとの比較をする事で、出力スケーリングをしが再度選択励振されるようになった(Fig.17)。ていく。
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