JP2008515204A - 極低温冷却固体レーザー - Google Patents

Abstract

冷却チャネルが放熱板内に組み込まれることが可能である、極低温冷却固体レーザーの構成と方法が提供される。この放熱板はレーザー媒質を伝導的に冷却するために用いられる。効率的かつ容易な極低温冷却技術に適合する利得媒質の形状が提示され、この極低温冷却技術には実用的な励起チャンバのデザインが用いられている。加えて、極低温冷却技術は、励起光が極低温層を横断する必要性を排除するとともに、スムースな温度サイクルを可能とする。アクティブな材質構成は高出力の励起に一般的に用いられることができ、この構成にはスラブ、薄型ディスク、アクティブミラー、及びロッドを含んでいる。また、このアクティブな材質構成は、本発明の極低温冷却手法に適合することが示されている。好適な冷却構成に基づくモデリング結果は、パフォーマンスの面で改善され、Nd及びYbドープされたレーザーを含めて、通常の固体レーザーのパフォーマンスを示している。
【選択図】 なし

Description

本発明は概してレーザー・システムに関する。特に極低温冷却固体レーザー及び高平均出力のレーザーを実用化する技術に関する。

固体レーザーは、ダイオード励起、フラッシュランプ励起、もしくは他のレーザー光源による励起が一般的に可能である。励起技術の如何にかかわらず、ほぼ全ての高平均出力の固体レーザーは、光学的励起過程で生じる熱変形の影響を受けやすい。T. Y. Fanによる出版物（Heat Generation in Nd:YAG and Yb:YAG, IEEE J. Quantum Electron. 29, 1457-1459, 1993 参照）とD. C. Brownによる出版物（IEEE J. Quantum. Electron. 34, 560-572, 1998）で示されているが、標準的な光学的励起レーザー材質の熱を生み出す発生源としては、下記のものが例示される。特に、その発生源は、非放射性の「デッドサイツ（dead sites）」、励起準位と準安定性（高）レーザー準位間における非単一的な量子効率、準安定準位から基底状態への非放射性マルチフォノンの崩壊、アップコンバージョン、励起状態吸収、ターミナルレーザー準位から基底状態への非放射性マルチフォノンの崩壊、そして自然放出過程などがあげられる。それぞれの効果による熱寄与の詳細は、材質によって異なるが、得られたレーザー材質の内部熱が、温度勾配を形成する。その温度勾配が形成されると、レーザー材質の屈折率が変化し、高平均出力レーザーを動作させる多くの場合において、レーザー光には著しい位相歪みが生じる。それに加えて、温度勾配が大きい場合、著しい応力と引っ張りが弾性を備えたレーザー材質内に生じる。その結果、著しい応力と引っ張りによって、引っ張り誘起の歪みがレーザー光の横行する表面に生じる。従って、出力ビームの質はさらに低下する。最終的に、重要表面は十分高度な応力レベルにさらされると、レーザー材質の誘起による破裂（破砕）が生じる。このような材質破砕は、磨き面あるいは研磨面から生じるのは知られているが、この磨き面あるいは研磨面が擦り傷、間隙、欠陥を有し、材質の強度が本来備わっている値よりもはるかに下回る部分であると、このような材質破砕が、固体レーザーのパワースケーリングの上限を示す。

長年にわたり、多くの方法が提示され、固体レーザーの熱による影響は改善されてきた。ある手法では、利得媒質の形状を、例えば、長方形のスラブに変更し、光学ビームがジグザグ方向に行ったり来たりするようにした。その結果、レーザー媒質における温度勾配が補正され、少なくとも一桁にまで熱誘起フォーカシングが排除された。例えば、米国特許第5,900,967号、第6,134,258号、そして6,268,956号での種々のジグザグ型スラブレーザー構成は、表面、側面、そして横断面でそれぞれ励起されていることを示す。本従来技術においては、スラブレーザーに代替可能な構成として、ジグザグ型の手法は利用せず、代わりに、ビームの直線状伝播経路を用いる手法を選んでいる。なお、この手法は、厚みが薄く、左右面を通じて熱が効果的に拡散されることを特徴とする。特に、将来性のある薄いスラブ形状のレーザーが最近の米国特許出願第2003/0138021号（出願人：Hodfson et al.）で述べられている。この実施形態では、結晶構造をなすレーザー材質のスラブ、例えば、Nd、あるいはYbドープされたYAGは、２つのCuもしくはサファイアのヒートシンク（放熱板）の間に挟まれている。なお、このヒートシンクは、ヒートシンクを貫通する冷却チャネルを備えている。そしてこの冷却チャネルは、スラブ長に対して平行に配されている。この場合、スラブは端部を経て光学的に励起される。そして、このスラブは、熱除去、励起、そして抽出（ある軸からそれぞれの軸へ）といった機能を完全に分離することが可能とする。この薄いスラブ形状は、温度プロフィールと、スラブの幅方向及び厚さ方向への位相歪みを均一に維持するのに非常に効果的であると考えられている。薄いスラブ形状の主な欠点は不均一な出力ビームプロフィールである。この出力ビームプロフィールは、修正に付加的な光学的部品を要するとともに、放熱制限のために出力制限が必要となる。

類似する温度勾配を補正する方法としては、アクティブミラー型増幅器を用いる形態、さらにはロッド型増幅器を用いる形態が利用されている。例えば、この方法は、Brownによる米国特許第6,115,400号で述べられている。別形状は、ビーム伝搬が温度勾配の方向に生じることを特徴とする形状を含む。これは、表面励起及び表面冷却レーザーの構成の原理であり、さまざまなレーザーに対して、この原理は、使用されてきた。そのさまざまなレーザーには、ダイオード励起されたＮｄ：ＹＶＯ_４レーザーもあげられる。（例として、D.C. BrownによるAppl. Opt., 36, 8611, 1997参照）そして、この原理はここ最近では、「thin-disk」（薄型ディスク） 増幅器というパワースケーリングを図るのにもうまく応用された。このことは、例えば、米国特許第5,53,088号, 第6,438,152号, そして第6,577,66号などに述べられている。薄型ディスク (アクティブミラーのような)の構造はスラブ形状とは対照的に側面あるいは表面から励起され、ビーム伝播、そして熱除去の方向が同軸である。

最も容易な事例だが、ロッド型増幅器の熱による波面歪みは元来球状である。これは、半径方向の温度プロフィールの二次依存性によるものである。多くの従来技術の形態において、この特徴があるために、単レンズを用いることで、前述の歪みを打ち消そうとした。同様に、残余歪みを修正するために、円筒型レンズがスラブレーザーにおいて用いられた。加えて、ロッド型あるいはスラブ型増幅器における端部表面の引っ張り誘起による歪みの大部分は、非ドープの端部キャップをボンディングすることで削減される。その端部キャップの各端部上を抽出ビームが通過する。この残余歪みの修正は、Meissner and Ｍcmahonによる米国特許第5,563,899号とMeissner et alによる米国特許第5,936,984号で述べられている。実験に基づいて見出されたことだが、上述の比較的容易な補正方法で、熱変形を補正しようと試みることが、平均出力が増加するにつれて実現が困難となった。単純な光学的手法で完全に歪みを補正することが困難な理由は、誘発熱レンズが非常に厚いもしくは分散性をもっていて、一つの外部レンズを用いた補正が不可能であるという事実と、温度による周知のレーザー材質特性の変化があるためで、この変化は非常に大きくなることがある。別の波形補正技術には、補償光学的ミラーと位相共役が用いられる。しかしながら、そのような技術は固体の増幅器における熱誘起の収差を削減するためにうまく用いられたが、主に効果が発揮されたのは、収差が残存している場合もしくは比較的緩やかな場合である。さらに、大抵の光学的手法による解決策として、実施に相当なコストがかかるが、複雑なデザインが従来用いられた。また、補正すべき収差の大きさに比例してこのコストは増大する。高出力レーザーの従来技術における他の実施形態では、熱の発生源を最小化する、もしくは完全に除去することに焦点が当てられている。この最小化及び除去は、例えば、Yb：YAGのような量子欠損を伴う活性イオンを選択することでなされる。また、Yb：YAGの熱比率は計測の結果、約１１％未満になった。あいにく、Ybイオンは室温下で準三準位系であり、このYbイオンは閾値を越えるには、より明るいダイオードを要する。結果、高出力時に非常に複雑な励起要件が必要となる。

さらに、別の手法による固体レーザー材質の熱収差を減少させ、ほとんど削減させる試みは、レーザーを動作させることである。この動作は、材質特性がより好適である場合の温度条件にて実施されている。その試みの潜在的利点は、例えば、本発明者の一連の研究論文に述べられているとともに、（D.C. Brown in IEEE, J. Quantum Electron., 33, 861, 1997, 及び同書34, P2283と2293を参照）米国特許第6,195,372号に記載されている。特に、米国特許第6,195,372号に記載されている方法は、YAG（イットリウムアルミニウムガーネット）材質を室温（２９７°Ｋ）から７７°Ｋ近くまで冷却させる方法であり、それによって、ＹＡＧ材質の熱伝導率を大いに増加させ、熱膨張係数を大いに減少させるとともに、屈折率を温度に伴って変化させた（dn/dT）。温度に伴って熱伝導率が変化することは、図１に示されているが、上記従来技術が記載されたBrownの文献に記載がある。この図では、７７°Ｋにおける熱伝導率は、室温での熱伝導率の約７倍増加することが示されている。その後、YAGは、液体He付近まで温度を下げると、YAGの熱伝導率が１桁程度増加する。
本出願においては、（液体窒素あるいはLN_２）と対応する、７７°Ｋ程度に焦点をあてている。なぜなら、廉価であるLN_２がすぐに手に入るということと、前記温度領域に達するクローズドサイクル冷却器が既に市販されているという事実があるためである。

この文献は、熱膨張係数とｄｎ／ｄＴの温度依存性を示すデータを提供している。このデータも、低温での動作の利点を示している。例えば、図２及び図３は、熱膨張係数とｄｎ／ｄＴの最近の計測結果を温度の関数としてそれぞれ示している（データはAppl. Opt. 3282, 1999よりとられた）。図２は７７Ｋにおける熱膨張係数の大きさが、室温での値と比べて約４倍低いことを示している。一方で、図３は、室温と比べて７７°Ｋにおいて、ｄｎ／ｄＴが１２倍低いことを示している。温度の関数としてのこれらのパラメータの値の大きな変化は、Ｎｄ：ＹＡＧを７７°Ｋまで冷却することにより、同じ熱負荷での熱勾配が大幅に小さくなるというBrownによる主張の理論的根拠となるものである。実際、例えばロッド又はスラブのいずれかにおける熱勾配は、熱伝導率と反比例するから、室温の場合と比して７７Ｋにおいて熱勾配はほぼ７倍低くなる。更に、熱膨張係数が小さいと、室温と比べて７７°Ｋにおける熱的に引き起こされる応力のレベルは大幅に低くなる。このように、熱勾配及び熱的に引き起こされる応力が低減されていることと、熱により引き起こされる屈折率の変化が大幅に小さいことにより、非常に高い励起出力レベルにおいても、温度が極低温レベル付近まで低下されるにつれて、熱的に引き起こされる歪みが大幅に低減される。熱的歪みなしに、かつ非常に低い応力レベルでレーザーを動作させることが可能であるということは、室温からの冷却のみにより、レーザーのビーム質を大きく向上可能であること、或いは、加熱により引き起こされる破砕の危険なく、極低温において、大幅に高い励起及び平均出力が得られることを意味する。さらに、平らな光学表面の引張り誘起による歪みが、極低温において消滅することが知られている。このことは、低温における動作の更なる利点である。

ＹＡＧの熱機械的特性に加えて、Ｙｂ：ＹＡＧのような材料の光学的特性とレーザー発振特性も、低温においてより好ましいものとなる。Ｙｂ：ＹＡＧレーザー発振は、²F_5/2マニホルドの準安定Ａ１レベルと、²F_7/2マニホルドの準安定Ｚ３レベルの間で起こる。室温において基底状態吸収（約４．２％）を有する準三準位系材料であるＹｂ：ＹＡＧは、７７°Ｋ付近の温度において、基底状態吸収が約１０^−５％まで減少した真の四準位系となる。これは、基底状態のボルツマン分布が効果的に消滅するからである。このことは、レーザー閾値が大幅に低下され、全体的なレーザー効率が向上することを意味する。室温において、Ｙｂ：ＹＡＧが高出力密度（典型的には数ｋＷ／ｃｍ^３）で励起されなければ、このレーザー材料における透明性が得られない。このような高出力密度での動作は、レーザー効率の低下につながることがある。本発明者は最近、１０２９ｎｍ（レーザ波長）において誘導放出断面積が約２倍に増加することを、Ｙｂ：ＹＡＧを用いた実験で示した。このことはより効率的なエネルギー抽出を可能とする。Ｙｂ：ＹＡＧが９４１ｎｍ付近で示す広い吸収帯は、７７°Ｋにおいても広いままに維持されるから、比較的広い（３から５ｎｍ）帯域幅と比較的安価なダイオードアレイを、光学的励起に用いることができる。特に、低温で９４１ｎｍにおける吸収断面もまたいくらか増加するという観察結果とあわせると、この結果としてより適切な励起吸収効率が得られる。しかしながらＹｂ：ＹＡＧでは、市販の低密度又は低輝度ダイオードアレイをこの材料の励起に使用可能であることが、極低温冷却において重要になる。これは、ダイオードアレイと増幅励起用チャンバのコストと複雑さの大幅な低減につながる。これによりレーザー出力が、１００ｋＷから１ＭＷの出力範囲内となる可能性が大幅に高まる。例えば、９４１ｎｍで励起されたＹｂ：ＹＡＧの場合、一般的に入手可能な４５％の効率のダイオードアレイを用いると、ウォール・プラグ効率（wall plug efficiency）（ダイオードアレイへの電気的な入力により分割されたレーザー出力）が約３０％程度の大きさとなる。この結果、ダイオードアレイと、レーザーを動作させるのに必要な電力供給源及び冷却体の数を大幅に低減することができる。より高いアレイ効率を達成するためにダイオードアレイ技術が絶えず向上する中で、選択された一組のダイオードアレイは５０乃至５５％の効率を実現しており、高出力Ｙｂ：ＹＡＧレーザー・システムに関する可能性として、３３乃至３７％の範囲への近い将来における更なる向上が見込まれている。

極低温冷却を用いて得られる性能の向上が、その他のレーザー材料へ適用されることも期待されている。科学的且つ商業的に重要なＴｉ：Ａｌ_２Ｏ_３（チタンサファイア）レーザーについて、室温から７７°Ｋまで低温化したとき、例えば熱伝導率が約０．３５から１１．０Ｗ／（ｃｍ−°Ｋ）まで増加し、熱膨張率が２倍小さくなることが知られている。この結果、ビーム質を維持しつつ、既存のレーザー励起チタンサファイア・システムの出力尺度を、約１桁程度向上することができる。一般的なＮｄ：ＹＡＧについて、極低温冷却はまた、出力の大きな潜在的増加を生み出す。利得物質（gain material）に用いられる形状に関わらず、極低温におけるこの出力は、室温において示されるレベルの２０倍以上大きい。７７°Ｋにおける動作によりＮｄ：ＹＡＧ材料量子効率が増加する（例えば、P.D. Devor et al IEEE J. Quantum Electron. 25, 1863, 1989を参照）と考えると、レーザー性能を更に高めることができる。

しかしながら、既存の技術が上記の長所や利点の多くを既に有している一方で、多くのより実用的な形態の冷却構造と、極低温に冷却されたレーザーの複雑さを実施する技術は、いずれの先行技術においても開示されていない。特に、米国特許第６，１９５，３７２号に記載されるような、励起光を極低温流体（例えばＬＮ_２）からなる光学的に透明な層を通過させることにより、増幅器を励起させる方法は、多くの欠点を有する。例えばこの欠点としては、循環する液体の乱流による不均一性、汚染問題、及び高温から低温の間の遷移が、破壊係数に起因する潜在的な問題を有することなどが挙げられる。

利得媒質の形状に依存することがなく、多くの異なる媒質及び形状に適用可能で、過度に複雑でない極低温冷却に適した構造を提供する必要がある。更に、高いビーム質を維持しながらキロワットレベル又はそれ以上の出力範囲の固体レーザーに適合する冷却構造を提供する必要がある。最後に、低温における高いレーザー効率は、粗悪な励起チャンバ構造と冷却ループの非効率性により相殺されることがあるから、冷却技術の効率の問題も解決されなければならない。

Heat Generation in Nd:YAG and Yb:YAG, IEEE. J Quantum Electron. 29 IEEE. J. Quantum. Electron. 34 Appl. Opt., 36 IEEE, J. Quantum Electron., 33 米国特許第５，９００，９６７号 米国特許第６，１３４，２５８号 米国特許第６，２６８，９５６号 米国特許出願第２００３／０１３８０２１号 米国特許第６，１１５，４００号 米国特許第５，５３，０８８号 米国特許第６，４３８，１５２号 米国特許第６，５７７，６６号 米国特許第５，５６３，８９９号 米国特許第５，９３６，９８４号 米国特許第６，１９５，３７２号

したがって、本発明の一つの目的は、効率が高く、実施が容易であるとともに、異なる種類のレーザーの形状及び増幅器システムの構造と適合するような、固体レーザーを極低温に冷却するための技術及び構造を提供することである。

レーザー媒質の光学的ポンピング（励起）が、励起光に極低温流体（典型的にはＬＮ_２）からなる光学的に透明な層を通過させることにより行われる先行技術とは異なり、本発明は、励起光に極低温層を通過させることなく、極低温が実現される技術を開示する。したがって本発明の重要な特徴は、冷却チャネルが、励起ダイオードアレイとレーザー媒質の冷却に用いられるヒートシンク内に組込まれるように、励起チャンバと励起形状が選択されることである。結果として、励起チャンバの構造が大幅に単純化され、商業的に実現可能となるのに十分な程度、費用効率の高い製品（package）が提供される。

本発明の更に別の目的として、室温から、これより大幅に低い極低温動作温度へ円滑な遷移を可能とする冷却手法が提供される。これは、冷却されるレーザー材料と隣接して配置されるヒートシンクを通して極低温流体を循環することにより実現される。このヒートシンクの材料として、極低温において優れた特性を有する材料を選択することにより、ヒートシンクの熱的抵抗に起因する僅かな温度上昇しか起こすことなく、温度の低下を実現することができる。

本発明の更に別の目的として、スラブ、薄型ディスク、及びロッドといった異なるレーザー形態の冷却に使用可能な極低温冷却手法が提供される。高出力に及ぶ範囲では、レーザー媒質を、側面励起、縁部励起、又は端部励起して、増幅器のチェーンからビームが抽出されることを可能にすることが好ましい。

本発明の特性と利点は、明細書の残り部分と図面を参照することで、さらに理解が明確になるであろう。
本特許出願を通じて、「極低温領域」との用語は、約１７０°Ｋ或いは約−１００℃以下の温度領域を意味する。この領域で利用できる極低温流体として、液体メタン、液体酸素、液体アルゴン、液体空気、液体窒素、液体ネオン及び液体Ｈｅを挙げることができる。これらの流体の標準沸点は、それぞれ、１１１．７、９０．１８、８７．２８、７８．９、７７．３５、２７．０９及び４．２２°Ｋである。以下に示す多くの実施形態では、ＬＮ_２が冷却流体として用いられる。しかしながら、必要に応じて、他の流体も利用可能であることは理解されるべきものである。

図４を参照する。図４において、一般的な極低温領域に冷却された固体レーザシステム（１）の主要要素が示されている。レーザ媒体（５）は、励起チャンバ（８）内に収容され、符号（２）で集合的に示されるダイオードアレイからの光（４）により励起される。これにより、出力ビーム（１０）が作り出される。冷却ループを示す矢印（２０）により示される如く、ダイオード冷却システム（１２）は、個別にダイオードアレイを冷却する。ダイオードアレイは、略常時、室温に保たれ、室温の水冷却システムを用いて冷却される。しかしながら、ダイオードアレイが室温以下まで冷却されてもよく、室温以下まで冷却すべきか否かは、寿命や、ダイオード励起レーザの技術分野で公知の手段を用いるのに要求される出力に応じて適宜定められる。図４において、例示的に、２つのダイオードアレイが示されるが、単一のダイオードシステムが用いられてもよいし、多数のダイオードアレイが、本発明に係る極低温冷却レーザとともに用いられてもよい。リザーバ（１９）に収容された極低温流体は、励起チャンバ（８）に、極低温冷却システム及びポンプ（１５）を介して運ばれる。逆循環矢印（５０）で示されるごとく、流体は、その後、極低温冷却・循環システムに戻される。

冷却システムは、閉鎖循環或いは開放循環として、操作してもよいことは理解されるべきである。閉鎖循環式の場合、凍結剤は、熱交換器及びコンプレッサの両方を用いて、再循環並びに再利用される。開放循環システムの場合には、凍結剤は、蓄積され、レーザを冷却することに対する必要性に応じて搬送されることとなる。液体凍結剤は、最終的には、冷却ガスに変換されることとなる。その後、冷却ガスは、大気中に放出される。ある場合においては、冷却ガスが、レーザの効率を更に増大させるために用いられた後、大気中に放出される。

図５は、熱伝導式冷却を採用する極低温固体レーザの好適な実施形態である。レーザ媒体は、薄型の円板状に形成されている。このデバイスは、２つの環状のリングを備える。リングのうち一方は、所定数のダイオード励起棒上に搭載され、Ｈ_２Ｏを用いて室温或いは室温近傍まで冷却される。第２の環状リングは、薄型の固体レーザーディスクを含み、このレーザーディスクは、高熱伝導ディスク（例えば、サファイア或いはダイアモンドからなる）と接触する。高熱伝導ディスクは、更に、ヒートシンクに接触する。ヒートシンクは、ＬＮ_２や他の任意の液体凍結剤の循環により冷却される。
薄型円板状のリングは、励起リング内に突出し、必要に応じて、ディスクの縁に沿って励起される。ダイオード棒からの光は、各ダイオード棒に対して１つずつ設けられる光ダクトを用いて、効率的に薄型ディスクの縁に伝達される。光ダクトは、例えば、溶融石英或いはサファイアから製造され、薄型ディスクの縁に所望の光分布を作り出すように形成される。励起波長での反射防止コートが各端部に施されることが好ましい。
薄型ディスクに消失性のコーティングが施されてもよい。このコーティングはディスクの上面又は下面（或いは両面）に塗布され、これにより、ダクトがヒートシンクに接触することが可能となる。ダイオード棒は、金属製のサブマウント上に据付けられるとともに、励起リング上に配設される。或いはリングに直接的に固定される。冷却水は、冷却チャネルの使用を通じて、ダイオードの熱を取り除く。或いは、冷却水は、各ダイオード棒の下方のマイクロチャネルを用いることにより、ダイオードの熱を除去する。励起ディスクはその中央に貫通穴を備え、この貫通穴は、抽出ビームが通過することを可能とする。

極低温に冷却されたリングもその中央に貫通穴を備える。当該リングの中央部分は、透明であって、径大且つ高熱伝導性のディスク（例えば、サファイア或いはダイアモンド）により覆われる。この高熱伝導性のディスクは、多数の方法のうち任意のものを用いて薄型ディスクに結合される。高熱伝導性のディスクを使用することにより、低い熱伝導性を有する薄型ディスク（レーザイオンを用いてドープされている）からの熱が、極低温に冷却されるとともに最小の半径方向の温度勾配を備えるヒートシンクに急速に伝達される。
Ｙｂ：ＹＡＧ或いはＮｄ：ＹＡＧのような通常のレーザ材料と比較して室温で既に大きい状態のサファイア及びダイアモンドのような材料の熱伝導率が、極低温の状態において更に大きくなることを観察することにより、この新たな増幅形状の特異な特徴が可能となる。なぜなら、熱伝導性のディスク内の半径方向の熱勾配は非常に小さく、低い熱伝導性を有する薄型ディスクは、直接的に接触されるので、薄型ディスクからの熱の除去は、必然的にビームの伝播方向となり、残留効果のみを有するものとなる。その一方で、熱伝導性のディスクの横方向の温度勾配は、無視されることとなる。
この増幅形状を用いることにより、非常に高い平均出力を得ることができる一方で、熱的に誘導される位相収差及び複屈折性が取り除かれることとなる。この構造を用いて、直線的伝播が、薄型ディスク形状を用いて得られ、単純な直線的共振構造を作り出すことが可能となることは強調すべき点である。
従来において、室温状態を薄型ディスクレーザに拡張しようとする試みは困難であった。なぜなら、従来の試みにおいては、不透明な金属材料に直接的に接触させる必要があり、また、ヒートシンクに面するディスクの面上の薄膜コーティングの使用は、熱除去の効率を低減させるためである。従来の薄型ディスク増幅器は、ヒートシンクに接触する後面からの増幅ビームの総反射に依存するものであったため、「くの字状に屈曲した」或いは軸外の共振器を使用せざるを得ない。このことは、現実の状況においては実装することがしばしば実用面で困難を生じせしめる。また、直線共振器は全く実用的でない

図５に示すレーザ増幅器は、真空状態を気密に保つエンクロージャ内に収容される必要がある。エンクロージャは、窓部を備え、窓部は、抽出ビームを内外に進入・進出させるために利用される。水分凝縮を除去する必要性から、この構造は重要である。しかしながら、真空は、冷却状態の薄型ディスクリングを室温の励起リングから熱的に効果的に孤立させる。その一方で、将来的には、ダイオード励起リングが、極低温状態で作動するようにしてもよく、これにより、ダイオードアレイは一層効率的なものとなる。

図５に示す極低温に冷却される薄型ディスク形状を用いて作り出されるレーザは、その出力を増大可能である。この出力増大は、ディスク径を増加させることや、ダイオード棒の数を増加させることや、レーザ装置に追加の薄型ディスクを追加することにより達成可能である。

図６は、極低温に冷却された薄型ディスク方式の実施形態を示す。この実施形態において、複数の薄型ディスクからなるとともに透明な高伝導性を有するディスクのアセンブリが、互いに近接して配される。このディスクの配置は、ディスク・アセンブリのホルダの物理的寸法によってのみ制限される。
この構造は、軸方向の勾配をゼロにする固体レーザを構築しようとする初期の試みに類似する。この初期の固体レーザは、個々のディスク・アセンブリ間を流れる液体を用いるものである。ここでは、この冷却用液体に代えて、高い熱伝導性を有するディスク基材が用いられ、このディスク基材は極低温に冷却されている。図５に示される上述された実施形態と同様に、個々のディスクそれぞれからの熱は、各ディスクが搭載される伝導性基材に伝達されるものであり、その後、最終的に、熱が、ヒートシンク内を流れる液体極低温ループに伝達されるものである。
この形状は、非常に小型且つ高い平均出力を有する固体レーザ装置を作り出すのに好適であり、平均出力の増大は、ディスクの数、ディスク径やダイオード棒の数の増大を図ることにより達成可能である。

図７は、伝導冷却式の極低温固体レーザの他の実施形態を示す。Ｙｂ：ＹＡＧやＮｄ：ＹＡＧなどといったレーザ材料の複合薄型スラブ或いは単一薄型スラブが、２つの高伝導性ヒートシンクの間に挟持される。ヒートシンクを通じて、液体凍結剤が流動する。凍結剤チャネルとして、従来技術と同様のものが用いられてもよく、或いは、マイクロチャネルを用いた冷却を備えるものであってもよい。ドープされたスラブ材料は、他の材料により完全に取り囲まれている。この他の材料は、ドープされた材料と類似する材料であって、ドープされていない材料とすることができる。或いは、この他の材料として、サファイアのような、高い熱伝導性を備えるものを用いることもできる。インジウムなどの柔軟性を有する材料が用いられ、スラブと極低温に冷却されるヒートシンクとの間の応力を低減させてもよい。或いは、ドープされたスラブ材料と例えばサファイアとの間の応力を低減させるために、この柔軟な材料が用いられてもよい。これにより、極低温と室温との間の温度サイクルの間に生ずる材料の膨張係数の差異により引き起こされる応力を緩和することが可能となる。

本実施形態において、スラブは、その端部が励起される。増幅されるビームは、スラブの端部から発生する。スラブ端部の励起は、ダイオード棒を用いることによりなされる。ダイオード棒は、ヒートシンク上に据付けられる。ヒートシンクは、室温或いは室温近傍に冷却される。ダイオード棒は、速軸コリメータ（FAC: fast-axis collimating）レンズを備えるものであってもよく、備えないものであってもよい。スラブは、消失性の或いはクラッディングによるコーティングが施されてもよく、施されなくともよい。このコーティングは、スラブ上面及び下面に施される。これにより、スラブによりダイオード光を捕捉及び吸収することが促される。
この形状は、横方向の大きな温度勾配をもたらすとともに、薄いスラブ寸法及び厚いスラブ寸法両方において、室温での熱レンズ効果を生じせしめるという模擬実験の結果が示されている。スラブを極低温に冷却することは、熱レンズ効果とこれに関連する複屈折をほとんど除去し、この結果、非常に高い平均出力を得ることが可能となる。この出力は、回折限界に近く、共振器及び増幅器の出力は、平均出力から略独立したものとなる。
上述の極低温レーザの設計においては、凍結剤流体は、固体レーザの冷却面に直接的に接触している状態であったが、本実施形態においては、これとは異なり、凍結剤は、隣接する高熱伝導性ヒートシンクを通じて循環する。この結果、温度が、室温と極低温の間で循環する間の熱に起因して生ずる破砕の可能性を大幅に低減可能である。
ディスク、スラブ及びロッドといった既知のレーザ構造をモデル化することにより得られた結果に対する考察並びに説明が、米国仮特許出願第６０／５０５，０５４号に記載されている。尚、米国仮特許出願第６０／５０５，０５４号は、本明細書に参照として組み込まれる。

Ａ．薄型ディスクとアクティブミラーのモデル化
図８には、薄型のアクティブミラー増幅器の一例が示される。この形態には２つの別個の方式があり、そのうち１つは、ヒートシンクが不透明であり、他方はヒートシンクが透明である場合である。
まず、ヒートシンクが不透明である場合について述べる。この実施例において、ヒートシンクは、Ｃｕのような材料から構成される。即ち、室温で良好な熱伝導性を備え、７７°Ｋにおいて一層大きな熱伝導性を備える材料が用いられる。多くの場合、薄型ディスクは、Ｃｕ製のヒートシンク上に配される。これにより、発生した熱が管理されることとなる。薄型ディスクは、単一の薄型Ｙｂ：ＹＡＧディスクであり、図８に示す如く、上面及び下面にドープされていない領域を備えない。ディスクは、縁部から励起される。或いは、ディスク面が励起される。もし、ディスクの面が励起されるならば、上面からのみ励起されることとなる。なぜなら、ヒートシンクは不透明だからである。このことは、ディスクを抽出することを必要とする。このときディスクは、ビームを備え、このビームは、垂直からディスク面までの有限の角度を備え、この角度は、図８において点線で示される。もし、ディスクの縁部が励起されるならば、抽出は、ディスクの法線に平行な方向となる。

ディスク内で発生した熱を抽出するために、多くの方法が用いられ、提案されてきた。これら方法全てが、ディスクの法線方向にヒートシンクを通じて熱を除去することを含むものである。ディスクが均一に励起され、発生する熱が均一で、上面と縁部が孤立しているような（典型的には、室温の空気により孤立している）理想的な場合において、熱は、ディスクの法線に平行な方向に取り除かれ、熱勾配は、その方向に存在する（半径方向の温度変化がない状態）。この場合において、予め、レーザケースの面が励起され、ディスクの法線に抽出ビームが平行であるならば、熱変形は生じない。なぜなら、ビーム内の各光線は、全体として同一の熱環境におかれるからである。実際には、このアクティブミラー構造において、図８に示すような軸外に移動する光線も、同一の全体的な熱環境にされ、いずれも実質的な熱歪を生じない（ディスク縁部において、ビームビグネッティングを生ずることもあるが）。これらの観察は、バルク熱効果に適用可能である。実際には、位相歪みもビームに影響を与え、この影響は、ディスクの面の上面及び下面の引っ張りに起因して生ずるひずみにより生ずる。このディスク面の上面及び下面の引っ張りは、当該上面及び下面の間の熱勾配に起因する曲げによって生ずるものである。ディスクが、ガウス分布状の或いは半径方向に強度に依存性を有するビームによって、不均一に励起されるならば、このような歪みが生じうる。このような引張に起因する歪みを避けるために、図８の例に示すように、Ｙｂ：ＹＡＧ製のディスクの上面及び下面に透明なＹＡＧディスクを接合（例えば、拡散接合を用いて）することが可能である。サファイアのような材料が室温で用いられてもよいが、広範囲の温度領域における操作において、３つのディスク全てが同一の材料から製造されるべきであり、これにより、熱膨張の差異を最小限化できる。更には、サファイアが、結晶方向を考慮しないならば複屈折の問題となりうる包囲配列を以って、ＹＡＧに拡散接合されてもよい。

ヒートシンクが透明な場合、ヒートシンクの材料は、ここで報告する事例のように、サファイアであってもよい。サファイアは室温において良好な熱伝導率を有し、７７°Ｋにおいて非常に優れた熱伝導率を有する。更に別の２つの場合についてここで考察する。第１の場合では、サファイアがＹｂ：ＹＡＧディスクと同じ直径を有し、第２の場合では、サファイアの直径はＹｂ：ＹＡＧディスクの直径より大幅に大きい。ここでは両方の場合について考察する。ヒートシンクが透明な場合、冷却液を、サファイア製ヒートシンクのエッジ又は底面の近傍に又はこれらと接するように配することにより、サファイアの冷却が行われなければならない。多くの場合、図８に示すごとく、抽出ビーム（extracting beam）に、薄型ディスク／ヒートシンク・アセンブリの全体を通過させることが非常に望ましい。このシングルパスの形式は、標準的なアクティブミラーを用いる構造と対照的である。このアクティブミラーを用いる構造では、抽出ビームが、ディスク底面（又は非ドープＹＡＧの底面）のＨＲ（高反射率）コーティングから反射され、増幅器は本質的にダブルパスされる。一般的に、ビームが冷却液を通過することは望ましくないので、ビームが通過する場所において、サファイアの底面が冷却された状態を解除されなければならない。このことは、エッジ冷却（edge-cooling）、又はビームが通過する領域の外部において、サファイアの底面を冷却する必要性を生じさせる。この冷却方法は、ビームの半径方向の位相歪み（radial phase distortion）を引き起こす。この歪みは、室温においては大きいことがあるが、７７°Ｋにおいては、ほぼ解消される又は僅かな程度まで低減される。

ここでヒートシンクが不透明である場合を検証する。ここではサファイアの使用が選択された。それぞれ３００°Ｋ及び７７°Ｋの２つの場合を検証した。図９の熱伝導率を示す曲線を用いてFlexPDEによるシミュレーションを行った。従来、標準的なアクティブミラー構造において、底部のＹｂ：ＹＡＧディスクと、上部の透明なＹＡＧディスクの２つのディスクが用いられた。上部の非ドープディスクは、Ｙｂ：ＹＡＧの上面及び下面の、歪みに起因する屈曲を最小限化するために用いられる。ディスク底面は、Ｙｂ：ＹＡＧ動作波長（約１０２９ｎｍ）において高反射率となるようにコーティングされ、その上からＡｕの層により被覆された。このＡｕの層は、Ｉｎを用いてヒートシンクにはんだ付けされた。ディスク上面は１０２９ｎｍにおいてＡＲコーティングされた。冷却剤と薄型ディスクの間の熱抵抗性を最小限化するために、ヒートシンク内にマイクロチャネルが配された。ＡｕとＩｎからなる薄い層は、パッケージの熱抵抗性を僅かにしか増加させなかった。Ｙｂ：ＹＡＧの温度を最小限化することにより、Ｙｂの最終レベルの熱密度が最小限化され、透明励起出力のロスが最小限化される。Ｙｂ：ＹＡＧディスクの厚さは２００μｍ、直径は１．２ｃｍであり、透明なＹＡＧからなる上部ディスクの厚さは１．３ｍｍとし、直径は同じ直径であった。このディスクは、ビームダクトを用いて、１５．６ｋＷの励起出力で９４１ｎｍにおいて励起された。FlexPDEを用いてこのディスクの３Ｄモデリングが行われた。その結果をここに示す。全てのモデリングにおいて、報告されている文献値に基づき、熱比率（heat fraction）は０．１１であると仮定した。ここでも、ここで示される結果に対して、具体的な冷却方法は重要ではないから、ヒートシンクの冷却された表面は冷却温度に保たれるものと仮定した。ここで試験されるサファイア製ヒートシンクは、３ｍｍの厚さを有する。以下で示されるように、室温において、ヒートシンク自体が大きな熱抵抗を生み出し、Ｙｂ：ＹＡＧの温度を上昇させる。７７°Ｋにおいて、ヒートシンクの抵抗は最小となる。高価であるが高い効果を有する高圧マイクロチャネル冷却技術を用いることにより、室温におけるヒートシンクの熱抵抗を最小限化することができる。しかしながら、ＬＮ_２もまたマイクロチャネル冷却器における冷却剤として好適に使用可能であるが、７７°Ｋでの動作においては、マイクロチャネル冷却によりもたらされる利点の重要性が低くなる。

（ケース１：サファイア製ヒートシンクを備えるＹｂ：ＹＡＧ薄型ディスクと、３００°Ｋへの冷却）
まず、３００°Ｋにおいて、Ｙｂ：ＹＡＧディスクと同じ直径を有するサファイア製ヒートシンクを用いて、Ｙｂ：ＹＡＧからなる薄型ディスクを動作させ、ヒートシンクの底面全体を一定温度に保った場合の結果を示す。温度の等高線図を、図１０のディスク中央を通る断面に示す。ヒートシンクの底部から、非ドープＹＡＧディスクにおける最大温度までの温度上昇は、約６０５℃である。図１０の等高線は全て平行である。これは、熱流が、Ｙｂ：ＹＡＧディスクからサファイアまで一方向に流れた後、最終的に、ヒートシンクの底部において冷却液により除去されることを示している。このことは、図１１により確認できる。図１１には、熱流が示されており、各矢印は熱流の方向を示している。図１２は、ディスク／ヒートシンク・アセンブリの中央部における各点の温度を示す。図１２において、サファイア、Ｙｂ：ＹＡＧディスク、及び非ドープディスクにおける温度上昇を確認できる。温度上昇は、サファイアでは約２９５℃、Ｙｂ：ＹＡＧディスクでは約８℃、透明なＹＡＧでは約２℃である。サファイア製のヒートシンクは大きな温度上昇を示す。これは、サファイアが室温において比較的低い熱伝導率を有するからである。マイクロチャネル冷却チャネルをサファイア（又は任意のその他のヒートシンク材料）内に、且つ、Ｙｂ：ＹＡＧディスクの底面と接するサファイアの表面の真下に配することにより、この温度上昇をほぼ解消できる。Ｙｂ：ＹＡＧディスクと非ドープＹＡＧ中の温度降下はあまり大きくなく、１０℃である。これは、マイクロチャネル冷却が用いられても、ディスクの加熱によりＹｂ：ＹＡＧの準三準位性は大幅に損ねられないことを意味している。その他の得られた結果（ここでは示さない）は、ディスクの応力レベルが非常に高く、Ｙｂ：ＹＡＧの破壊応力の大部分に対応するレベルである。この結論は、図１３に示す非ドープＹＡＧディスクの上面においてみられる面上の大きな引張り歪み（face strain distortion）により裏付けられている。透明なＹＡＧディスクの上面と、Ｙｂ：ＹＡＧディスクの下面の両方において、ディスクの中央部とエッジの間で、３０μｍ以上の歪みが生じた。レンズにみられるような同程度の歪みは部分的に補正可能である。

これらの結果は、スラブの均一な励起が行われた場合、ほぼ熱変形を起こすことなく、又は大きな熱変形を起こすことなく、フェースポンピングレーザーとして、薄型ディスクが動作可能であることを示している。マイクロチャネル冷却を用いることにより、平均ディスク動作温度も１０℃以下に低減される。しかしながら、生み出される応力レベル及び歪みレベルは、熱的に引き起こされる破壊と、引張りにより引き起こされる面吸収（face absorption）の観点から、問題が大きい。

（ケース２：サファイア製ヒートシンクを備えるＹｂ：ＹＡＧ薄型ディスクと、７７°Ｋへの冷却）
しかしながら、同じディスク／ヒートシンク・アセンブリが７７°Ｋに冷却された場合、異なる結果が得られる。図１４は、同じレーザー増幅器の温度等高線を示す。ここでも等高線は全て平行であり、フェースポンピングレーザーとしての動作を示している。全体の温度上昇はこの場合、３．９℃しか生じない。図１５は、３．９℃の温度上昇のうち約２．６５℃がサファイア製ヒートシンクの熱抵抗に起因することを示している。温度上昇は、Ｙｂ：ＹＡＧと非ドープＹＡＧディスクにおいては約１．２５℃しか生じない。また、平均温度がＬＮ_２の温度より数度のみ高いことから、Ｙｂ：ＹＡＧレーザー材料は４準位レーザーのような挙動を示す。この場合、応力レベル及び歪みレベルは僅かであるから、熱的に引き起こされる破壊は問題にはならない。このように大きな熱的負荷（両方の場合において、熱出力密度は約５０５８Ｗ／ｃｍ^３である）が加わる場合も、図１６に示すように、非ドープディスクの上面と、Ｙｂ：ＹＡＧディスクの底面における引張り歪みが０．６５μｍしか生じない。これらの例も、固体レーザー材料の極低温冷却を用いることにより、システムの性能を劇的に改善できることを示している。この場合においても、励起出力が極端であり、（特に多数の同じ又は同様の増幅器が用いられるとき）非常に高い平均出力の固体レーザーを生み出すのに適している場合、利点のほうが大きい。

（ケース３：幅の広いサファイア製ヒートシンクを備えるＹｂ：ＹＡＧ薄型ディスクと、３００°Ｋへの冷却）
ここでは、サファイア・ディスクの厚さを３ｍｍから２ｃｍに拡げた。この結果、熱流束はディスク法線に対して完全には平行でなくなる。しかしながら、図１７に示すように、ケース１と比べて、最大温度は低下する。これは、サファイアの体積が大きくなることにより熱インピーダンスが小さくなるからである。図１８は熱流束の方向を示す。この図から観察されるように、熱流束の一部は、サファイアのうちＹｂ：ＹＡＧディスクより径が大きい領域内へ横方向に移動する。この横方向の流束に起因して、流束線は非平行となる。透明なＹｂ：ＹＡＧディスクを通過するビームの全てが同じ環境に置かれているわけではないので、増幅器を出た後、ビーム内に半径方向に変化する位相を有するようになる。Ｙｂ：ＹＡＧの上面及び下面における温度分布はほぼ同じであることは注目に値する（図１９及び図２０）。図２１に示すように、温度上昇の大部分はサファイア製ヒートシンクにおいて起こり、約１５５℃である。この温度上昇はマイクロチャネル冷却により解消可能である。図２２は透明なＹＡＧの上面及びＹｂ：ＹＡＧの底面の引張り歪みが顕著であることを示す。これは、この設計において見られる高い応力レベル及び歪みレベルに起因している。

（ケース４：幅の広いサファイア製ヒートシンクを備えるＹｂ：ＹＡＧ薄型ディスクと、７７°Ｋへの冷却）
この例において、ケース３と同じ構造が処理されたが、冷却温度が７７°Ｋまで下げられた。上記のケースのように、最大温度上昇は非常に小さく、約３．６℃である。尚、ケース２における最大温度上昇は、３．９℃であった。この結晶集合にもまた半径方向における温度のばらつきと、結果生じる半径方向の位相分布（phase profile）が生じる。しかしながら、この場合半径方向のばらつきは非常に小さい。図２３及び図２４はＹｂ：ＹＡＧディスクの上面及び下面の温度分布を示す。これらの温度分布はほぼ同一である。サファイアの温度のばらつきもほぼ同じである。中央部とエッジの温度差は２．１９℃であり、７７°Ｋにおけるｄｎ／ｄＴ値をとり、Ｙｂ：ＹＡＧの厚さを０．２ｍｍとすると、中央部からエッジへの波形歪みの数（number of waves of distortion）は、１０２９ｎｍにおいて３．５×１０^−４wavesに過ぎないことがわかった。結晶集合のうち厚さ１．３ｍｍの透明なＹＡＧからなる部分では、したがって、最大の波形歪み数は２．３×１０^−３wavesに過ぎない。サファイアについては、ｄｎ／ｄＴもまた温度にしたがって減少する。Ｃ軸がビームの拡散方向に平行なサファイアでは、ｄｎ／ｄＴは２．８×１０^−６／°Ｋ未満である。厚さ３ｍｍのサファイア製ディスクでは、最大の波形歪み数は、１．７９×１０^−２wavesとなる。サファイア製ディスクの厚さを変えることにより、この値を更に小さくすることができる。結晶集合全体では、波形歪みの数は２．０５×１０^−２waves以下である。この小さな結晶集合が対応する励起出力の量にしては、この値は非常に小さい。図２５は、引張りにより引き起こされる面歪みもまた非常に小さいことを示している。

（ケース５：幅の広いサファイア製ヒートシンクを備えるＹｂ：ＹＡＧ薄型ディスクと、７７°Ｋへの冷却（ヒートシンクの底面が部分的に冷却される場合））
この最後に示す例では、サファイア結晶の底面が、７７°Ｋで不均一に冷却される。図２６に示すごとく、Ｙｂ：ＹＡＧディスクの直径と等しい直径の底面は、（空気中又は真空中で）絶縁されている。一方、中央の冷却されない領域以外のディスク面領域は、能動的に冷却されて、７７°Ｋの一定温度に保たれる。この形状は、サファイアの底面の外側領域が、冷却されたヒートシンクと接しており、増幅器自体が増幅されるビームの直線的拡散を可能とする実際の場面を模したものである。尚、ヒートシンクは例えばＣｕから形成されても、或いはサファイア自体が冷却用マイクロチャネルを備えるものであってもよい。この形態において、ビームは冷却液を通過しない。

図２６は、最大温度上昇が依然小さく、約６．０６℃であることを示す。このモデリングは、この場合、半径方向の温度分布もまた一定であり、Ｙｂ：ＹＡＧ結晶の中央部とエッジの間の差が約４．４５℃であることを示している。この結晶集合における波形歪みの合計数は、上記のケースの約２倍で、４．１×１０^−２wavesである。ここでも、サファイア製ディスクの厚さを最適化することにより、歪みの量を低減することができる。この歪みは、レーザー材料に本来備わっている受動的位相歪み（intrinsic passive phase distortion）と依然同程度であるから、ここで説明される原理に従って構築された増幅器は、高平均出力の固体レーザーの性能を大幅に向上することが可能であると結論できる。ここで示す形状は線形の光共振器を構築する際にも好適に使用可能である。ビームが、アクティブミラー構造内で反射するのではなく、結晶集合を通過することにより、レーザーの設計者が、例えば戦略的位置にここで示す種類の薄型ディスクを配した周期的共振器を構築することが可能となる。そして、ディスクの数を増やす、又は薄型ディスクの直径を調節することにより、レーザーの出力を増大させることが可能となる。高平均出力で単アパーチャのオシレータ又はオシレータ増幅器システムを、超高平均出力を備えるように構築することが可能である。

（Ｂ．スラブ増幅器）
室温付近又は−３０℃以上での動作において、水又はエチレングリコールと水の混合物などの一般的な流体を運搬するために、これらのチャネルを用いることができる。しかしながら極低温での動作においては、ＬＮ_２、液体空気、又はその他の任意の極低温流体を用いることができる。この形状では、この極低温冷却液は、励起光に対して透明であることが必要である。

薄型スラブを側面から励起して用いる方法では、励起量は、スラブの厚さと、使用されるダイオードアレイの輝度により制限される。一方で、この方法を用いると、多くの実際的な設計が実現可能である。スラブの厚さは、単一モード出力が得られるように通常選択される。このような理由から、一般的なスラブの厚さは、典型的には０．５乃至２ｍｍの範囲内でなければならない。この場合、安定的なレーザーを生み出すために、適切なミラー分離（mirror separation）と曲率半径を有する一般的な共振器が使用されることが可能である。図７に示す設計の別の魅力的な特徴は、スラブの厚さ寸法ではなくスラブの横方向の寸法が、励起光を効率的に吸収するのに必要なドーピングレベルを決定することである。この設計の典型的なスラブが有するアスペクト比が高いことから、必要なドーピング密度が低減される。これにより、熱的負荷を低減することが可能となり、スラブ内において良好な光学的性能が確保される。

この設計において、特に低温への冷却時に、ＹＡＧとＣｕ又はサファイアの間の熱膨張の差が問題となることがある。深刻な応力を避けるためには、インジウム又はエラストマーといった材料を、薄い層として、スラブ材料とヒートシンクの間に用いる。低温においても、これら材料は適切な弾性を維持するから、応力の蓄積を開放するために使用可能である。

上述のごとく、ヒートシンク材料としてはＣｕ及びサファイアが特に好ましい。Ｃｕは熱的ショックに対する抵抗性が特に強いので、好適に使用可能である。

室温からＬＮ_２の温度への冷却時に、（室温における典型的な結晶性材料の熱伝導率と比べて）元来大きい熱伝導率が、約４Ｗ／（ｃｍ−°Ｋ）から５．７Ｗ／（ｃｍ−°Ｋ）以下へ約１．４０倍増加する。サファイアについての同じデータが図６に示されている。入手可能なデータは僅かであるが、サファイアの熱伝導率は、室温における約０．３Ｗ／（ｃｍ−°Ｋ）から７７°Ｋにおいて１１Ｗ／（ｃｍ−°Ｋ）へ約３７倍増加する。

スラブを極低温に冷却する利点を示すために、図７に示すHodgson et al.の米国特許出願に記載される設計の詳細な熱的モデリングを比較する。スラブはＮｄを０．８at-%ドープしたＮｄ：ＹＡＧから製造された。このドープにおける熱比率（heat fraction）は約０．３５である。スラブは幅１ｃｍ長さ９ｃｍのものを用い、このスラブは、１つの面につき６つの１ｃｍ長さのダイオード棒を用いて、中央の長さ７ｃｍの領域において励起された。それぞれのバーは最大６０Ｗを生み出した。合計の励起光出力はしたがって７２０Ｗであった。ダイオード棒は、薄いエッジに沿ってスラブ内に結合され、スラブの横方向において、双曲線余弦吸収分布を生み出した。入射ダイオード光の約８５乃至９０％が吸収された。スラブ頂部及び底部のヒートシンクは、Ｃｕから形成され、室温の水を用いて冷却された。インジウムからなる薄い層がＣｕのヒートシンクとスラブの間に配された。スラブのエッジ及び端部は、空気中にあるので効果的に絶縁されていた。

室温と７７°Ｋにおける熱的性能を比較する。熱的性能は、有限要素プログラムであるFlexPDEを用いて測定される。このモデリングにおいて、全ての対象となるパラメータは、温度により変化するものと仮定される。この変化は、熱伝導率、線形熱膨張率、及びｄｎ／ｄＴに関して、それぞれ図１、図２、及び図３のグラフに示されている。これらのグラフは、ここで必要な温度範囲全てを含む。図２７に、レーザーの中央を通る２次元切断部における連続波温度分布を示す。最大温度上昇は約１４℃で、最大励起光が起きるスラブのエッジにおいて生じた。図２８は、スラブの横方向（ｘ）における熱密度Ｑ（Ｗ／ｃｍ^３）を示す。測定結果は、ほぼ双曲線余弦曲線を描く。Ｑの値は、中央部における約５３０Ｗ／ｃｍ^３からスラブのエッジにおける約８３０Ｗ／ｃｍ^３までの差異を有する。この横方向に変化する熱密度分布は、図２４及び図２９に示す横方向に不均一な温度分布の原因の一部である。この温度分布におけるスラブ中央からスラブのエッジへの温度変化は約４．２℃である。単純な冷却チャネルが用いられることも原因の一部である。矩形状のチャネルを拡張して用い、これらのチャネルをスラブに近接して配置することにより、横方向の温度変化とスラブの平均温度を改善することができる。図３０は、スラブ厚さ（ｙ）方向における温度変化を示す。尚、スラブ中央における温度差は約６．５℃である。応力に起因する屈折率の変化を無視するならば（応力レベルが低いので、ここでは非常に近似した結果が得られる）、以下の関係式から、上述の温度差に関連する波形歪みの数を計算することができる。

尚、数式１において、λはレーザーの波長（ここでは１０６４ｎｍ）、Ｌはスラブの励起された長さ、Ｂ＝ｄｎ／ｄＴすなわち、温度に伴う屈折率の変化（３００°Ｋにおいて９．３５×１０^−６）、そしてΔＴは温度差を示す。数式１を用いると、この形態のスラブについて、スラブの横方向の面と厚さ方向の面においてそれぞれ、２．５８及び４．０wavesの波形歪みが存在することがわかった。

冷却液の温度を７７°Ｋに設定して、同じ構造を低温での動作に使用した。結果得られた温度分布を図３１に示す。横方向の面と厚さ方向の面の両方における温度の差分値が、大幅に小さいことがわかる。図３１及び図３３に示すごとく、横方向の面及び厚さ方向の面における最大温度差は０．８１℃及び１．０６℃である。しかしながら、７７°Ｋにおいては、βは格段に小さく、約０．８３×１０^−６／℃である。また、横方向の面と厚さ方向の面における波形歪みの数はそれぞれ０．０６及び０．０４wavesである。７７°Ｋにおいてスラブ内の応力は僅かに残っているのみであるから、平板なスラブの端面（ビームが必ず通過する面）の引張り歪み（strain distortion）は生じない。

結論として、この場合では横方向に大きな熱負荷の差異があるにも関わらず、７７°Ｋ付近まで冷却されたスラブを、僅かな（residual）熱変形しか示さないように設計することが可能である。この発見は、システムの複雑さを大幅に増大させることなく、歪みのない固体レーザーを形成することが可能であることを示す。したがって、熱的影響によりその性能が制限されることのない高平均出力の固体レーザーを形成することが可能となる。また、その出力特性が、大部分において平均出力から影響を受けることのない光学共振器を構築することが可能となる。極低温に冷却された固体レーザーのビームサイズ、発散、及びモード・コンテント（mode content）は、平均出力レベルによらず不変である。この手法により、固体レーザーの出力条件（power regime）を、数百ｋＷからＭＷまで高める上での長年の障害が解消され、任意の出力レベルにおける全ての固体レーザーの性能が向上される。

最後に、ここで用いられる図７に示す設計は、比較的単純で簡便である。本発明の本質において、より高度な冷却方法又は冷却形態により、ここで示された基本的な結果が変化することはない。この結果を得るために用いる具体的な冷却方法に関わらず、本発明において定められる極低温条件における固体レーザーの動作は、多くの利点を有する。これら利点としては例えば、格段に優れた熱伝導率、温度勾配の低減、熱膨張率の低下、弾性応力と弾性歪みの同時低下、ｄｎ／ｄＴの劇的な低下などが挙げられる。スラブの応力及び歪みが相当低減されており、波面歪みが、市販のレーザー材料に本来見られる差異と同程度の値まで低減されていることにより、これらの効果は、レーザーの性能に対して最も好ましい影響を及ぼす。

ちなみに、本発明者が構想並びに創作したこの他の冷却方法の例として、ＬＮ_２又は冷却窒素ガスの使用、本出願において言及していないその他の極冷温流体及びガスの使用、スプレークーラー（spray cooler）、ジュールトムソン冷却（Joule-Thomson cooling）、スターリングクーラー（Stirling cooler）、ギフォードマクマホン・クーラー（Gifford-McMahon Cooler）、クリメンコ・クーラー（Kleemenko cooler）、ＣＨＩＣクーラー（CHIC cooler）のうち極低温流体又はガスを用いるものの使用、及びその他の方法が挙げられる。冷却システムは、オープンサイクル又はクローズドサイクルのいずれであってもよい。

（Ｃ．ロッド増幅器）
スラブ増幅器に関する上記のセクションＡでの議論を、その他の固体レーザー増幅器の形状にも適用可能であることが明らかである。実際、本発明者は、極低温冷却が利益とならない事例をこれまで発見していない。ロッド増幅器（直円柱形状のレーザー材料）についても試験を行った。その具体的な一例をここに示す。Ｎｄ：ＹＡＧレーザー材料のロッドを用意して７ｃｍの長さにした。ロッドのフェース面積（rod face area）が、セクションＡにおいて試験されたスラブのフェース面積（０．１ｃｍ^２）と等しくなるように、ロッドの直径を３．６ｍｍとした。ここでも、熱比率（heat fraction）は０．３５、合計励起出力は７２０Ｗである。この結果、熱出力密度は３６０Ｗ／ｃｍ^３となる。この熱出力密度はロッド体積全体に亘って一定であるものと仮定した。ロッドは、その長さ方向に沿ってＣｕヒートシンクと、このＣｕとロッドの間のＩｎからなる薄い層により被覆されている。この形状を図３４に示す。ロッドは、端部励起される又は横方向に（側面）励起される。端部励起の場合は、冷却チャネルがＣｕヒートシンク内のどの位置されるかに関する制約はない。実際、鞘状の冷却材により冷却が行われてもよい。しかしながら、図３４に示される側面励起の場合では、冷却チャネルは、ダイオードアレイ光をロッド内へ案内する貫通チャネル又はダクトの間に配置されなければならない。この他の励起方法もまた可能であり、例えばダイオード光の案内のためにファイバーを用いることもできる。任意により、ヒートシンクを透明な材料（本発明者の理解では、サファイアが非常に好適な例である）から形成して、ダイオード光が、冷却チャネルの間のロッドに直接伝達されるようにしてもよい。

極低温冷却の利点を示すために、ロッド筒全体が均一に冷却される場合について考察する。ここでも、冷却方法は重要ではなく、ロッド内の熱的影響を減らす実際の利点のみが重要であるからである。或る一定の熱抵抗性を有するヒートシンクを追加しても、ここで示す結果は変化しない。このようなヒートシンクの追加は、温度を僅かに上昇させるだけで、動径分布を変化させることはない。図３５及び図３６は、室温での冷却時のロッドにおける温度の動径分布を示す等高線図とＸＹ軸グラフである。この温度分布は３次元FlexPDE有限要素モデルを用いて求められる。ロッドのエッジにおける温度は、３００°Ｋで一定に保たれた。ＹＡＧの熱伝導率と熱膨張係数は温度の関数である。スラブの中央とエッジの間の温度差は約２８．５℃であり、波面歪みの数は１７．５３wavesであることがわかる。ロッド端部における最終的な引張り歪み（strain distortion）は深刻ではないが、ロッドの各端部において約０．４μｍである。図３７及び図３８は、冷却温度を７７°Ｋまで下げた場合の同じグラフを示す。この場合、中央とエッジの間の温度差は、約３．４９℃に低減され、波形歪みの数は０．１９μｍまで低減される。予測されるように、７７°Ｋにおける応力及び歪みのレベルは非常に低いから、ロッド端面の引張り歪み（strain distortion）はほぼ消滅し、約０．０１μｍまで低減される。

スラブレーザーについて示したように、同等のロッド・レーザー増幅器について、横方向の歪みの同じく劇的な低減と、ロッド端部がほぼ歪みのない状態となる程度の歪みレベル及び応力レベルの低下が観察された。したがって、極低温の利点により、ロッド増幅器の性能も大幅に向上されることがわかる。

本明細書において、室温から極低温条件まで、一般的な固定レーザーの動作温度を低下させることにより得られる利益を示してきた。用いられる励起方法、又は用いられる具体的な冷却システムに関わらず、固体レーザーは、低温での動作から多くの利益を得る。これらの改善は、熱・光学・機械的特性とレーザー分光的特性の両方に関して得られる。本出願において、ＬＮ_２を用いた冷却と、サファイア及びＹＡＧ光学材料の使用に注目してきたが、当然ながらその他の材料及び冷却材もまた使用可能である。室温におけるタイプＩのダイアモンドの熱伝導率は、７７°Ｋにおけるサファイアの熱伝導率と等しい（約１１Ｗ（ｃｍ−°Ｋ））。ダイアモンドを７７°Ｋまで冷却すると、３５Ｗ／（ｃｍ−°Ｋ）まで、熱伝導率を更に増大することができる。人工的に生成された光学的に透明なダイアモンドは、徐々に入手しやすくなっており、ここで説明された種類の増幅器に、近い将来更なる改良をもたらすことには疑いがない。ここで説明された増幅器の形態はまた、高平均出力且つ高ピーク出力のチタンサファイア・テラワット（terawatt）・レーザー・システム及びペタワット（petawatt）・レーザー・システムを実現するためにも成功裡に適用可能である。この場合、レーザーディスク及びヒートシンクのいずれもサファイアから形成可能で、それぞれの熱伝導率が極低温において格段に大きい。

本発明のある特定の実施形態を例として、本発明を説明及び図示してきたが、当業者であれば、全てのレーザー光源について、本発明の主旨及び範囲を離れることなく、過程及び手順の様々な適応、変更、改変、置換、削除、又は追加が可能であることが理解できる。予測される結果の差異又は相違は、本発明の目的と実行にしたがって考慮される。

図１は、温度に対するNd：YAGの熱伝導率を示している（データは文献より引用）。 図２は、温度に対するYAGの熱膨張係数を示している（データは文献より引用）。 図３は、温度に対するYAGのdn/dTを示している。（データは文献より引用） 図４は、極低温冷却された、ダイオード励起の固体レーザー・システムにおける主要部を示す箱図表である。 図５は、極低温伝導冷却の薄型ディスク（thin-disk）を用いたエッジ励起のレーザー・システムを示す概略図である。このレーザー・システムは、本発明とともに用いられたものである。 図６は、本発明に基づき、極冷却励起の積層した薄型ディスク（thin-disk）の一形態を示す概略図である。 図７は、本発明に基づき、極冷却励起されたエッジ励起のスラブレーザーの一形態を示す概略図である。

Claims (3)

1. レーザーの利得媒質を備える極低温冷却レーザーシステムであって、前記レーザーの利得媒質は、ダイオードアレイからの光照射によって励起されるとともに、ヒートシンクと接続され、
   前記ヒートシンクが極低温に冷却されていることを特徴とする極低温冷却レーザーシステム。
2. 前記レーザーの媒質が薄いディスク状に形成されることを特徴とする請求項１記載のシステム。
3. 前記レーザー媒質が薄いスラブ状に形成されることを特徴とする請求項１記載のシステム。

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