JP4775443B2 - 固体レーザ装置および波長変換レーザ装置 - Google Patents

Description

本発明は、固体レーザ素子で高出力のレーザ光を発振する固体レーザ装置、ならびに該装置で発生したレーザ光を非線形結晶で波長変換して出力する波長変換レーザ装置に関するものである。

固体レーザの主要な用途として、金属材料やシリコンウェハーの精密加工、プリント基板材料の微細穴あけ加工等が挙げられる。上記のような精密加工では、一般的に、加工材料への熱影響を極力避けて高品質の加工を実現する為に、Ｑスイッチで高ピークパルス発振したシングルモード固体レーザと、そのような固体レーザを基本波レーザ光源とした波長変換レーザが用いられる。波長変換レーザとしては、赤外波長の基本波レーザ光を１／２の波長に変換したグリーンレーザ、１／３または１／４波長に変換した紫外レーザ（以下ＵＶレーザと称する）が一般的である。

上記用途の内、金属やシリコン材料の加工には高ピークパルスのレーザが適しており、パルス幅が短く（短パルス）高エネルギーの固体レーザ、もしくは波長変換レーザが求められている。一方、樹脂材料からなるプリント基板の穴あけ加工用途では、高繰返し周波数のＵＶレーザの方が樹脂材料の加工効率が高く、高速加工が出来ることから、なるべく高い繰返し周波数で高い平均出力のＵＶレーザが求められている。高周波数、高平均出力のＵＶレーザを得るには、その大元となる基本波レーザとして、高周波数、高平均出力のパルス固体レーザが必要である。結局、横シングルモード固体レーザの分野において、短パルス、高エネルギー化に関する技術の向上と、高周波、高出力化に関する技術の向上の２通りが求められており、両方の要請を満足する固体レーザ技術があれば最も理想的といえる。

高出力発振をする固体レーザ装置としては、Ｎｄ原子をドープしたＹ_３Ａｌ_５Ｏ_１２結晶（通称ＹＡＧ結晶）を材料とするロッド形状のレーザ素子（以下ＹＡＧロッドと省略）を用いたＮｄ：ＹＡＧレーザと、同じくＮｄ原子をドープしたＹＶＯ_４結晶を用いたＮｄ：ＹＶＯ_４レーザが一般的である。Ｎｄ：ＹＶＯ_４レーザはレーザ利得が非常に高い為、高効率かつ、１００ｋＨｚ程度の高繰返し周波数でも安定したパルス発振が可能である反面、大型の結晶の育成が困難な為、高出力化に限界がある。一方、Ｎｄ：ＹＡＧレーザは大型のＹＡＧロッドの作成が可能で、高出力・高エネルギーのパルスレーザ発振が可能な反面、Ｎｄ：ＹＶＯ_４結晶ほどレーザ利得が高くない為、高繰返し周波数でのパルス発振が不安定となる傾向があり、一般的には５０ｋＨｚ以下の中程度の繰返し周波数領域で実用化されている。

現在市販されているＵＶレーザは、高エネルギータイプではＮｄ：ＹＡＧレーザを基本波レーザとしたもの、高繰返し周波数タイプではＮｄ：ＹＶＯ_４レーザを基本波レーザとしたものが主流となっている。しかし、結晶サイズの制約等からＮｄ：ＹＶＯ_４レーザでのこれ以上の高出力化は困難となっており、もし、高出力化の容易なＮｄ：ＹＡＧレーザで１００ｋＨｚ程度の高繰返し周波数でも安定したパルス発振が可能となる製品技術があれば、高繰返し周波数の分野でもより高出力のＵＶレーザが得られるようになる。
Ｎｄ：ＹＡＧレーザで高繰返し周波数での高出力発振を狙うには、ＹＡＧロッド内での励起密度を増加することが有効であり、その為には、ＹＡＧロッド内部で発生する強い熱レンズに対応して安定してレーザ発振できる共振器技術と励起技術が必要となる。この点は、高エネルギー・高出力のＮｄ：ＹＡＧレーザを作る上でも同様である。即ち、Ｎｄ：ＹＡＧレーザで高エネルギー・高出力化を図る上でも、高繰返し・高出力化を図る上でも、共に、如何に強い熱レンズで安定してレーザ発振できるかといった技術が鍵となる。

次に、Ｎｄ：ＹＡＧレーザにおける高出力横シングルモード発振の技術について説明する。
ＹＡＧロッドには励起入力に応じて変化する熱レンズがある為、共振器を設計する場合は、ＹＡＧロッド内部の熱レンズを考慮して安定型発振するような設計値とする必要がある。ＹＡＧロッドの熱レンズは励起密度に応じて変化する為、励起入力を低入力から高入力へと変化させると、それに応じてＹＡＧロッドの熱レンズも徐々に増大する特性を持つが、一つの共振器が安定型発振を維持できる為の、内部に抱える熱レンズの強さには限界があり、特定の熱レンズ範囲でしかレーザ発振ができない。この熱レンズ範囲には上限と下限が存在し、その値と熱レンズ範囲の広さは共振器の設計値に応じて異なる。即ち、弱い熱レンズ条件用に設計した共振器では強い熱レンズ(＝高励起入力)ではレーザ発振できず、強い熱レンズ向けに設計した共振器では弱い熱レンズ（＝低励起入力）ではレーザ発振できない。このレーザ発振可能な熱レンズ範囲のことを以降、共振器の発振領域と呼ぶことにする。

この発振領域の広さは共振器の設計値によって変化し、主に、ＹＡＧロッド内部で励起している領域の光軸と垂直な方向の断面積と、共振器設計値で理論的に計算されるＹＡＧロッド内でのＴＥＭ００ビームの断面積との比によって決まる。例えば、側面励起方式のＮｄ：ＹＡＧレーザであれば、ＹＡＧロッドの全体が励起される為、ＹＡＧロッドの円形断面積に対するＴＥＭ００ビームの断面積比によって発振領域の広さが決まる。よって、ＹＡＧロッド径に対して十分細いＴＥＭ００ビーム径で発振する横マルチモード発振の場合は、広い発振領域が確保されるが、ＹＡＧロッドの外径に近いＴＥＭ００ビーム径で発振する横シングルモード発振の場合は、狭い発振領域しか確保できない。尚、ＹＡＧロッド径よりも十分小さいアパーチャを共振器内に挿入してマルチモード成分の発振を抑制し、ＹＡＧロッド径に対して十分細いビーム径で横シングルモード発振をすることも可能である。しかし、その場合は広い発振領域が確保できる代わりに非常に低い効率でのレーザ発振を余儀なくされ、高出力発振が出来なくなる。上記は、ＹＡＧロッド端面の中心を集中励起する端面励起の場合も同様で、励起範囲と同等のＴＥＭ００ビーム径で横シングルモード発振する共振器を設計した場合、発振領域の幅は相応に狭くなる。

結局、高効率で高出力の横シングルモード発振器を設計する場合、励起方式によらず、必ず狭い発振領域となることを余儀なくされ、特定の狭い励起入力の範囲でのみ発振する尖鋭な形状の入出力特性を持つレーザとなる。集光性の低い横マルチモード発振の場合は広い発振領域が確保でき低励起入力から高励起入力まで発振するブロードな入出力特性の高出力レーザが得られるが、高出力の横シングルモード発振の場合は集光性の高さと引き換えに狭い先鋭な入出力特性のレーザになるとも言える。

ところで、発振領域の幅が極端に狭い場合はＹＡＧロッドの熱レンズの揺らぎ、変動に対して敏感な特性となり、安定したレーザ発振ができず高出力発振が望めなくなる。高出力発振する為に必要な発振領域の幅の限界というものが存在するが、通常、高効率での横シングルモード発振をしようとすると発振領域の幅が限界値を下回ってしまう為、高励起入力で発振する共振器を設計しても出力飽和現象が起こり、狙いの高出力発振が得られない。この限界を回避するために、左右の共振器ミラーを同じ曲率として対称な光学系配置で構成した対称共振器構成が有効である。左右非対称な共振器構成の場合は、狭い２つの発振領域が低励起入力側と高励起入力側にそれぞれ分離して存在する為、それぞれの発振領域が狭く出力飽和現象が起こってしまう。しかし、対称共振器構成の場合は２つの発振領域が分離せず一体となって２倍の広さの発振領域を形成する為、熱レンズの揺らぎ、変動に対して十分安定しており、励起入力の増加に応じた高出力の横シングルモード発振が出来るようになる。

尚、どの程度の熱レンズ条件でレーザ発振する共振器設計とするかは、主に共振器ミラーの曲率、配置等の設計値によって決まり、強い熱レンズ条件（高励起入力）で発振させたい場合は強い曲率（短い曲率半径）の共振器ミラーで対称共振器構成を組むのが一般的である。ただし、非常に強い熱レンズ条件で発振させる場合、共振器ミラー上でのビーム径が極端に小さくなり、ミラーのコーティングの耐光強度限界を超えてミラーが破損してしまう恐れが生じてくる。このような限界を回避する為に、ＹＡＧロッドの熱レンズを打ち消す働きをする熱レンズ補償光学系（凹レンズ等で構成）を共振器内に組み込み、より強い熱レンズ条件でもレーザ発振できるようにした構成もある。

一方、ＹＡＧロッドには、偏光方向に応じて異なる２種類の熱レンズが発生する熱複レンズの問題がある。励起したＹＡＧロッド内に、温度分布に伴う応力発生により複屈折が生じることによるもので、ＹＡＧロッド断面の径方向と周方向に偏光面を持つ２種類の光に対し、別々の熱レンズを感じさせる現象である。その結果、共振器の中で２種類の偏光モードが別々の熱レンズ状態で発振する為、モード間での競合が発生し、特に横シングルモード発振の場合は、発振効率が低下し、非常に不安定な発振状態に陥る問題があった。

これを解決する為には、同等に励起した２本のＹＡＧロッドを用い、ＹＡＧロッドの間に水晶ローテータ等の９０度旋光子を配置して、２つの偏光モードの光が夫々共振器の中を１往復する際に感ずる熱レンズの総和を平均化するようにした複屈折補償技術が有効である。両偏光モードが同じ熱レンズ状態で互いに安定して発振することで、高効率の横シングルモード発振が可能となる。

特許文献１の図１には、この複屈折補償技術を用いた従来の共振器の例が示されている。この例では更に、前述した凹レンズによる熱レンズ補償手段を両ロッドの外側に配置して、より強い熱レンズでの高出力発振ができるような共振器構成となっている。

また、より完全な複屈折補償を行う手段として、上記複屈折補償の技術に、ＹＡＧロッド間をテレスコープにより像転写連結する技術を組み合わせた方法が知られている。非特許文献１のＦｉｇ．５には、９０度旋光子による複屈折補償の技術に加え、２本のＹＡＧロッド間に、２枚のレンズ（焦点距離ｆ）から成るテレスコープを、ＹＡＧロッドの中心とレンズとの間の光学的距離をｆ、２枚のレンズ間の光学的距離を２ｆと規定して配置した構成が記載されている。これにより、熱複レンズの影響を完全に解消し、最高１１４Ｗの直線偏光の横シングルモード発振を実現した例が示されている。

また、非特許文献２のＦｉｇｕｒｅ１４の構成のように、上記複屈折補償技術で発振した横シングルモードレーザ光を、励起したＹＡＧロッドに通過させて出力増幅するＭＯＰＡ技術と組み合わせて、高出力の横シングルモード出力を得る方法もある。

次に波長変換レーザ技術について説明する。
一般的に、ＵＶレーザを代表とする高出力の波長変換レーザにおいては、直線偏光で発振された固体レーザの出力光を基本波レーザ光として、非線形結晶に入射することで、波長が１／Ｎの高調波レーザ光に変換して出力する。非線形結晶としてはＬＢＯ結晶（ＬｉＢ_３Ｏ_５）、ＫＴＰ結晶（ＫＴｉＯＰＯ_４）、ＣＬＢＯ結晶（ＣｓＬｉＢ_６Ｏ_１０）等が一般的である。１／２波長に変換されたレーザ光を２倍波、１／３、１／４波長に変換されたレーザ光は各々３倍波、４倍波と呼ぶ。基本波レーザとしては、Ｑスイッチでパルス発振された横シングルモードの直線偏光レーザ発振器が使用される。上で述べてきたように、特に３倍波を代表とするＵＶレーザでは、高エネルギー・高出力化の他に高周波化・高出力化の要請が強く、その為には高繰返し周波数でも安定してレーザ発振する横シングルモードの基本波レーザが必須である。現状は、高繰返し周波数での発振に有利なＮｄ：ＹＶＯ_４レーザを基本波としたＵＶレーザ製品が多く、例えば１００ｋＨｚの繰返し周波数で約２０Ｗの平均出力の３倍波レーザ等も市販されている。一方、高エネルギータイプのＵＶレーザでは、高出力化に有利なＮｄ：ＹＡＧレーザを基本波レーザとする場合が多い。

非特許文献２のＦｉｇｕｒｅ１４には、上記の様な複屈折補償技術により発振した基本波レーザ光を、更に、励起したＹＡＧロッドを通過させて出力増幅するＭＯＰＡ技術で２０５Ｗまで高出力化し、非線形結晶に入射することで、最高６４Ｗの３倍波出力を周波数４０−４５ｋＨｚで得た例が報告されている。

特開２００３−８１２１号公報（第１図） Ｍ．Ｆｒｅｄｅ ｅｔ ａｌ．，"Ｈｉｇｈ ｐｏｗｅｒ ｆｕｎｄａｍｅｎｔａｌ ｍｏｄｅ Ｎｄ：ＹＡＧ ｌａｓｅｒ ｗｉｔｈ ｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ｂｉｒｅｆｒｉｎｇｅｎｃｅ ｃｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎ"，Ｏｐｔ．Ｅｘｐｒｅｓｓ１２，３５８１−３５８９（２００４）（Ｆｉｇ．５） Ｃｈａｒｌｅｓ Ｘ．Ｗａｎｇ ｅｔ ａｌ．，"Ｈｉｇｈ Ｐｏｗｅｒ Ｑ−ｓｗｉｔｃｈｅｄ ＴＥＭ００ Ｍｏｄｅ Ｄｉｏｄｅ−Ｐｕｍｐｅｄ Ｓｏｌｉｄ Ｓｔａｔｅ Ｌａｓｅｒｓ ｗｉｔｈ ＞ ３０Ｗ Ｏｕｔｐｕｔ Ｐｏｗｅｒ ａｔ ３５５ｎｍ"，Ｐｒｏｃ． ｏｆ ＳＰＩＥ Ｖｏｌ． ６１００． ６１００１９、（２００６）（Ｆｉｇｕｒｅ１４）

しかしながら、上記固体レーザ、特にＮｄ：ＹＡＧレーザに関する従来技術は、いずれも強い熱レンズ条件で安定した高出力レーザ発振をする為の技術であるが、より高出力化もしくは強い熱レンズ条件でのレーザ発振を狙う上で２つの問題が存在した。１つは、より高出力を得る為の励起入力の増加に伴い、レーザ素子にかかる熱負荷やレーザ共振の理想状態からのずれが増大し、結果的に高出力発振を阻害する要因が生じて出力飽和してしまう問題である。もう１つは、原理的に理想状態に近いレーザ共振が可能で高出力発振時の阻害要因が発生しない構成であっても、高出力（強い熱レンズ）に対応した共振器設計値が取れない問題である。

特許文献１を例において説明する。特許文献１の構成では、熱レンズ補償手段として共振器内に配置した凹レンズの焦点距離、配置を調整することで、原理的にいくらでも強い熱レンズ条件での共振器設計が可能である。しかし、実際には高出力発振時にレーザ共振が理想的な左右対称状態から崩れることに起因する高出力発振の阻害要因が生じる。この阻害要因が励起入力の増加に合わせて増大する特性を持つため、どれだけ高い励起入力で発振する共振器を設計しても、ある一定レベルよりもレーザ出力が増加しない飽和現象に陥ってしまう。具体的には、複屈折補償による対称共振器の場合、発振領域の中心で不安定型発振に陥る特異点領域が発生し、その条件付近での高出力発振を妨げられる問題である。これは、９０度旋光子で複屈折補償したことで、左右のＹＡＧロッドでレーザ光が感じる熱レンズに差（複熱レンズの差に相当し約２０％の差異）が生じることによる、共振器のわずかな対称性の崩れが原因であり、励起入力に対するレーザ出力の変化を測定したレーザ入出力特性において、特性の中心でレーザ出力が最も高くなる領域の付近に出力のくぼみ（これを仮にディップと称する）が生じる現象となって現れる。特に高励起入力（強い熱レンズ条件）で発振する共振器設計とする程、対称性の崩れが増加し、特異点領域が拡大してディップが増大し、高出力発振を阻害するようになる。特許文献１の構成による公知例では最大２０８Ｗの横シングルモードレーザ発振を実現した論文報告がある。しかし、我々の実験では、同構成で安定して横シングルモード発振が出来るのは１２０Ｗ程度が限界であり、更に励起入力を上げて高出力発振を狙った設計としても、レーザ出力は１２０Ｗ程度で飽和してしまい高出力の横シングルモード発振を得ることはできなかった。

もう一方の問題については、非特許文献１を例において説明する。非特許文献１では、２つのＹＡＧロッドの間に挿入したテレスコープで左右のＹＡＧロッド間を像転写接続し、レーザ共振の対称性の崩れを防止している。これにより、ディップは発生せず、高出力発振の阻害要因が生じない。しかし、テレスコープが、２つの凸レンズの焦点距離をともにｆ、レンズ間の距離を２ｆに限定した像転写構成となっている為、実際には、高励起入力に対応した共振器が設計できない問題が生じている。この構成では、左右の共振器ミラーを非常に曲率の強い（曲率半径が短い）ミラーとすることで高励起入力対応の共振器にすることはできる。しかし、その場合ミラー上でのビーム径が極端に小さくなる為、ミラーの反射コーティングの耐光強度の限界を超え、ミラーが破損してしまう。この為、ある程度以上の高出力化には対応できず、横シングルモードで１００Ｗ以上の高出力発振は困難であった。

また、この構成では、各ＹＡＧロッドの両端面にそれぞれ複数のＬＤ光源からの励起光を集光照射する端面励起構成が採られている。この場合、ＹＡＧロッドの両端面付近に局部的に励起光が集中吸収される為、それぞれ局部的に強い熱レンズが生じるが、実際には複数のＬＤ光を重畳して合成した励起光の強度分布を一様化することが非常に困難で、各熱レンズが全て特性の揃った一様なレンズにはならない。その結果、ＹＡＧロッド間をテレスコープで像転写接続しても実際にはレーザ共振の非対称性が残り、結局、前者の問題である高出力発振の阻害要因が発生してしまう場合があった。Ｎｄ：ＹＡＧレーザで高繰り返し周波数での安定した横シングルモード発振を実現する上で、本来、励起密度の高い端面励起方式の方が有利ではあるが、実用化する上ではこの点がネックとなっている。

他に、上記テレスコープと複屈折補償技術を組み合わせた共振器に、更に、特許文献１の様な熱レンズ補償手段を組み合わせた方法も考えられる。しかし、共振器内にテレスコープと熱レンズ補償用凹レンズの両方、計４枚以上のレンズを配置した非常に複雑な構成となる為、事実上、調整出来る共振器構成ではなく産業製品に応用できる技術ではない。

また、非特許文献２のＦｉｇｕｒｅ１４における基本波発振器部の様に、複屈折補償技術で発振した横シングルモードレーザ光をＭＯＰＡ技術で出力増幅する方法がある。しかし、複数の増幅ユニットで出力増幅する度にビームモードの崩れが顕著となり、高出力化は出来ても横シングルモードとしての高集光性が損なわれる問題、構成が複雑で調整が困難な問題があり、産業製品に応用できる技術とはいえない。

本発明は、上記に鑑みてなされたものであって、高出力、望ましくは１００Ｗ以上の横シングルモード発振が安定して可能な固体レーザ装置を得ることを目的とする。

一方、波長変換レーザにおいては、高周波数で高出力の波長変換レーザの実現が困難な問題があった。具体的には、基本波レーザ発振器としてＮｄ：ＹＡＧレーザを使用した場合は、高周波発振時のパルス幅の拡大やパルス発振の不安定化の問題により、高周波数での波長変換効率が著しく低下し、特に８０ｋＨｚを超える高周波数で高出力の高調波レーザ光が得られる波長変換レーザは実現できていない。またＮｄ：ＹＶＯ４レーザを使用した場合でも、１００ｋＨｚ以上の高周波発振は可能であるが、ＹＶＯ４結晶のサイズの制約から高出力発振が出来ず、高出力の波長変換レーザの実現は困難であった。例えば３倍波レーザの場合、論文等では１００ｋＨｚで最高３６Ｗの波長変換をした例も報告されているが、非線形結晶での集光強度を上げて波長変換効率を高め非線形結晶の寿命を犠牲にした結果によるものであり、製品レベルの技術としては１００ｋＨｚで２０Ｗ程度の３倍高調波出力が限界であった。結局、いずれの基本波レーザの場合においても、製品レベルの品質で、１００ｋＨｚで３０Ｗ以上の高出力発振をする３倍高調波レーザは実現できていない。

本発明は上述した固体レーザ装置を用いて、高周波数、望ましくは約１００ｋＨｚで高出力の高調波レーザ光が得られる、波長変換レーザ装置を得ることを目的とする。

この発明に係る固体レーザ装置においては、２つの固体レーザ素子を備えた対称共振器の固体レーザ素子間に、焦点距離ｆの２枚の凸レンズと９０度旋光子とを配置し、２枚のレンズの間隔を２ｆより短くし、各レンズと隣接する固体レーザ素子の中心の距離を略ｆとしたものである。

また、この発明に係る波長変換レーザ装置においては、本発明に係る固体レーザ装置にＱスイッチと偏光素子とを更に備え、出力された基本波レーザ光を非線形素子に入射し波長変換するものである。

この発明は、テレスコープの構成を工夫することで、強い熱レンズ条件でも発振できる共振器が設計でき、高出力発振が可能という効果を奏する。

この発明の実施の形態１を示す固体レーザ装置の構成図である。 従来の固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態１の構成と従来構成とのビーム径特性の計算結果を比較した図である。 この発明の実施の形態１の構成と従来構成とのレーザ出力特性の実験結果を比較した図である。 この発明の実施の形態１のテレスコープと従来構成のテレスコープとの図である。 従来構成のテレスコープを共振器に組み入れた場合の効果を示す図である。 この発明の実施の形態１のテレスコープを組み込んだ共振器の図である。 従来構成で発振可能な熱レンズの強さの計算結果を示した図である。 この発明の実施の形態１の固体レーザ装置で発振可能な熱レンズの強さの計算結果を示した図である。 この発明の実施の形態１の固体レーザ装置でモードボリュームが最大となる条件を示した図である。 この発明の実施の形態２を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態３を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態３における固体レーザ装置にて端面励起を行った場合の構成図である。 固体レーザ装置において端面励起を行った場合の励起光の強度分布を示した図である。 この発明の実施の形態３における固体レーザ装置にて端面励起を行った場合のＹＡＧロッド内に発生する熱レンズを示した図である。 この発明の実施の形態４を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態５を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態５における固体レーザ装置と実施の形態１における固体レーザ装置の光学部品の位置変動による光軸のズレを示した図である。 この発明の実施の形態６を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態６における固体レーザ装置と実施の形態５における固体レーザ装置等の構成と発振領域を比較する図である。 この発明の実施の形態７を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態８を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態９を示す固体レーザ装置のテレスコープの構成図である。 この発明の実施の形態１０を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明における光学素子の位置ズレとレーザ光の光軸のズレを示した図である。 この発明の実施の形態１０における効果を示す図である。 この発明の実施の形態１１を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態１１における共振器ミラーの凹凸による影響を示す図である。 この発明の実施の形態１２を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態１３を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態１４を示す固体レーザ装置の構成図である。 この発明の実施の形態１４におけるポインティング変動による影響を示す図である。 この発明の実施の形態１４におけるビーム径変化による影響を示す図である。 この発明の実施の形態１５を示す固体レーザ装置の構成図である。

以下に、本発明にかかる固体レーザ装置、波長変換レーザ装置の実施の形態を図面に基づいて詳細に説明する。なお、この実施の形態によりこの発明が限定されるものではない。また、本明細書中に記載の距離については、特に断らない限り光学的距離を示すものとする。

実施の形態１．
図１は、本発明にかかる固体レーザ装置の実施の形態の構成を示す図である。この固体レーザ装置は、全反射ミラー１１と部分反射ミラー１２で共振器を構成し、共振器の内部に２つの固体レーザ素子２１，２２と、９０度旋光子５と、２枚のレンズ６１，６２を同軸上に配置している。ここで、全反射ミラー１１側の固体レーザ素子を、第１の固体レーザ素子２１または左の固体レーザ素子２１と呼び、部分反射ミラー１２側の固体レーザ素子を、第２の固体レーザ素子２２または右の固体レーザ素子２２と呼ぶ。また、全反射ミラー１１側のレンズを第１のレンズ６１と呼び、部分反射ミラー１２側のレンズを第２のレンズ６２と呼ぶ。第１の固体レーザ素子２１と第２の固体レーザ素子２２は、一例として、共に同じサイズのＹＡＧロッドであり、同等の励起入力で励起され、同等の熱レンズが発生している（以後、固体レーザ素子をＹＡＧロッドとも呼ぶ）。全反射ミラー１１と部分反射ミラー１２は共に曲率半径Ｒのミラーであり、２つの固体レーザ素子２１，２２を挟んで光学的に左右対称となるように配置され、対称共振器を構成している（以後、全反射ミラー１１と部分反射ミラー１２を共振器ミラーとも呼ぶ）。

この対称共振器と第１の固体レーザ素子２１、第２の固体レーザ素子２２及び、両固体レーザ素子の間に設置した９０度旋光子５とで複屈折補償型共振器を構成している。また、第１のレンズ６１と第２のレンズ６２は共に焦点距離ｆの凸レンズであり、第１の固体レーザ素子２１と第２の固体レーザ素子２２との間に設置されテレスコープを構成している。ここで、第１のレンズ６１とそれに隣接する第１の固体レーザ素子２１の中心との光学的距離はレンズ６１，６２の焦点距離ｆと略同じ長さに設定され、また、第２のレンズ６２とそれに隣接する第２の固体レーザ素子２２の中心との光学的距離も同様に略ｆに設定されている。また第１のレンズ６１と第２のレンズ６２との光学的距離は、後述する２ｆ未満の任意の長さＬ_２に設定される。尚、９０度旋光子５の設置位置は両レーザ素子の間であればどこでも良いが、通常は耐久性の観点から、ビーム径の太い第１の固体レーザ素子２１と第１のレンズ６１との間、もしくは第２の固体レーザ素子２２と第２のレンズ６２との間に設置される。

この固体レーザ発振器では、各ＹＡＧロッド２１，２２が強い熱レンズを持つ為、図１における発振レーザ光７のトレースが示すように、ＹＡＧロッド２１，２２内部でのビーム径が最も太く共振器ミラー１１，１２上では細くなるような伝播状態のレーザ光が発振する。ここで、固体レーザ素子２１，２２内の最大横シングルモードビーム径を２ω_０とすると、この２ω_０がＹＡＧロッド２１，２２の外径Ｄに対し十分大きな値となるように共振器を設計にした場合に、高効率の横シングルモードのレーザ光が発振する。この十分大きな値とは、一般的には、ＹＡＧロッドの外径の７０％程度の大きさである。ただし、構成によっては６０％以上で横シングルモード発振する場合もあり、一概に数値規定するものではない。

左右の固体レーザ素子２１，２２の間に設置したテレスコープは、第１の固体レーザ素子２１の中心と第２の固体レーザ素子２２の中心の２つの像が互いに重なるような像転写の作用をする。複屈折補償型共振器では、左右のＹＡＧロッドで別々の熱レンズを発振レーザ光に対して感じさせてしまう為、共振器の非対称が生じてしまう。しかし、テレスコープで左右のＹＡＧロッドの中心を像転写すると、異なる強さの熱レンズがあたかも同一の位置で発生しているように発振レーザ光に感じさせる為、共振器の中心で２つの異なる熱レンズが重なって発生している状態となり、共振器の非対称性が解消される。

ここで、非特許文献１に記載の従来技術では、テレスコープの構成として、第１のレンズと第２のレンズとの間の距離Ｌ_２が、各レンズの焦点距離ｆの２倍（２ｆ）と等しくなるような限定配置としている。ここで、２枚のレンズで像転写光学系を構成する場合、上述のように、２枚のレンズ間の距離を２ｆとするのが一般的に採用される構成であり、これにより、各固体レーザ素子の中心との間で、ビーム径のみならずレーザの波面情報をも転写する完全な像転写条件のテレスコープが構成される。しかし、このような構成では低励起入力（弱い熱レンズ条件）で発振する共振器しか設計出来ない問題があった。本発明では、Ｌ_２を２ｆ以外の距離にしても複屈折補償型共振器の中で像転写の効果が発揮されることを見出し、Ｌ_２＜２ｆの条件とすることで、従来得られなかった高励起入力（強い熱レンズ）の条件でも発振する高出力の横シングルモード発振器が実現できた。

図２に特許文献１に記載の、従来のテレスコープを含まない複屈折補償型共振器の構成を示す。平板の部分反射ミラー３１２と平板の全反射ミラー３１１と２つの固体レーザ素子２１，２２により左右対称な共振器を構成し、固体レーザ素子２１，２２間に９０度旋光子を備え、固体レーザ素子２１，２２と共振器ミラー３１１，３１２間に凹レンズ３６１，３６２を備えた構成である。図１と同様な構成については同じ番号を付してある。図３は、ＹＡＧロッドの熱レンズ（ここで熱レンズの焦点距離をｆ_０とし、以後熱レンズの強さを１／ｆ_０で表す）とＹＡＧロッド内の横シングルモードビーム径との関係をシミュレーション計算した結果を示したものである。図３（ａ）は特許文献１および非特許文献１に記載の従来技術によるものであり、図３（ｂ）は本発明によるものである。図４は、図３に示した構成に対応したレーザ入出力特性の実験結果を示すものである。図４（ａ）が従来の複屈折補償型共振器の結果とその問題点を示すもので、図４（ｂ）が複屈折型共振器に新規構成のテレスコープを組み合わせた結果と従来構成のテレスコープを組み合わせた結果を比較したものである。

図３において、設計条件ＡとＢは、図２に示した特許文献１に記載の従来技術による、複屈折補償型共振器の低励起入力用の設計値と高励起入力用の設計値によるものである。低励起用とするか高励起用とするかは、例えば図２の凹レンズの焦点距離を変化させることで対応することができる。設計条件Ｃは、非特許文献１に記載の従来技術によるテレスコープと複屈折補償型共振器とを組み合わせたものである。設計条件Ｄ、Ｅが本発明の構成によるもので、後述する効率を最適化した場合の設計値と、更に高励起入力用の設計値によるものである。

まず設計条件Ａ、Ｂの場合に注目する。図３のシミュレーションのグラフの中で、ロッド内ビーム径が有限の値を採る熱レンズの範囲があり、これが安定型発振可能な条件範囲を示す発振領域と呼ぶものである。この発振領域の中心にビーム径が有限な値を採らない領域があり、これが発振の非対称性に起因する特異点領域である。この特異点領域は、低励起入力用（弱い熱レンズ条件）の設計値では狭く、高励起入力用（強い熱レンズ条件）の設計値では広くなる傾向を持っている。

これに対応する図４（ａ）のレーザ入出力特性の実験結果を見比べると、低励起入力（弱い熱レンズ条）用の設計条件Ａでは、特異点は発生しつつもレーザ入出力特性に対し影響は現れていない。しかし、高励起入力（強い熱レンズ条件）用の設計条件Ｂでは、特異点領域の幅の拡大に応じてレーザ入出力特性が２山に割れ発振効率が低下している。この２山に割れた特性形状の谷間の部分を以降ディップと呼ぶ。すなわち、特異点領域の幅が狭いときはレーザ入出力特性には影響を及ぼさないが、ある臨界点を超え十分広い特異点領域となると、レーザ入出力特性にディップが発生し、高出力のレーザ発振ができなくなることを示している。図４（ａ）において、設計条件ＡとＢの特性の間に細かく条件を変更した複数の特性を載せているが、これによると（１／ｆ_０）＝０．０１０ｍｍ^−１よりも強い熱レンズ条件で設計した共振器でディップが発生しており、上記臨界点が（１／ｆ_０）＝０．０１０ｍｍ^−１であることを示している。これよりも強い熱レンズ条件では、従来の複屈折補償型共振器ではディップが発生してしまい、安定して高出力の横シングルモード発振をすることができなくなる。この制限により、我々の実験結果では、レーザ出力として１２０Ｗ程度が限界であった。

また、従来のテレスコープ（Ｌ_２＝２ｆ）を組み込んだ複屈折補償型共振器のビーム径特性の計算結果を、図３（ａ）の設計条件Ｃに示す。計算上、特異点領域は完全に解消されており理想的な横シングルモード発振が可能である。ただし、設計可能な熱レンズの強さが限られており、低出力発振しか出来なかった。想定されるレーザ入出力特性を図４（ｂ）に破線で示す。最高出力としては約１００Ｗが限界である。

これに対し、本発明の構成（Ｌ_２＜２ｆ）によるビーム径特性のシミュレーション結果（図３（ｂ）の設計条件Ｄ、Ｅ）をみると、特異点領域が発生することなく従来構成（Ｌ_２＝２ｆ）の２倍以上の熱レンズ条件で発振可能であることが分かる。それに対応したレーザ入出力特性の実験結果が図４（ｂ）の設計条件Ｄ、Ｅであり、それぞれディップの無い滑らかな１山の特性となっており、励起入力の増加に比例して高出力のレーザ発振が実現できていることが分かる。その結果、部分反射ミラーの透過率の最適化とも組み合わせて、我々の実験では、最高で２００Ｗ以上の高出力の横シングルモード発振を実現することができた。

この点についての理論的な背景を以下で、もう少し詳細に説明する。図５（ａ）に非特許文献１に記載の構成、図５（ｂ）に本発明の構成での２つのレンズ６１，６２によるテレスコープの模式図、及びその光線行列を示す。なお、計算の簡単化の為に、それぞれのＹＡＧロッド２１，２２の中心に熱レンズがあるものとした。図５（ａ）の従来技術のテレスコープの光線行列に着目すると、この行列式（ＡＢＣＤ）の内ＢとＣの値が０となっており、これは左右のＹＡＧロッド２１，２２の中心間で、ビーム径情報と波面情報の両方を転写する完全な像転写構成のものとなっていることを示している。このテレスコープを共振器内に組み入れた場合の模式図を図６（ａ）に示す。この図で、ｆ_φ、ｆ_ｒはＹＡＧロッドの複熱レンズに対応した２種類の熱レンズの焦点距離を示すものであり、ＹＡＧロッド断面の周方向に偏光面を持つφ偏光に対する熱レンズの焦点距離がｆ_φ、ＹＡＧロッド断面の径方向に偏光面を持つｒ偏光に対する熱レンズの焦点距離がｆ_ｒである。

複屈折補償型共振器では左のＹＡＧロッド２１でφ偏光、右のＹＡＧロッド２２でｒ偏光となるレーザ光と、左のＹＡＧロッド２１でｒ偏光、右のＹＡＧロッド２２でφ偏光となるレーザ光の２種類のレーザ光が発振するが、互いに左右を入れ替えただけで同じ特性を持つレーザ光なので、単純化の為、前者のレーザ光のみを模式図として抽出した。この場合、テレスコープの左右に位置する焦点距離ｆ_ｒの熱レンズと焦点距離ｆ_φの熱レンズが伝搬距離０の状態で並んでいるとみなすことができる。すなわち、図６（ｂ）に示したように、焦点距離ｆ_φのレンズとｆ_ｒのレンズの２つのレンズが同じ位置に重なっている状態と等価であり、この共振器の光線行列は、２つの異なった熱レンズが共振器の中心に重なって配置している状態を示している。その結果、共振器は光学的に左右対称な構成となり、特異点の無い特性を得ることができる。

一方、本発明の構成（Ｌ_２＜２ｆ）の光線行列は図５（ｂ）に示したように、行列式（ＡＢＣＤ）の内、Ｂのみが０となっており、これは左右のＹＡＧロッド２１，２２間でビーム径情報のみを転写し、波面情報は転写しない部分的な像転写構成と言える。これを共振器に組み込んだ場合、左右のＹＡＧロッド２１，２２上での波面の向きは同じとはならないが、焦点距離ｆ_ｒの熱レンズと焦点距離ｆ_φの熱レンズが伝搬距離０の状態で並んでいる、すなわち重なって配置される特徴は維持される。結局この場合でも、共振器の中心に２つの異なった熱レンズが重なって配置された対称共振器を構成とすることになる。更に、左右のＹＡＧロッド２１，２２での波面の向きが同じとならないことを利用し、図５（ｂ）の様にテレスコープから両側のＹＡＧロッド２１，２２に入射する波面が発散波面となるように構成すれば、従来構成のテレスコープよりも強い熱レンズでレーザ発振することができる。従って、複屈折補償型共振器の非対称性に起因する特異点問題に対しての効果を保持しつつ、強い熱レンズに対応する設計条件が選択可能になるメリットが生じる。

理論的にはＬ_２を短くするほど強い熱レンズ（高励起入力）でのレーザ発振が可能であり、この点について以下で説明する。まず、本発明の構成によるテレスコープを含む共振器の模式図を図７に示す。ここで単純化のために、ＹＡＧロッド２１，２２の熱レンズはＹＡＧロッド２１，２２の中心位置で（１／ｆ_ｒｏｄ）の強さで発生しているものとする。ここで、熱レンズの焦点距離ｆ_ｒｏｄは、φ偏光の熱レンズの焦点距離ｆ_φとｒ偏光の熱レンズの焦点距離ｆ_ｒを平均化したものでもある。この共振器の１往復分の光線行列は、下記のように計算される。

この（ＡＢＣＤ）行列を用いて、共振器のレーザビームの固有解（ビーム径２ω、波面曲率ｒ）を下記式で求めることが出来る。

このωの値が有限な数値（実数解）をもつｆ_ｒｏｄの範囲が発振領域であり、この発振領域の中心の熱レンズの焦点距離をｆ_０としたとき、下記ｆ_０の解を得る。

このときのビーム径が横シングルモード発振に必要なＹＡＧロッド２１，２２内ビーム径２ω_０と一致しているとした時、ω_０はＲとＬ_１のみの関数になり、ビーム径２ω_０を得るのに必要なＬ_１は下記の式になる。

（３）式は下記の様に変換することができる。

これが、テレスコープのレンズ６１，６２間距離Ｌ_２と発振可能な熱レンズの強さとの関係を表す関係式であり、Ｌ_２を短くするほど強い熱レンズ（高励起入力）でのレーザ発振することを示している。

（５）式に従来構成のテレスコープの条件（Ｌ_２＝２ｆ）を当てはめると、従来構成の場合の熱レンズ（１／ｆ_０）は下式となる。

図８に（６）式による発振領域の熱レンズ（１／ｆ_０）の計算結果の一例として、例えばφ２ｍｍのＹＡＧロッドを使用した場合を示す。共振器ミラーの曲率が強い（曲率半径Ｒが小さい）ほど、強い熱レンズ条件で発振することができる。しかし、現実的に採りえるミラー曲率半径の上限（Ｒ＝５０ｍｍ程度）を考慮すると、熱レンズ条件の上限は、（１／ｆ_０）＝０．００５ｍｍ^−１程度であり、それ以上強い熱レンズ条件で発振するレーザ共振器を設計することは出来ない。

これに対し、本発明の構成（Ｌ_２＜２ｆ）による熱レンズ（５）式は、従来構成よりも下記の分だけ強い熱レンズ条件（＝高励起入力）で発振することができる。

図９に、一例として共振器ミラーの曲率半径Ｒを５０ｍｍとした場合の、Ｌ_２に対する発振領域の熱レンズの強さ（１／ｆ_０）の計算結果、および上述した設計条件Ｃ，Ｄ，Ｅと対応する点をプロットした結果を示す。図９より、Ｌ_２が短い程、強い熱レンズ条件で発振することができることが判る。例えば、従来構成（Ｌ_２＝２ｆ）である設計条件Ｃに比べ、本発明の構成である設計条件Ｅでは、約３倍の強さの熱レンズでも発振することが可能となる。また、原理的にＬ_２はいくらでも短く設定することができる為、設計条件Ｃに比べ３倍以上の強さの熱レンズで発振するレーザ共振器も設計可能である。ここで、励起入力と熱レンズの強さは比例関係にある為、３倍以上の励起入力で発振するレーザ共振器が設計可能と言える。

次に、Ｌ_２の最適化について説明する。ここでは、焦点距離ｆ_ｒｏｄの熱レンズを持つＹＡＧロッドでレーザ発振した場合の、ＹＡＧロッド内部でのレーザ光の伝播状態を考える。ＹＡＧロッドの熱レンズは、ロッド内の温度分布を反映した屈折率分布に起因するものであり、通過するレーザ光の波面を収束気味に変化させる凸レンズの作用を成す。従って、ＹＡＧロッドに入射したレーザ光は、ＹＡＧロッド内部で弓なりの曲線を描き収束しながら通過していく。この曲線の内側、すなわち発振レーザ光が通過する領域が、ＹＡＧロッド内部の励起エネルギーをレーザ出力に変換している領域であり、この領域のボリューム（モードボリュームと称する）が、励起領域に対して大きいほどレーザ発振効率が向上する。モードボリュームは、ＹＡＧロッド内部でのレーザ光の伝播状態によって大きく異なり、ＹＡＧロッド内部でのレーザ光の伝播状態は、テレスコープの設計値によって決まる。即ち、テレスコープの設計値によってモードボリュームが左右される。この点を以下で説明する。

図１０（ａ）は、第２のＹＡＧロッド２２に平行波面のレーザ光が入射した場合のＹＡＧロッド２２内部でのレーザ光の伝播状態を示す模式図、図１０（ｂ）は、発散波面のレーザ光が入射した場合のＹＡＧロッド２２内部でのレーザ光伝播状態を示す模式図である。図１０では第２のＹＡＧロッド２２のみ記載しているが、第１のＹＡＧロッド２１も、第２のＹＡＧロッド２２と左右対称に同様なレーザ光伝搬状態となっている。図１０（ａ）は、ちょうど従来構成のテレスコープの配置（Ｌ_２＝２ｆ）の場合に共振器内で再現される伝播状態であり、ＹＡＧロッド２２の左側端面（入射端面）でビーム径が最大となり、右側に進行するにつれビーム径が縮小し、右側端面で最少となっている。図１０（ｂ）は、本発明の構成（Ｌ_２＜２ｆ）の場合に共振器内で再現される伝播状態であり、ＹＡＧロッド２２の左側端面（入射端面）から内部に進行した位置（ｘ）にてビーム径が最も膨らむ伝播状態となっている。この位置（ｘ）は、入射波面の曲率が強い程、ＹＡＧロッド２２の右側に移行する傾向がある。本発明の共振器構成では、ＹＡＧロッド２２へのレーザ光の入射波面はテレスコープのレンズ６１，６２間距離Ｌ_２に依存し、Ｌ_２が短い程波面曲率は強くなる為、ＹＡＧロッド２２内部でのビーム径が最も膨らむ位置（ｘ）も右側に移行することになる。

ここで図１０（ａ）と図１０（ｂ）のモードボリュームを比較する。互いに最大ビーム径は同じであってもモードボリュームは後者の方が大きく、より高効率のレーザ発振が出来ることを意味する。更に、ビーム径が最大となる位置（ｘ）に応じてモードボリュームが変化し、これはモードボリュームを最大にする最適な位置が存在することを意味している。

図１０（ｃ）に、第２のＹＡＧロッド２２内部でのレーザ光の伝播状態とモードボリュームとの関係を示す。グラフの横軸は、ロッド内部でビームが最も膨らむ位置のロッド端面からの距離（ｘ）であり、ＹＡＧロッドの全長を１で規格化している。グラフの縦軸はモードボリュームである。まず、（ｘ＝０）の伝播状態（ア）はＹＡＧロッドの入射端面でビーム径が最大の従来構成によるものである。これに対し、（ｘ）の値が増加するにつれモードボリュームも増加していき、（ｘ＝０．５）の伝播状態（イ）でモードボリュームは最大となるが、更に大きな値（ｘ＝０．７５）の伝播状態（ウ）では逆にモードボリュームは減少してしまう。この例では、モードボリュームが最大となる伝播状態（イ）では、伝播状態（ア）よりも約３０％モードボリュームが大きく、その分高効率の発振が出来ることを意味している。

次に、この伝播状態（イ）を満足するテレスコープの設計値について述べる。この伝播状態は、ＹＡＧロッド２２の中心でビーム径が最大となっており、ＹＡＧロッド２２の中心を境に左右対称の伝播状態となっている。従って、ＹＡＧロッドに入射するレーザ光の波面（１／ｒ）が、ＹＡＧロッドの熱レンズ（１／ｆ_０）の半分と均衡している条件である。式（２）にこの条件を付加すると下記の式が導出される。

また、この時の熱レンズは下式である。

また、（４）式で定義したパラメータＫは、共振器パラメータＲ，Ｌ_１を用いると下記のようにも変形できる。

これを用いて、（７）式は下記のように表記を変形することも出来る。

また、ω_０はＹＡＧロッド半径ｄの０．６〜０．７倍でモードボリュームの大きい横シングルモード発振をすることができる。０．７倍以上の場合も、発振レーザ光の外縁部がＹＡＧロッドの外径からはみ出してしまい効率が低下してしまう場合はあるが、横シングルモード発振には有効である。また０．６倍未満の場合でも、横シングルモード発振時のモードボリュームは低下するが、本発明が有効であることには変わりない。

以上の結果、狙いの熱レンズ（１／ｆ_０）で発振するレーザ共振器を設計する場合、共振器ミラー１１，１２の曲率半径Ｒは（８）式で、テレスコープのレンズ６１，６２間の距離Ｌ_２は（７）式で最適化することが出来る。この（７）式を満足する設計値がモードボリュームを最大化し、最も効率の良い横シングルモード発振をする為の設計解である。

尚、以上の説明は横シングルモード発振に対する有効性を中心に説明してきたが、横マルチモード発振に対しても本質的には有効な技術である。発振領域の特異点条件で共振器損失が増大すると、単一の次数成分のレーザ光しか発振しない横シングルモード発振の場合は、特に敏感に影響を受け、レーザ入出力特性のディップの現象となって現れる。しかし、多数の次数のレーザ光が共生発振する横マルチモード発振では、ある次数の光が特異点の影響で損失を受けても、別の次数のレーザ光が補って発振する為、相対的に特異点に対し鈍感な傾向を持つが、影響を受けることには変わりない。特に、Ｍ^２＝１０以下程度の低次マルチモードと呼ばれる低次数発振では、横シングルモード発振に準じる効果が期待できる。ただし、あくまで横シングルモードで最大の効果が得られることは言うまでもない。

また、以上で述べてきたテレスコープを構成しているレンズ６１，６２の配置等の設計値は、あくまでも理論計算で求めた理想値であり、必ずしも厳密に理想の設計値と一致させる必要は無い。とはいえ、あまりにも理想値とかけ離れた設計値を取ると、本来のレーザ発振の特異点の影響を解消する効果が得られなくなってしまう。例えば、テレスコープのレンズ６１，６２とＹＡＧロッド２１，２２の中心からの光学的距離がレンズ６１，６２の焦点距離ｆと一致せずずれてしまった場合、特異点領域が発生し、ずれ量に比例して特異点領域の幅も拡大してしまうが、この量が十分小さいものであれば入出力特性にディップが発生することは無く、問題にはならない。

ここで、先述したように、従来技術の複屈折補償型共振器において入出力特性にディップが現れだす熱レンズの臨界条件が判明している。本質的には、ＹＡＧロッドの熱レンズが強くなることによる特異点領域の幅の拡大がディップの発生原因であるから、上記臨界条件は、特異点領域の幅に対する臨界条件に置き換えることができる。本発明にて理想値から外れた設計値を採った場合の特異点領域の幅が、この臨界量よりも小さければ、ディップは発生せず問題とならない。

我々の試算では、テレスコープのレンズとＹＡＧロッドの中心との光学的距離に関する設計値と理想値の差異は約１０％以下であれば問題なく、１０％を超えると臨界量を越してディップが発生する恐れがある。即ち、理想値に対し±１０％程度の範囲内のズレとなるように設計値を採択すれば、十分に本発明の効果が得られる。

実施の形態２．
図１１は、本発明にかかる固体レーザ装置の実施の形態２の構成を示す図である。図１と同構成の部分には同番号を付している。本構成は、図１の構成と同じ原理に基づき、同様の効果を有するが、ＹＡＧロッド間に配置されるレンズ６３の構成（枚数、配置）が異なる。この構成の動作原理を以下で述べる。

まず、図１においては、一対のＹＡＧロッド２１，２２の中心間を像転写接続する為に、同じ焦点距離ｆのレンズ６１，６２を２枚用い、レンズ６１，６２間の距離Ｌ_２はレンズの焦点距離ｆの２倍（２ｆ）よりも短い任意の距離としている。このＬ_２は短い程、高励起入力で発振する共振器を構成するが、どれほど短くしても制約はなく、原理的には０であっても良い。２枚のレンズ６１，６２が距離０で並ぶのは即ち、２倍の強さ（半分の焦点距離）のレンズ１枚に合成することを意味する。従ってこの状態は、左右のＹＡＧロッド２１，２２の光学的な中間の位置に、１枚のレンズ６３が挿入されており、そのレンズ６３と左右のＹＡＧロッド２１，２２の中心との光学的距離は、夫々、該レンズ６３の焦点距離の２倍になっている状態といえる。この構成を模式化したものが図１１である。一対のＹＡＧロッド２１，２２の間に焦点距離ｆのレンズ６３が１枚あり、左右のＹＡＧロッド２１，２２の中心とレンズ６３との間の光学的距離は夫々、レンズの焦点距離ｆの２倍（２ｆ）となっている。

このような構成により、図１０（ｃ）の伝搬状態（イ）よりも励起効率はやや低下するものの（本構成の場合、図１０（ｃ）においてモードボリュームはｘ＝０．８付近の値となる）、非常に高励起入力に適した構成となり、非常に高出力なレーザ光が得られるレーザ共振器となり得るという効果がある。

実施の形態３．
図１２は、図１に示した実施の形態１に係る固体レーザ装置において、ＹＡＧロッドの励起部分を側面励起方式で構成した装置の図である。図１２において、第１のＹＡＧロッド２１は、第１の励起用レーザダイオード（ＬＤ）５０１、５０２によって側面方向から励起光を照射され、第２のＹＡＧロッド２２は、第２の励起用レーザダイオード（励起用ＬＤまたは単にＬＤとも呼ぶ）５０３、５０４によって側面方向から励起光を照射されることで、各ＹＡＧロッド内部全体がほぼ均一に励起されている。尚、高い繰り返し周波数でのパルスレーザ発振をする場合は、この共振器にＱスイッチ素子を組み込み、またＹＡＧロッド内の励起密度を引き上げる為、ＹＡＧロッド２１、２２には細い外径寸法のものが採用される。できるだけ高い繰り返し周波数でのパルス発振をしたい場合は、ＹＡＧロッドの外径もできるだけ細い方が良い。

一方、これと対比する構成として、図１の固体レーザ装置を端面励起方式で構成した装置を図１３に示す。図１３において、ベンドミラー５１１、５１２、５１３，５１４を介して、ＹＡＧロッド２１、２２、共振器ミラー１１、１２、テレスコープを構成する第１および第２のレンズ６１、６２および９０度旋光子５とで、実施形態１と同様のレーザ共振器を構成している。ベンドミラー５１１〜５１４はそれぞれ、赤外波長の発振レーザ光を全反射し、８０８ｎｍ付近の波長の励起光を全透過するダイクロイックコーティングが施されている。第１の励起用ＬＤ５２１，５２２から発した励起光は、それぞれ集光レンズ５３１、５３２によってベンドミラー５１１、５１２の裏面から、第１のＹＡＧロッド２１の両端面に集光され、両端面中心部が集中励起されている。また、第２の励起用ＬＤ５２３，５２４から発した励起光は、それぞれ集光レンズ５３３、５３４によってベンドミラー５１３、５１４の裏面から、第２のＹＡＧロッド２２の両端面に集光され、同様に両端面中心部が集中励起されている。

ただし、高出力発振する固体レーザを設計する上で、各端面を励起するＬＤは１個では励起パワーが足りず、複数のＬＤを重畳して集光照射する必要がある。通常は個別のＬＤから発した励起光を光ファイバー５４１〜５４４で光伝送し、その複数の励起光伝送ファイバーを一つに束ねてファイバーの出射端部で重畳し、集光レンズ５３１〜５３４でＹＡＧロッド２１，２２端部の中心に集光する。その状態を図１４に示す。図１４（ａ）は１個の励起ＬＤで励起した場合の図、図１４（ｂ）は複数の励起ＬＤで励起した場合の図であり、それぞれＹＡＧロッド端部に集光照射する励起光の強度分布を示している。図１４（ａ）における単一ＬＤでの励起の場合は、ＹＡＧロッド端面に集光される励起光の強度分布は滑らかなガウシアン分布を示すが、図１４（ｂ）の様に複数のＬＤを集光励起する場合は、重畳部の精度や個々のＬＤの特性のばらつき等により、複数のピークを持つ歪んだ形状の強度分布となる傾向がある。この為、ＹＡＧロッド端面の温度分布が必ずしも一様な分布とはならず、均質で歪みの無い熱レンズが形成されるとは限らない。

また、ＹＡＧロッドで吸収される励起光量は、ＹＡＧロッド端面付近が最も強く、ＹＡＧロッド内部に進行するにつれて徐々に弱くなるが、この吸収分布は個々の励起ＬＤの特性（例えば発光波長や発散角）により大きく変化する為、形成される熱レンズのでき方にも敏感に影響を及ぼす。図１５（ａ）は、図１３の構成においてベンドミラーとレーザ光の折り返しを省略した図であるが、その結果、図１５（ａ）に示すように、各ＹＡＧロッド２１，２２端面に形成される各熱レンズａ，ｂ，ｃ，ｄの強さはばらつきを持つ場合が多く、かつ、個々の熱レンズが異なる収差成分を持ち易い傾向がある。そのため、テレスコープにより２つのＹＡＧロッドの熱レンズが伝搬距離０の状態で並んでいるとみなすことができたとしても、図１５（ｂ）に示したように、熱レンズａと熱レンズｃが重なったレンズと、熱レンズｂと熱レンズｄが重なったレンズとが左右に存在している状態と等価となり、共振器の左右対称性が崩れてしまう。

一方、図１２の側面励起方式の場合は、拡散した励起光でＹＡＧロッド２１，２２全体をまんべんなく照射励起する為、ＹＡＧロッド内部の温度分布が均質化され、収差の少ない均等な熱レンズが形成される特徴がある。このような励起方式の差異を考えると、端面励起方式では図１３のように２つのＹＡＧロッド間をテレスコープで像転写接続しても、個々の端面での熱レンズのばらつきや収差により、共振器の左右対称性が崩れてしまうため、実施の形態１に示すような効果が十分得られず、側面励起方式の方が効果的と言える。２つのＹＡＧロッド間を像転写接続する本発明に係る他の実施の形態でも、側面励起方式が有効である。

なお、上記実施の形態では励起光源としてレーザダイオードを例として説明したが、励起光源はレーザダイオードに限定されるものではなく、例えばランプ等でも同様の効果を得られることは明らかである。

実施の形態４．
実施の形態１では、２つのＹＡＧロッドの間に２枚の凸レンズを備えたものであり、実施の形態２では、２つのＹＡＧロッドの間に１枚の凸レンズを備えたものであった。本実施の形態は、２つのＹＡＧロッドに凸レンズの作用を持たせ、凸レンズを不要とした固体レーザ装置である。図１６は、図１に示した固体レーザ装置におけるテレスコープを構成する２枚の凸レンズ６１，６２を、ＹＡＧロッドと一体化した構成の固体レーザ装置の構成図であり、テレスコープ以外の構成は実施の形態１と同様である。第１および第２のＹＡＧロッド１２１，１２２の対向する端面に、それぞれ曲率半径Ｒ_ａの球面加工を施し凸レンズを形成している。また、各ＹＡＧロッド１２１，１２２の間には９０度旋光子５が配置されている。

ここで、各ＹＡＧロッド１２１，１２２の長さをＬ_０、屈折率ｎ_０、ＹＡＧロッド端部の凸レンズの焦点距離をｆとする。この場合、焦点距離ｆが球面加工したＹＡＧロッド１２１，１２２の端部から中心までの光学的距離、即ちＹＡＧロッド１２１，１２２の長さの半分の光学長Ｌ_０／（２ｎ_０）と等しくなる時、２つのＹＡＧロッド１２１，１２２の中心間が像転写接続するように作用する。
ＹＡＧロッド端の凸レンズを曲率半径Ｒ_ａで球面加工した場合の焦点距離ｆは、以下の式で表される。

この焦点距離ｆが、ＹＡＧロッド１２１，１２２の半分の光学長に等しいとして、下記条件が必要となる。

（１１）式、（１２）式より、下記曲率半径Ｒ_ａでの条件式が得られる。

また、この共振器では、実施の形態１（図１）と異なり独立した凸レンズがない為、ＹＡＧロッド端に形成された凸レンズとして作用する球面加工部の間の距離、すなわちＹＡＧロッドの球面加工部分のみを切り取ったレンズを仮定したときのこのレンズの主点間の距離Ｌ_３が、図１の固体レーザ装置におけるレンズ間距離Ｌ_２に相当する。よって、Ｌ_３を短くする程、高励起入力条件で発振するレーザ共振器が設計できる。図５に示した従来のテレスコープのように完全像転写条件に相当するＬ_３の距離は、以下の式で求められる。

これに対し、下記Ｌ_３の条件を満たした場合に、この共振器は実施の形態１の固体レーザ装置と同様の効果を得て高出力の横シングルモード発振が可能となる。

本実施の形態においては、上記のように、別途凸レンズを使用せずにシンプルな構成で２本のＹＡＧロッド間を像転写接続できるため、実施の形態１（図１）や実施の形態２（図１１）に比べ構成要素が単純化され、コンパクトで故障の少ない高出力の横シングルモード固体レーザが実現される。

実施の形態５．
実施の形態１および２では、同じ曲率を有したミラーにより共振器を構成していたが、本実施の形態は、平面ミラーにより共振器を構成した固体レーザ装置である。図１７は、図１に示した固体レーザ装置において、共振器ミラーを平面ミラーとした場合の構成を示した構成図である。図１７において、ＹＡＧロッド２１，２２、テレスコープを構成する第１および第２のレンズ６１，６２および９０度旋光子５の配置は、実施の形態１と同様であるが、共振器ミラー３１１，３１２を平面ミラーとしている。また、平面ミラー３１１，３１２とＹＡＧロッド２１，２２および２枚のレンズ６１，６２は、実施の形態１と同様に対称に配置されている

従来の復屈折補償型共振器や、テレスコープ間の距離を２ｆに限定した像転写光学系を組み込んだ共振器では、平面ミラーで共振器を構成すると強い熱レンズ条件でのレーザ発振ができず、高出力のレーザ発振器を設計することができなかった。しかし、図１の様にテレスコープを構成する第１および第２のレンズ６１，６２間の距離の狭い像転写光学系を組み込んだ共振器構成では、第１および第２のレンズ６１，６２間の距離を調整するだけで、共振器ミラーの曲率に関係なくいくらでも強い熱レンズに対応した共振器が設計できる為、平面ミラーによる共振器構成でも高出力のレーザ発振器が設計できる。
すなわち、実施の形態１においては（５）式により、テレスコープの２枚のレンズ６１，６２間距離Ｌ_２を短くするほど強い熱レンズ（高励起入力）でのレーザ発振することを示していたが、本実施の形態では共振器ミラーが平面であるので、（５）式中の共振器ミラー１１，１２の曲率半径Ｒが無限大（∞）の場合を想定すればよい。（５）式においてＲ＝∞とすると、（５）式は以下の通りとなる。

（５）’式より明らかに、本実施の形態においてもテレスコープのレンズ６１，６２間距離Ｌ_２を短くするほど、強い熱レンズ（高励起入力）でのレーザ発振が可能であることがわかる。

次に、共振器ミラーを平面ミラーで構成する場合の利点について以下説明する。
図１８は、ＹＡＧロッド２１，２２や第１および第２のレンズ６１，６２等の共振器内光学部品の位置変動に対する発振光軸の変化の様子を示した図である。図１８においては、９０度旋光子５は省略している。共振器周囲の環境温度の変化や振動、レーザ発振器の筐体への外力等で、共振器内の光学部品は必ず微小な位置変動を起こし得るが、その際レーザ光軸が変化する現象となって現れる。位置変動の発生による影響が大きい光学部品としては、ＹＡＧロッドとテレスコープを構成するレンズとが考えられる。いずれが位置変動しても、その影響は類似したものとなるので、以下テレスコープを構成する第１のレンズ６１が位置変動した場合について説明する。図１８（ａ）は平面ミラー３１１，３１２による共振器構成の場合、図１８（ｂ）は曲率を持つ球面ミラー１１，１２による共振器構成の場合の、第１のレンズ６１の位置変動による出射するレーザ光の光軸９の変化である。図１８（ｂ）に示したように、球面ミラー１１，１２による構成の場合は、出射するレーザ光の光軸９は理想光軸（一点鎖線）に対して位置と角度の両方が変化している。一方、図１８（ａ）に示したように、平面ミラー３１１，３１２による構成の場合は、光軸９は第１のレンズ６１の位置変化によるオフセット変動のみであり角度変化は発生していない。

精密レーザ加工をする上でレーザ光のポインティング安定性は重要な問題で、加工ワークに集光するレーザ光の照射位置が時間変動すると精密加工ができなくなる。このポインティング変化は、レーザ発振器の出口でのレーザ光軸の位置変化成分と角度変化成分で切り分けて考えることができる。レーザ発振器から加工ワークまでの光路系の設計にもよるが、一般的にレーザのポインティング変化で大きな影響を及ぼすのはレーザ光軸の角度変化成分の方である。図１８（ａ）の平面ミラーによる構成の場合、光軸の角度変化は起らずオフセット変動のみである為、レーザ加工への影響が限定され、安定した精密加工が実現できる。

なお、本実施の形態に示した構成の場合、図１０（ｃ）の伝搬状態（イ）よりも励起効率は低下する（本構成の場合、図１０（ｃ）においてモードボリュームはｘ＝１．０付近の値となる）という点においては、実施の形態１の構成に対してデメリットを有している。しかし本実施の形態の構成では、実施の形態１の構成と同様に高励起入力に対応することも可能であるとともに、上述したように、レーザ光のポインティング安定性が実施の形態１の構成よりも更に向上するという効果が得られるという特徴がある。また、実施の形態４に示した固体レーザ素子とテレスコープのレンズを一体化した構成の固体レーザ装置への、平面ミラーの適用も可能である。

実施の形態６．
図１９は、本実施の形態に係る固体レーザ装置の構成を示した図であり、実施の形態５の図１７に示した平面ミラーによる共振器の内部構成（共振器ミラー３１１と３１２の間の構成）を２個直列に並べ、両端に平面ミラーの共振器ミラー３１１、３１２を配置した共振器構成である。図１９において、左側に配置されたＹＡＧロッド２１ａ，２２ａ、２枚のレンズ６１ａ，６２ａおよび９０度旋光子５ａと、右側に配置されたＹＡＧロッド２１ｂ，２２ｂ、２枚のレンズ６１ｂ，６２ｂおよび９０度旋光子５ｂとは、対称に配置される。また、全反射ミラー３１１とこのミラーに隣接するＹＡＧロッド２１ａの中心間の距離、および部分反射ミラー３１２とこのミラーに隣接するＹＡＧロッド２２ｂの中心間の距離をＬ_１とすると、互いに隣接するＹＡＧロッド２２ａの中心とＹＡＧロッド２１ｂの中心との距離ＬはＬ_１の２倍に設定される。

図１９に示した共振器では、共振器内部で発振するレーザ光の伝搬状況は、図１７の共振器をそのまま２個直列に並べた状態と同一になり、２つの構成要素のそれぞれが図１７の共振器と同じ特性の共振器ユニットとして作用する。これにより、発振領域の幅や狙いの熱レンズ値等の特性は同じ状態を保ったまま、レーザ出力のみが約２倍の高出力レーザ装置となる。

図２０に、図１７で示したＹＡＧロッド２本の基本構成と、単純にＹＡＧロッド本数を倍増した構成、及び図１９に示した基本構成を２段連結した本実施の形態の構成による発振領域の比較を示す。図２０（ａ−１）が基本構成を示し、図２０（ａ−２）が基本構成による発振領域の特性を示している。また、図２０（ｂ−１）がＹＡＧロッド本数を単純倍増した共振器の構成を示し、図２０（ｂ−２）がこの構成での特性を示している。さらに、図２０（ｃ−１）が本実施例の構成を示し、図２０（ｃ−２）がその特性を示している。図２０（ｂ−１）の構成の場合、共振器内のＹＡＧロッド本数の増加に伴い、共振器内でレーザ光が感じる熱レンズ量の総和も単純に倍加する為、励起入力Ｐの変化に対する熱レンズの変化が倍増する。そのため図２０（ｂ−２）に示したように、発振領域の幅Ｗｂは図２０（ａ−１）に示した基本構成の発振領域の幅Ｗａに比べて半分になってしまう（Ｗｂ＝Ｗａ／２）。しかし図２０（ｃ）の構成では、共振器の左半分と右半分がそれぞれ図２０（ａ）の基本構成と同じ共振器の周期構成要素（以下、共振器ユニットと呼ぶ）を構成し、各ＹＡＧロッドの熱レンズ変化に対する負荷をそれぞれの共振器ユニットが分担して背負うため、図２０（ｃ−１）に示したように、発振領域の幅Ｗｃは図２０（ａ−１）に示した基本構成の幅Ｗａと全く同一になる（Ｗｃ＝Ｗａ）。

従って、本実施の形態の構成によれば、発振領域の幅が狭くなることなく、共振器内のレーザ利得が倍増し、レーザ出力も約２倍に向上することができる。更に、共振器内でのレーザ利得が増えることで、より高い繰り返し周波数でのＱスイッチパルスレーザ発振も可能となる。

なお、上記は図１７に示した基本構成を２段連結した場合について説明してきたが、３段以上の複数段を連結しても同様の効果が期待でき、連結段数に応じたレーザ出力の向上とＱスイッチパルス発振時の繰り返し周波数の向上が期待できる。また、すべての連結段を共振器内部で連結するのではなく、共振器の外に同様の配置を並べ、それらを増幅段として使用するＭＯＰＡ構成としても良い。また、実施の形態４に示した固体レーザ素子とテレスコープのレンズを一体化した構成を適用することも可能である。

実施の形態７．
図２１は、本実施の形態に係る固体レーザ装置の構成を示した図であり、実施の形態１の図１に示したような球面ミラー構成による共振器を、実施の形態６の図１９に示した様に２段連結した場合の構成である。両端には曲率半径Ｒの球面ミラー１１，１２を配置し共振器を構成しており、共振器中心部には焦点距離ｆ_ｍのレンズ１３を配置している。この焦点距離ｆ_ｍは、共振器ミラー１１，１２の曲率半径Ｒに対して、ｆ_ｍ＝Ｒ／２の値となるように設計されており、共振器ミラー１１，１２が凸ミラーの場合はこのレンズ１３は凹レンズであり、共振器ミラー１１，１２が凹ミラーの場合はこのレンズ１３は凸レンズとなる。図２１は、共振器ミラー１１，１２が凸ミラー、レンズ１３が凹レンズの場合を示している。また、共振器ミラー１１，１２、ＹＡＧロッド２１ａ，２２ａ，２１ｂ，２２ｂ、レンズ６１ａ，６２ａ，６１ｂ，６２ｂ、９０度旋光子５ａ，５ｂの配置は実施の形態６（図１９）と同様である。

このような構成を備えることにより、実施の形態６と同様に、左右の共振器ユニットの基本構成と同じ発振領域特性を持ち、かつ、レーザ出力が約２倍の高出力レーザ装置を実現できる。

尚、中心の焦点距離ｆ_ｍのレンズ１３は、あくまでレンズに入射する曲率半径Ｒのレーザ波面の発散角を反転する作用の光学部品として採用しているものであり、例えば２枚組のレンズによるテレスコープ等、同じ波面反転の作用をする光学部品であれば必ずしも単一のレンズでなくても良い。また、実施の形態６と同様に、３段以上の複数段を連結しても、共振器外部に同構成を並べて増幅段として使用するＭＯＰＡ構成としても良い。また、共振器ミラーが球面ミラーである実施の形態２（図１１）の構成や実施の形態４（図１６）の構成も、本実施の形態に適用して複数段連結することで、レーザ出力を向上させることができる。

実施の形態８．
図２２は、実施の形態５の図１７に示した基本構成を２段並べ、かつ、４枚のベンドミラー４２１〜４２４でリング状に連結した共振器構成を有した固体レーザ装置の構成図である。図２２において、４枚のベンドミラーの中で１枚のベンドミラー４２２を部分反射ミラーとし、他のベンドミラー４２１，４２３，４２４を全反射ミラーとしている。また、上側に配置されたＹＡＧロッド２１ａ，２２ａ、２枚のレンズ６１ａ，６２ａおよび９０度旋光子５ａと、下側に配置されたＹＡＧロッド２１ｂ，２２ｂ、２枚のレンズ６１ｂ，６２ｂおよび９０度旋光子５ｂ、および４枚のベンドミラーとは、対称に配置される。また、ベンドミラー４２２とベンドミラー４２５の間には、レーザ光の進行方向を規定するアイソレータ４２５が挿入されている。図２２においては、黒矢印の向きにレーザ光の進行方向が規制されている。この場合、部分反射ミラーであるベンドミラー４２２からは、白矢印の方向にレーザ光が出射される。

上記構成により本実施の形態に係るレーザ装置は、実施の形態６と同じ発振特性を持つリング共振器となる。リング共振器自体は単一縦モード発振をしたい場合に良く用いられる手法であるが、これに、高励起入力でのレーザ発振を可能とする実施の形態６の構成とを組み合わせることで、非常に高出力な単一縦モードの横シングルモード発振が可能となる。

尚、リング共振器の中で連結する基本構成の段数は必ずしも２段とする必要は無く、３段以上の連結で更に高出力発振ができる構成としても良い。この場合、各共振器ユニットの距離がすべて等しくなるように配置すればよい。また、４枚のベンドミラー中、いずれを部分反射ミラーとしても良く、アイソレータの挿入位置もレーザ光路中であればどこでも良い。また、アイソレータを挿入しない構成も可能であり、この場合レーザ光は、図１９において、ベンドミラー４２２から白矢印と破線矢印の２方向に出射されることになる。また、実施の形態４で示したＹＡＧロッドとテレスコープのレンズを一体化した構成を適用してもよい。

実施の形態９．
図２３は、２枚のレンズでテレスコープを構成する実施の形態１および実施の形態３〜８に係る固体レーザ装置において、テレスコープを構成する２つのレンズ６１，６２の制御に関する装置の構成を示す図である。テレスコープを構成する第１のレンズ６１と第２のレンズ６２は、共通のガイド６０に添って移動可能なホルダーで保持されている。第１のレンズ６１と第２のレンズ６２はそれぞれ、ボールネジ等の第１の移動手段３１と第２の移動手段３２によってガイド６０に添って光軸（一点鎖線）方向に移動可能になっている。移動手段３１，３２は制御手段３３により、その動作を制御される。制御手段３３は、別途入力される励起入力指令値に基づき、励起入力とそれに対する最適なＬ_２の値との組み合わせテーブルを記憶した記憶部より最適なＬ_２を選択し、第１のレンズ６１と第２のレンズ６２間の距離がこの最適なＬ_２となるように、移動手段３１，３２を制御する。ここでは２枚のレンズ６１，６２をともに移動させるため、移動手段を各レンズに設けたが、いずれか１枚のレンズのみを移動可能としても良い。

通常、例えば２００Ｗのレーザ出力が得られるように設計した共振器で１００Ｗのレーザ出力を得たい場合、励起入力を調整してレーザ出力を目的の値に合わせ込むが、その場合、レーザビームの発散角、パルス安定性等のビーム品質も変化してしまう。そこで、上記で示したように、第１のレンズ６１と第２のレンズ６２の間の距離Ｌ_２を変化することにより、低励起入力で発振する共振器から高励起入力で発振する共振器まで共振器の形態を変化することができることを利用し、励起入力の増減に合わせて、テレスコープのレンズ間距離Ｌ_２を制御するようにした。その結果、励起入力を変化して弱い出力のレーザ発振をしたい場合でも、レーザビームの発散角、パルス安定性等のビーム品質を一定に保つことが出来るようになった。

尚、ここでは、第１のレンズ６１と第２のレンズ６２は共通のガイド６０に添って移動可能としたが、各レンズがレーザ光の光軸に添って移動できれば、共通のガイドでなくても良い。ただし、共通のガイドに添って各レンズを移動するようにした方が、レンズが光軸上から外れて共振器のアライメントが崩れてしまうリスクを最小化することができ、信頼性の高い制御が可能となる。なお、テレスコープのレンズのみを移動することでＹＡＧロッドの中心とレンズとの間の光学的距離が変化し、像転写の理想条件を崩してしまうが、先述したように理想値からのズレ量が±１０％以内の範囲でレンズを移動する分には問題とならない。

実施の形態１０．
実施の形態５の図１８において、共振器ミラーが曲率を持ったミラーの場合、光学部品の位置変動に影響を受けやすい点について説明したが、本実施の形態は、この点を解消するための固体レーザ装置である。図２４は、本発明にかかる固体レーザ装置の実施の形態１０の構成を示す図である。共振器の基本構成は実施の形態１（図１）と同じであるが、各光学素子の保持構造に特徴を持つ。図２４（ａ）が固体レーザ素子とテレスコープを含むキャビティモジュールに関する部分構成図であり、図２４（ｂ）が共振器ミラーを含む共振器全体の構成図である。

まず図２４（ａ）において、第１の固体レーザ素子２１と第２の固体レーザ素子２２は夫々、第１の励起ユニット２３、第２の励起ユニット２４の内部に固定保持されている。励起ユニットは、例えば図２４（ａ）に示したように２つの板状体の間にＹＡＧロッドを挟み込むような構成であり、ＹＡＧロッドの周りには図示していない励起光源や集光器等が設けられている。各励起ユニット２３，２４と、第１のレンズ６１、第２のレンズ６２は、第１の光学基台２５上で一体となるように固定され、キャビティモジュール２０を形成している。また、９０度旋光子５も第１の励起ユニット２３、又は第２の励起ユニット２４のレンズ６１，６２側の側部に固定され、キャビティモジュール２０内で保持されている。このキャビティモジュール２０は、共振器ミラーを固定する第２の光学基台２６とは分離独立した構成となっている。

図２４（ｂ）にこのキャビティモジュール２０と第２の光学基台２６の構成を示した。キャビティモジュール２０は、全反射ミラー１１と部分反射ミラー１２を保持する第２の光学基台２６上に、隙間を空けて、３個の支持部材２０１，２０２，２０３を介して間接的に固定されている。３個の支持部材は球面軸受けを内蔵し、第２の光学基台２６とキャビティモジュール２０が角度方向に摺動可能なように接続支持している。また、このキャビティモジュール２０は第２の光学基台２６上から着脱可能であり、位置決めピン２１１、２１２、２１３のあて面に押し当てながら固定することにより、位置再現性良く取り付けできるようにしている。ここで、位置決めピン２１１，２１２はレーザ光の光軸と直交する方向のキャビティモジュール２０の位置を決めるべく、図２４（ｂ）において、キャビティモジュール２０の手前側に配置されている。また、位置決めピン２１３はレーザ光の光軸方向のキャビティモジュール２０の位置を決めるべく、図２４（ｂ）において、キャビティモジュール２０の部分反射ミラー１２側に配置されている。

ところで、レーザ発振器の使い勝手を高める為の一つのコンセプトとして、レーザ発振器をどのような場所に移送し、持ち込んでも、移送前と同じ状態に無調整で立上るというハンズフリーの思想がある。高出力のレーザ発振器の場合、通常は移設の度に再調整が必要だが、頻繁にレイアウトの変更を必要とする生産設備の中に適用される場合は、移設しても無調整で立ち上がり、即時稼動できるレーザ発振器とすることには大きなメリットがある。本発明の共振器においてもハンズフリーを達成するには、共振器の中で特に位置ずれに対し敏感な感度を持つ光学部品の位置安定性を集中的に高めることが有効である。

本発明の共振器は、共振器ミラー１１，１２の位置ずれに対しては比較的に広い裕度を持つが、テレスコープのレンズ６１，６２の位置ずれに対しては敏感な特性を持つ。特に、左右のＹＡＧロッド２１，２２の中心軸とテレスコープのレンズ６１，６２の中心軸とがずれることに対して非常に敏感であり、この２つの軸が常に一致するような状態を維持することが、安定性の向上やハンズフリーの達成の上で重要である。

図２５は、共振器内の光学素子の位置ずれに対する、レーザ光の発振状態をシミュレーションした結果を示したものである。図２５（ａ）は、位置ずれの無いオリジナルの状態を示したものであり、図２５（ｂ）は、ＹＡＧロッド２１，２２や共振器ミラー１１，１２の中心軸（二点鎖線）に対し、２つのレンズ６１，６２の中心軸（一点鎖線）が下方にずれたケースである。また、図２５（ｃ）はＹＡＧロッド２１，２２やテレスコープを構成する第１および第２のレンズ６１，６２の中心軸（一点鎖線）に対し、２つの共振器ミラー１１，１２の中心軸（二点鎖線）が上方に位置ずれしたケースである。特に、ＹＡＧロッド２１，２２の位置でのレーザ光の光軸（破線）の変化に対して注目する。レーザ光の光軸とＹＡＧロッド２１，２２の中心軸とのずれが大きいほど、ＹＡＧロッド２１，２２内を通過せずカットされるレーザ光の成分が増加し、レーザ出力が低下することを意味する。両ケースを比較すると、図２５（ｃ）に示したような共振器ミラーが位置ずれしたケースでは、レーザ光の光軸はＹＡＧロッドの中心軸に対しほとんどずれておらず、レーザ出力が低下しないのに対し、図２５（ｂ）に示したようなレンズが位置ずれしたケースでは、レーザ光の光軸がＹＡＧロッドの中心軸から大きくずれてしまい、その分レーザ出力が大幅に低下することを示している。

図２６は、レーザ発振器を搬送する際に、レーザ発振器にどのような外力が加わり、変形するのかを示した模式図である。図２６（ａ）は光学基台上に励起ユニットを直接固定した場合の構成、図２６（ｃ）は本発明の構成である。横シングルモードで発振するレーザ共振器の場合、一般的に長い共振器長を必要とする為、共振器ミラー６１，６２を固定する第２の光学基台２６も光軸方向に伸びる細長い形状をなしている。このような長方形状の装置を搬送する場合、通常は重さのバランスが取れるように左右の支点に力Ｆを加えて持ち上げることになる。その際、図２６に示すように、光学基台２６は自重によって中央部が湾曲してくぼみ、変形する傾向をもつが、そのような変形に対し、図２６（ａ）に示した構成の場合はＹＡＧロッド２１，２２の軸とテレスコープのレンズ６１，６２の中心軸がずれてしまい、レーザ出力が低下する等の影響を受けてしまう。図２６（ｂ）に、ＹＡＧロッド２１，２２とレンズ６１，６２の中心軸のずれを示した。図２６（ｂ）において、第２の光学基第２６の湾曲により、共振器ミラー１１，１２の中心軸（一点鎖線）よりもＹＡＧロッド２１，２２の中心軸（破線）が下方に位置し、更にＹＡＧロッド２１，２２の中心軸（破線）よりもレンズ６１，６２の中心軸（二点鎖線）が下方に位置することとなる。

一方、図２６（ｃ）に示したように本発明による構成の場合は、外力のかかる第２の光学基台２６とキャビティモジュール２０が独立した構造となっているため、外力Ｆにより第２の光学基台２６が変形しても、角度方向に摺動可能な球面軸受け２０１，２０２，２０３による支持部材を介して固定されたキャビティモジュール２０には外力が掛からず、キャビティモジュール２０は変形しない。第２の光学基台２６の変形に応じてキャビティモジュール２０の位置は微小変化するが、特に敏感な部分であるＹＡＧロッド２１，２２の中心軸とレンズ６１，６２の中心軸との位置関係は常に保持される為、レーザ出力への影響が小さく、搬送時の外力に対して強い、優れた安定性を持たせることが出来る。図２６（ｄ）に、ＹＡＧロッド２１，２２とレンズ６１，６２の中心軸の関係を示した。図２６（ｄ）において、第２の光学基第２６の湾曲により、共振器ミラー１１，１２の中心軸（一点鎖線）よりもＹＡＧロッド２１，２２の中心軸（二点鎖線）とレンズ６１，６２の中心軸（二点鎖線）が下方に位置するが、キャビティモジュール２０の第１の光学基台２５が湾曲しないので、ＹＡＧロッド２１，２２の中心軸（二点鎖線）とレンズ６１，６２の中心軸（二点鎖線）の位置関係にズレは、ほとんど発生しない。

尚、本実施の形態ではキャビティモジュール２０を第２の光学基台２６上に接続する球面軸受け２０１，２０２，２０３から成る支持部材は３個としたが、光学基台２６とキャビティモジュール２０が分離した構造となっていれば、４個以上の支持部材を用いても良い。また、球面軸受け以外の摺動部材であっても良い。

また、本発明では、位置決めピン２１１、２１２、２１３を位置決めの基準にして光学基台２６上からキャビティモジュール２０を着脱可能な構成にした。固体レーザ発振器において、励起光源のレーザダイオードは消耗部品であり、寿命に応じて交換が必要である。特に、ＹＡＧロッドの側面から励起光を照射し励起する側面励起型の固体レーザ発振器では、励起ユニットの内部にレーザダイオードを組み込んでいる場合が多く、レーザダイオードの交換には励起ユニット全体の交換が必要となる。従来技術では、各励起ユニットを個別に交換していたが、部品精度の問題で各励起ユニット毎にＹＡＧロッドの中心軸の位置が微妙に異なる為、レンズの中心軸とＹＡＧロッドの中心軸との位置再現性が低く、交換後は再調整が必要となっていた。

本発明の如く、キャビティモジュール内に励起ユニットとテレスコープを一体配置し、特に精密な調整を要するＹＡＧロッドとレンズの中心軸との調整を予め別装置等で済ましておいたキャビティモジュールをそのまま交換することで、交換後のテレスコープの再調整が必要なくなる。また、本発明の共振器は、ＹＡＧロッドと共振器ミラーの中心軸との位置ずれに対しては比較的広い裕度を持つ。具体的には、両者の相対的な位置が０．２ｍｍ程度ずれたとしても、ＹＡＧロッドでの光軸の変化量は数μｍレベルであり、レーザ出力にはほとんど影響しない。ここで、位置決めピン等のあて面を使ったキャビティモジュールの位置再現性は０．２ｍｍ以内であり、キャビティモジュール全体を位置決めピンに従って交換することで、結果的に共振器ミラー等の再調整をほとんど必要としない無調整交換が可能になる。

なお、本実施の形態では、実施の形態１（図１）に示した共振器の構成で説明を行ったが、実施の形態２（図１１）に示したような固体レーザ素子間に１枚のレンズしかない場合であっても、レンズとＹＡＧロッドの中心軸のずれを効果的に防止することができる。

実施の形態１１．
図２７は、本発明にかかる波長変換レーザ装置の実施の形態１１の構成を示す図である。本構成は、図１の固体レーザ装置を基本構成とし、共振器内部にＱスイッチ３と偏光素子４を挿入して、Ｑスイッチ３をＱスイッチ制御手段４１により所望の周波数でオン・オフすることにより、直線偏光のＱスイッチパルス発振が出来るようにしたものである。また共振器を構成する全反射ミラー１１と部分反射ミラー１２は共に、同曲率半径Ｒの凸ミラーである。図２７において、Ｑスイッチ３は全反射ミラー１１と第１のＹＡＧロッド２１との間に挿入したが、特に図２７に規定されるものではなく、共振器内であればどこに配置してもよい。偏光素子４も、特に図２７に規定されるものではないが、一般的には、図２７に示したように固体レーザ素子に対して部分反射ミラー側に配置することが望ましい。また、Ｑスイッチ３および偏光素子４ともに、レーザ光による損傷の防止の観点から、なるべくビーム径が太くなるＹＡＧロッド付近に配置することが望ましい。

レーザ加工をする上で、加工の生産性を上げる為には、高周波数でなるべく短いパルス幅の高出力パルスレーザ発振器を必要とする用途がある。高出力のパルスレーザ発振に有利なＮｄ：ＹＡＧレーザでこのような要請に対応していくには、下記のような方策が有効である。
（１）高周波発振の実現に対しては、ＹＡＧロッドの細径化や励起入力の増強による励起密度の向上。
（２）短パルス発振の実現に対しては、励起密度の向上と共振器長の短縮。
特に、励起密度の向上についてはパルス幅のみならず高周波発振時のレーザパルスの安定性にも強く影響する為、重要なパラメータと言え、レーザ発振周波数の高周波化と短パルス化の両方を実現するには、ＹＡＧロッドの励起密度の向上が不可欠であるといえる。励起密度を上げることは、ＹＡＧロッドの熱レンズを強くすることと等価であり、強い熱レンズ条件で発振する共振器が必要となる。しかし、上記実施の形態１でも述べたように、従来の共振器技術では強い熱レンズ条件で高出力の横シングルモード発振をすることができなかった。即ち、従来技術の共振器では、ＹＡＧロッドの励起密度を引き上げても安定して高出力発振することが出来なかった。本発明の共振器構成では、強い熱レンズ条件でも問題なく高出力発振できる為、ＹＡＧロッドの励起密度の向上にも対応でき、その結果、本発明の構成とすることで初めて１００ｋＨｚ以上の高周波数でも安定なパルス発振ができる高出力パルスレーザ共振器を実現することができた。

一方、以下で共振器長の短縮による短パルス化について述べていく。図２７では、共振器ミラー１１，１２として共に凸ミラー用いたケースを図示したが、本来は正の曲率（凸ミラー）と負の曲率（凹ミラー）のどちらでも採ることが出来る。同じ曲率半径Ｒであれば、凹ミラー、凸ミラーのどちらを採用した場合でも、ＹＡＧロッドの中心と共振器ミラーとの間の光学的距離Ｌ_１を調整することで、互いに同じ励起入力で同じように横シングルモード発振する同じ発振特性のレーザ共振器を設計することができる。図２８に、凸ミラーで共振器を設計した場合と、凹ミラーで設計した場合とを比較した。図２８（ａ）が凸ミラー１１，１２の場合、図２８（ｂ）が凹ミラー１１１，１１２の場合である。両者の設計値を比較すると、凸ミラーの場合の方が共振器長は短い。夫々、横シングルモード発振する為のＹＡＧロッド２１，２２の中心と共振器ミラーとの間の光学的距離Ｌ_１は前記（４）式と（４）’式で求められる。両式を比較すると、凸ミラー構成のＬ_１は凹ミラー構成の場合よりもちょうど曲率半径Ｒの分（共振器全長では２Ｒ）だけ短くなっていることが分かる。パルス幅は概略共振器長に比例する為、共振器長が短くなる分、短パルス発振することが可能となる。また、凹ミラー構成の場合は、共振器内で発生した寄生発振光を拾いやすく発振の壊乱要因となり、主発振成分の横シングルモードレーザ光の出力を低下させる傾向があり、高出力発振においても凸ミラー構成の方が有利である。

一例として、本構成では、ＹＡＧロッドの外径をφ２ｍｍ以下とし、励起入力としてＹＡＧロッド１本あたり５００Ｗ以上のレーザダイオードの出力光（波長８０８ｎｍ）をＹＡＧロッドに照射した場合に、１００ｋＨｚの周波数で１８０Ｗ以上の横シングルモードパルスレーザをパルス幅１００ｎｓ以下で安定発振することができた。

なお、本実施の形態では、実施の形態１（図１）に示した固体レーザ装置の構成で説明を行ったが、実施の形態２（図１１）に示したような固体レーザ素子間に１枚のレンズしかない場合や、実施の形態４（図１６）に示したような固体レーザ素子とテレスコープのレンズを一体化した場合や、実施の形態５（図１７）に示したような共振器ミラーを平面ミラーで構成する場合においても、高出力なパルスレーザを出力することができる。また、実施の形態６，７，８で示したような複数の共振器ユニットの連結構成による固体レーザ装置にも適用できる。

また、本実施の形態に示した共振器にＱスイッチを組み込み高繰り返し周波数でのパルスレーザ発振をする場合、本来ならば、光軸周辺の局部的範囲を集中励起し励起密度を高くし易い端面励起方式の方が有利である。しかし、高出力化の為に多数の励起用ＬＤを必要とする構成の場合は、実施の形態１のような効果が十分得られなくなり、むしろ、側面励起励起方式で細い外径のＹＡＧロッドを励起するような、図１２に示した構成が高い繰り返し周波数に対応することが可能である。

実施の形態１２．
図２９は、本発明にかかる波長変換レーザ装置の実施の形態１２の構成を示す図である。この波長変換レーザ装置は、基本波レーザ発振器と波長変換ユニットからなり、基本波レーザ発振器部は図２７の固体レーザ装置と同じ構成である。もちろん、基本波レーザ発振器部を、図１１に示したような固体レーザ素子間に１枚のレンズしかない構成としてもよいし、図１６に示したように固体レーザ素子とテレスコープのレンズを一体化した構成としてもよい。波長変換ユニットは、生成する高調波の種類によって構成が異なるが、ここでは、一例として３倍高調波を生成する波長変換レーザ装置の場合の構成を示した。

図２９において、基本波レーザ発振器では、Ｑスイッチ３のパルス動作により、高周波数のパルスレーザ光が発振し、部分反射ミラー４１２から出力される。一般的に、部分反射ミラー４１２は、製作の容易性等から裏面がフラットな凸ミラーで構成されていることが多く、図２９では裏面がフラットな凸ミラーで記載した。このような裏面がフラットな凸ミラーや、図１に記載したような両面とも球面のメニスカス形状のミラーの場合、部分反射ミラーは透過するレーザ光に対して焦点距離ｆ_ＰＲのレンズとして作用する。そのため、レンズの作用を考慮に入れて光路設計する必要がある。

上述のように、部分反射ミラーは焦点距離ｆ_ＰＲのレンズとして作用するので、基本波レーザ光７０は、部分反射ミラー４１２を通過した直後に一旦集光し、その後発散性の波面に切り替わる。そして、第１の集光レンズ８１を通過して第１の非線形結晶９１上に集光され２倍高調波を生成し、更に第２の集光レンズ８２で第２の非線形結晶９２上に基本波レーザ光と２倍高調波を同時に集光し３倍高調波光を生成する。第１の非線形結晶９１、第２の非線形結晶９２にはＬＢＯ結晶を使用している。

本実施の形態では、基本波レーザ発振器として図２７の固体レーザ装置を用いたことに特徴がある。図２７の構成を採用することで、高周波数で高出力のパルスレーザ光を基本波レーザとして波長変換レーザに用いることが出来る為、高周波数で高出力のＵＶレーザが実現できる。

尚、上記は３倍高調波レーザの場合の構成例について述べたものであるが、２倍波の場合は１個の非線形結晶（ＳＨＧ結晶）で変換可能であり、３倍波の場合は２個の非線形結晶（ＳＨＧ結晶とＴＨＧ結晶）、４倍波の場合も２個の結晶（ＳＨＧ結晶とＦＨＧ結晶）が必要となる。ＳＨＧ結晶としてはＬＢＯ結晶、ＫＴＰ結晶が、ＴＨＧ結晶としてはＬＢＯ結晶、ＦＨＧ結晶としてはＣＬＢＯ結晶が一般的である。

加工用途からの要請に対応し、１００ｋＨｚ以上の高周波数で高出力の特性を持つ波長変換レーザを実現する為には、１００ｋＨｚの高周波数で安定に短パルス発振する高出力の基本波レーザが必須である。本構成では、図２７の固体レーザ装置を基本波レーザとして使用したことにより、１００ｋＨｚ以上の高周波数で３０Ｗ以上の３倍波平均出力を製品レベルの非線形結晶寿命で初めて実現することが出来た。なお、実施の形態６，７，８で示したような複数の共振器ユニットの連結構成による固体レーザ装置にも適用できる。

実施の形態１３．
図３０は、本発明にかかる波長変換レーザ装置の実施の形態１３の構成を示す図である。実施の形態１２の図２９の構成に加えて、部分反射ミラー４１２の直後にスペーシャルフィルタ７１を設置している。固体レーザ発振器では、横シングルモードのメインビームの他に、寄生光が発振し、メインビームの周囲に同心円状の干渉光７２が発生する場合がある。この干渉光７２は、第１の集光レンズ８１で結晶付近に集光され、非線形結晶９１を保持するホルダー部材や、非線形結晶のエッジ部に照射し、熱として吸収される。その結果、精密な温度調整を必要とする非線形結晶の温度状態が変動してしまい、安定した波長変換が行われなくなることがある。

スペーシャルフィルタ７１は、そのような壊乱要因となる干渉光７２を非線形結晶９１に照射する以前に遮断し、波長変換の壊乱を防止する。また、この干渉光７２は発振器から出射する際の発散角が基本波レーザ光７０とは全く異なる為、基本波レーザ光７０のビーム径が大きくなる位置では基本波レーザ光７０と干渉光７２は重なってしまい分離できなくなってしまう。部分反射ミラー４１２の直後の、基本波レーザ光７０が集光されるウェスト位置付近が、最も効率よく基本波レーザ光７０と干渉光７２を分離できる位置である。この基本波レーザ光７０のウェストは、部分反射ミラー４１２の裏面と、そこから部分反射ミラー４１２の透過レーザ光に対する焦点距離ｆ_ＰＲだけ離れた位置との間に形成される為、この間の位置に基本波レーザ光７０のビーム径よりも大きい開口形を持つスペーシャルフィルタ７１を設置することが望ましい。

なお、本実施の形態では、図３０に示したように固体レーザ素子間に２枚のレンズが配置された波長変換レーザ装置の構成で説明を行ったが、実施の形態２に示したような固体レーザ素子間に１枚のレンズしかない構成、実施の形態４に示したようなＹＡＧロッドとテレスコープのレンズを一体化した構成、および実施の形態５に示したような共振器ミラーが平面ミラーである構成であっても、同様な効果が得られることはいうまでもない。また、実施の形態６，７，８で示したような複数の共振器ユニットの連結構成による固体レーザ装置にも適用できる。

実施の形態１４
図３１は、本発明にかかる波長変換レーザ装置の実施の形態１４の構成を示す図である。実施の形態１２の図２９とは、基本波発振器以降の光路設計が異なる。図３１において、部分反射ミラー４１２と第１の非線形結晶９１との間には、第１の集光レンズ８３と第２の集光レンズ８４の２枚のレンズが設置されている。また第１の非線形結晶９１と第２の非線形結晶９２の間には、第３の集光レンズ８５と第４の集光レンズ８６が設置されている。第２の固体レーザ素子２２と第１の非線形結晶９１、第２の非線形結晶９２は夫々像転写連結となるように、各区間の光学系が設計されている。

各非線形結晶と固体レーザ素子間を像転写連結するのには、２つの理由がある。１つは基本波レーザ光のポインティング変動に対する安定性の向上であり、もう１つは励起入力を変化した際のビーム径の変化に対する信頼性の確保である。まず、前者について説明する。

基本波レーザ発振器として使用されている固体レーザ発振器は、常に一定の状態のレーザ光を出射するわけではなく、短い時間の間に、出射するレーザ光の位置、角度がある割合で変動している。この変動のことをポインティング変動と呼ぶ。このポインティング変動が大きいと、レーザ光が非線形結晶に照射する位置が変動してしまう為、非線形結晶内の温度状態が安定しない。このポインティング変動の原因は、主に、レーザ光の発生源であるＹＡＧロッド等の固体レーザ素子の振動であり、固体レーザ素子を保持する部材の固有振動や、冷却水による固体レーザ素子の水流振動がその要因として挙げられる。従って、固体レーザ素子の微小振動を起点として、レーザ光の出射角度が変動し、ポインティング変動となって現れる。

一方、非線形結晶は、その温度によって波長変換効率（基本波レーザ光を高調波レーザ光に変換する割合）が変化する為、温度に対しては極めて敏感な特性を持つ。その為、精密な温度制御装置で常に温度制御されているが、結晶内部にもレーザ光の照射点を中心とした温度分布が発生しており、波長変換に最適な温度状態を維持するには、照射するレーザ光の状態も安定していることが不可欠である。従って、非線形結晶に照射するレーザ光の位置が変動すると、非線形結晶内の温度分布が安定せず、波長変換効率が不安定になってしまう。即ち、高調波レーザ光の出力が安定しなくなる。安定な波長変換レーザとするには、常に非線形結晶の一定の位置に、レーザ光が照射するようにすることが望ましい。これに対し、基本波レーザ光にはポインティング変動が存在する為、完全に一定の状態でレーザ光を照射することは不可能である。しかし、光路設計によって、ポインティング変動の影響が大きく現れる光路系と、影響の小さい光路系が存在する。

図３２は、実施の形態１２の構成と本構成の光路系でのポインティング変動に対する影響を比較した図である。図３２（ａ）は、実施の形態１２の構成でのレーザ光軸の変化を示した模式図であり、図３２（ｂ）が本構成による模式図である。光路設計によっては、基本波レーザ光のわずかなポインティング変動が非線形結晶上に増幅されて現れてしまう場合がある。図３２（ａ）において、第２の固体レーザ素子２２が上側にずれた場合、レーザ光のポインティング変動は実線矢印のようなずれとなり、非線形結晶９１，９２で特に大きくずれ、波長変換効率が不安定となってしまう。また、第２の固体レーザ素子が下側にずれた場合のポインティングの変動は、破線矢印のようになり、同様に非線形結晶９１，９２で非常に大きなずれとなる。一方、図３２（ｂ）に示したような像転写連結した光路系の場合は、像転写連結した２点でのポインティング変動量は互いに同じとなる為、非線形結晶９１，９２でのポインティング変動量は、第２の固体レーザ素子２２の上下のずれによるポインティング変動量と同等になるように抑制される。これにより、図３２（ａ）に比べ、非線形結晶９１，９２におけるポインティング変動は小さくなる。

従って、図３２（ｂ）に示したように、ポインティング変動源である固体レーザ素子２２の中心と非線形結晶９１の間を像転写連結させた光路系は、ポインティング変動の影響を抑制する上で有効な光路系であるといえる。本構成では、基本波レーザ発振器内の全ての固体レーザ素子２１，２２と各非線形結晶９１，９２が全て像転写連結されている。その結果、いずれのＹＡＧロッド２１，２２を起点とするポインティング変動であっても、各非線形結晶での影響は最少化されることになり、安定性に優れた波長変換レーザを実現することが出来る。

次に、励起入力変化時の信頼性の問題について説明する。図３３は、励起入力を変化したときのＹＡＧロッド２１，２２内でのビーム径の変化と、非線形結晶９１，９２内でのビーム径の変化の様子を表したものである。図３３（ａ）は実施の形態１２の光路構成によるものであり、図３３（ｂ）は本発明の像転写連結による光路構成のものである。ＹＡＧロッドの内部では、ビーム径は励起入力の変化に対しちょうど“Ｕの字”を描いたような特性形状を成し、図３と同様にビーム径が有限の値を有する範囲を発振領域と呼ぶ。発振領域の下限付近と上限付近ではビーム径が大きくなり、発振領域の中心でビーム径が最小になる。

これに対し、非線形結晶でのビーム径は光路系の設計によって異なる特性を示す。図３３（ｂ）の像転写連結による光路系の場合は、ＹＡＧロッドでのビーム径変化特性と相似の形状を成し、発振領域の下限と上限付近ではビーム径が大きく、発振領域の中心で最小となる。ここで、発振領域の中心でのビーム径が狙いのスポット径となるように設計される。一方、図３３（ａ）の実施の形態１２の光路系の場合は、励起入力が増加するにつれてビーム径が小さくなり、発振領域の上限付近でビーム径が最小となるような特性になる場合がある。通常、上述したように発振領域の中心でのビーム径が、狙いのスポット径となるように設計する為、発振領域の中心条件よりも強い励起入力にすると結晶でのビーム径が更に小径化していく。その為、励起入力を入れすぎた場合、結晶内でレーザ光が集光し過ぎて、結晶の破壊閾値を超えてしまい、結晶が破壊する恐れが生じる。従って、実施の形態１２の構成による光路系では励起入力を変化した場合、非線形結晶を破壊する恐れを伴うが、像転写連結による光路系の場合は励起入力を高めてもビーム径が拡大する為、そのような恐れは生じない。従って、本発明の像転写連結による光路系は、部品の破損防止という信頼性の観点でも優れた特性を持つといえる。

次に、像転写連結する為の光路設計条件について以下具体的に説明する。固体レーザ素子と非線形結晶間を像転写連結する為には、それなりの光路設計条件を満足する必要があり、本構成では、図３１に示したように部分反射ミラー４１２と第１の非線形結晶９１の間に２枚の集光レンズ８３，８４を配置する構成とした。本来は１枚の集光レンズであっても良いが、我々の計算では１枚の集光レンズ構成では像転写連結を満足する現実的な設計値は存在せず、２枚以上の集光レンズが必要であった。３枚以上の集光レンズで構成しても良いが、ここでは最も簡単な構成である２枚の集光レンズ構成の場合について図示している。

まず、図３１において、第１の集光レンズ８３の焦点距離をｆ_ａ、第２の集光レンズ８４の焦点距離をｆ_ｂとし、部分反射ミラー４１２から第１の集光レンズ８３までの光学的距離をＬ_ａ、両集光レンズ８３，８４間の光学的距離をＬ_ｂ、第２の集光レンズ８４から第１の非線形結晶９１の中心までの光学的距離をＬ_ｃとする。また、部分反射ミラー４１２は曲率半径Ｒ（絶対値）の凸ミラーであり、透過レーザ光にレンズとして作用する際の焦点距離をｆ_ＰＲとする。第２の固体レーザ素子２２の中心と部分反射ミラー４１２との間の光学的距離はＬ_１である。この光路系の、第２の固体レーザ素子２２から第１の非線形結晶９１までの間の光線行列は次式である。

一方、この光路系は発振領域の中心での熱レンズ条件の時に、ちょうどレーザ光のウェスト位置にあるように第２の非線形結晶９２が配置されている。そのときのウェストでのビーム径が、第２の固体レーザ素子２２内でのビーム径ω_０のＭ_ｓ倍であるという条件を付加すると、上記光線行列は下記を満足する必要がある。

ここでｒ_０は、発振領域の中心条件における第２の固体レーザ素子２２の中心でのレーザ光の波面曲率半径であり、（１）〜（３）式から得られる下式で計算することができる。

Ｌ_ｂとＬ_ｃを任意の距離とすると、（１６）、（１７）式を満足する条件は下記の通りである。

Ｌ_ａ、Ｌ_ｂ、Ｌ_ｃ、ｆ_ａ、ｆ_ｂの各パラメータが（１９）〜（２１）の式を満足することによって、第２のＹＡＧロッド２２から第１の非線形結晶９１までの光路を像転写連結とすることが出来る。

次に、第１の非線形結晶９１と第２の非線形結晶９２の間の像転写光路を求める。図３１において、第３の集光レンズ８５の焦点距離をｆ_ｃ、第４の集光レンズ８６の焦点距離をｆ_ｄ、第１の非線形結晶９１の中心から第３の集光レンズ８５までの光学的距離をＬ_ｄ、第３の集光レンズ８５から第４の集光レンズ８６までの光学的距離をＬ_ｅ、第４の集光レンズ８６から第２の非線形結晶９２の中心までの光学的距離をＬ_ｆとすると、この間の光線行列は次式となる。

発振領域の中心での熱レンズ条件の時、ちょうど第２の非線形結晶９２はレーザ光のウェスト位置にあるように配置されており、かつ、そのときのウェストでのビーム径が第２の固体レーザ素子２２でのビーム径ω_０のＭ_ｔ倍であるとし、次式の条件を課する。

（２２）、（２３）式より、これらを満足する解は、任意の距離Ｌ_ｄと任意の焦点距離ｆ_ｃに対し次式の条件を満足する必要がある。

ｆ_ｃ、ｆ_ｄ、Ｌ_ｄ、Ｌ_ｅ、Ｌ_ｆの各設計値が上記条件を満足するとき、第１の非線形結晶９１と第２の非線形結晶９２の間の光学系は像転写接続の光路となる。

以上の条件を満足する設計値を採ることによって、第１の固体レーザ素子２１、第２の固体レーザ素子２２、第１の非線形結晶９１、第２の非線形結晶９２の全てを像転写接続する設計とすることができ、非常に安定した波長変換レーザ装置を実現できる。

なお、本実施の形態では、図３１に示したように固体レーザ素子間に２枚のレンズが配置された波長変換レーザ装置の構成で説明を行ったが、実施の形態２に示したような固体レーザ素子間に１枚のレンズしかない構成、実施の形態４に示したようなＹＡＧロッドとテレスコープのレンズを一体化した構成、および実施の形態５に示したような共振器ミラーが平面ミラーである構成であっても、同様な効果が得られることはいうまでもない。また、実施の形態６，７，８で示したような複数の共振器ユニットの連結構成による固体レーザ装置にも適用できる。

実施の形態１５．
ところで、実施の形態１４においては、２つのＹＡＧロッド２１，２２と第１、第２の非線形結晶９１，９２の各区間を像転写連結する構成について示した。しかし、その為には部分反射ミラー４１２と第１の非線形結晶９１の間に２枚以上の集光レンズ、第１の非線形結晶９１と第２の非線形結晶９２の間にも２枚以上の集光レンズを配置する必要があり、構成として複雑かつ、長い伝送距離を必要とするデメリットも生じる。その様な場合、例えば第２のＹＡＧロッド２２と第２の非線形結晶９２の間のみを像転写接続する構成としても良い。具体的には図３４に示すように、部分反射ミラー４１２と第１の非線形結晶９１との間に２枚の集光レンズ８７，８８を配置し、第１の非線形結晶９１と第２の非線形結晶９２との間に１枚の集光レンズ８９を配置する。集光レンズ８７，８８は第２のＹＡＧロッド２２の中心を第２の非線形結晶９１の中心に転写するように配置し、レンズ８９はレーザ光を第２の非線形結晶に集光するように配置する。

３倍波や４倍波レーザの場合、第２の非線形結晶９２に比べ、第１の非線形結晶９１は比較的緩い温度特性を持ち、その分、結晶内部の温度変化やポインティング変動に対しても影響を受けにくい。従って、温度変化に特に敏感な特性を持つ第２の非線形結晶９２でのポインティング変動を重点的に抑制するようにすれば、第１と第２の非線形結晶９１，９２の間には集光レンズを１枚だけ配置した簡素な構成で、上述した実施の形態と同様の高い安定性を得ることができる。

なお、本実施の形態では、図３４に示したように固体レーザ素子間に２枚のレンズが配置された波長変換レーザ装置の構成で説明を行ったが、実施の形態２に示したような固体レーザ素子間に１枚のレンズしかない構成、実施の形態４に示したようなＹＡＧロッドとテレスコープのレンズを一体化した構成、および実施の形態５に示したような共振器ミラーが平面ミラーである構成であっても、同様な効果が得られることはいうまでもない。また、実施の形態６，７，８で示したような複数の共振器ユニットの連結構成による固体レーザ装置にも適用できる。

この発明に係る固体レーザ装置は、高出力が要求される分野、特に波長変換レーザ装置の基本波光の発生手段として用いられるのに適している。

Claims (27)

1. 共振器を構成する部分反射ミラーおよび全反射ミラーと、
   前記部分反射ミラーと全反射ミラー間にレーザ光軸に沿って対称に配置された２つのロッド形状の固体レーザ素子と、
   この２つの固体レーザ素子間のレーザ光軸上に配置された焦点距離ｆの２つの凸レンズおよび９０度旋光子とを備え、
   前記２つのレンズの距離は２ｆより小さく、各レンズと隣接する前記固体レーザ素子の中心とその隣接するレンズとの距離は略ｆであることを特徴とする固体レーザ装置。
2. 前記９０度旋光子は、前記２つのレンズのうち一方と当該レンズに隣接する前記固体レーザ素子との間に配置されていることを特徴とする請求項１に記載の固体レーザ装置。
3. 前記部分反射ミラーおよび全反射ミラーは、同じ曲率を有したミラーであることを特徴とする請求項１または２のいずれかに記載の固体レーザ装置。
4. 前記部分反射ミラーおよび全反射ミラーは、いずれも平面ミラーであることを特徴とする請求項１または２のいずれかに記載の固体レーザ装置。
5. 前記部分反射ミラーおよび全反射ミラーの曲率半径をＲとし、
   前記固体レーザ素子の中心での横シングルモード成分のレーザビーム半径をω_０としたとき、
   前記２枚のレンズ間の距離は、略
   

   

   であることを特徴とする請求項３に記載のレーザ装置。
6. 前記ビーム半径ω_０は前記固体レーザ素子の半径の０．６〜０．７倍であることを特徴とする請求項５に記載の固体レーザ装置。
7. 前記部分反射ミラーおよび全反射ミラーの曲率半径をＲとし、
   この部分反射ミラーと当該部分反射ミラーに隣接する前記固体レーザ素子の中心との距離または前記全反射ミラーと当該全反射ミラーに隣接する前記固体レーザ素子の中心との距離をＬ_１としたとき、
   前記２枚のレンズ間の距離は、前記部分反射ミラーおよび全反射ミラーが凸ミラーの場合は略
   

   

   であり、前記部分反射ミラーおよび全反射ミラーが凹ミラーの場合は略
   

   

   であることを特徴とする請求項３に記載のレーザ装置。
8. 共振器を構成する同曲率の部分反射ミラーおよび全反射ミラーと、
   前記部分反射ミラーと全反射ミラー間にレーザ光軸に沿って対称に配置された２つのロッド形状の固体レーザ素子と、
   この２つの固体レーザ素子間のレーザ光軸上に配置された焦点距離ｆの凸レンズおよび９０度旋光子とを備え、
   前記レンズと前記各固体レーザ素子の中心との距離は略２ｆであることを特徴とする固体レーザ装置。
9. 共振器を構成する部分反射ミラーおよび全反射ミラーと、
   前記部分反射ミラーと全反射ミラー間にレーザ光軸に沿って対称に配置され、互いに対向する各端面に凸レンズとして作用するように曲率半径Ｒ_ａの曲面加工を施された、長さＬ_０屈折率ｎ_０の２つのロッド形状の固体レーザ素子と、
   この２つの固体レーザ素子間のレーザ光軸上に配置された９０度旋光子とを備え、
   前記曲率半径は、
   

   

   で、前記２つの固体レーザ素子の距離Ｌ_３は、
   

   

   であることを特徴とする固体レーザ装置。
10. 前記部分反射ミラーおよび全反射ミラーは、同じ曲率を有したミラーであることを特徴とする請求項９に記載の固体レーザ装置。
11. 前記部分反射ミラーおよび全反射ミラーは、いずれも平面ミラーであることを特徴とする請求項９に記載の固体レーザ装置。
12. 共振器を構成する平面ミラーである部分反射ミラーと全反射ミラー間に、レーザ光軸に沿って配置された２つのロッド形状の固体レーザ素子と、この２つの固体レーザ素子間のレーザ光軸上に配置された焦点距離ｆの２つの凸レンズおよび９０度旋光子とを備え、前記２つのレンズの距離は２ｆより小さく、各レンズと隣接する前記固体レーザ素子の中心との距離は略ｆである共振器の周期的構成要素を複数備え、
    前記部分反射ミラーと隣接する前記固体レーザ素子の中心とその部分反射ミラーとの距離および前記全反射ミラーと隣接する前記固体レーザ素子の中心とその全反射ミラーとの距離は等しく、
    前記各共振器の周期的構成要素の間で隣接する前記固体レーザ素子の中心間の距離は前記部分反射ミラーと隣接する前記固体レーザ素子の中心との距離の２倍に等しいことを特徴とする固体レーザ装置。
13. 共振器を構成する同曲率の部分反射ミラーと全反射ミラー間に、レーザ光軸に沿って配置された２つのロッド形状の固体レーザ素子と、この２つの固体レーザ素子間のレーザ光軸上に配置された焦点距離ｆの２つの凸レンズおよび９０度旋光子とを備え、前記２つのレンズの距離は２ｆより小さく、各レンズと隣接する前記固体レーザ素子の中心との距離は略ｆである共振器の周期的構成要素を複数備え、
    前記部分反射ミラーと隣接する前記固体レーザ素子の中心とその部分反射ミラーとの距離、および前記全反射ミラーと隣接する前記固体レーザ素子の中心とその全反射ミラーとの距離は等しく、
    前記各共振器の周期的構成要素の間で隣接する前記固体レーザ素子の中心間の距離は、前記部分反射ミラーと隣接する前記固体レーザ素子の中心との距離の２倍に等しく、
    互いに隣接する前記共振器の周期的構成要素の中間位置に、前記部分反射ミラーの曲率半径をＲとした場合、焦点距離がＲ／２となるレンズを配置したことを特徴とする固体レーザ装置。
14. 平面ミラーである１枚の部分反射ミラーと複数の全反射ミラーによりリング共振器が構成されており、
    前記共振器内のレーザ光軸に沿って配置された２つのロッド形状の固体レーザ素子と、この２つの固体レーザ素子間のレーザ光軸上に配置された焦点距離ｆの２つの凸レンズおよび９０度旋光子とを備え、前記２つのレンズの距離は２ｆより小さく、各レンズと隣接する前記固体レーザ素子の中心との距離は略ｆである共振器の周期的構成要素を複数備え、
    前記共振器の周期的構成要素は、互いに隣接する各共振器の周期的構成要素間の距離が全て等しくなるように配置されていることを特徴とする固体レーザ装置。
15. 前記２枚のレンズの一方、若しくは両方を、共振器の光軸方向に移動させる移動手段を備えたことを特徴とする請求項１〜７のいずれかに記載の固体レーザ装置。
16. 励起入力指令値に応じて前記移動手段を制御する制御手段を備えたことを特徴とする請求項１５に記載の固体レーザ装置。
17. 前記２つの固体レーザ素子と前記レンズと前記９０度旋光子を配置した第１の光学基台と、
    前記部分反射ミラーおよび全反射ミラーを配置した第２の光学基台とを備え、
    前記第１の光学基台は、前記第２の光学基台上に角度方向に摺動可能な支持部材を介して配置されていることを特徴とする請求項３または５〜８のいずれかに記載の固体レーザ装置。
18. 前記第１の光学基台は、３個の前記支持部材を介して前記第２の光学基台上に配置されていることを特徴とする請求項１７に記載の固体レーザ装置。
19. 前記第２の光学基台上に、前記第１の光学基台の側面に対してあて面を有した位置決め手段を備え、
    この位置決め手段のあて面を基準にして前記第１の光学基台の前記第２の光学基台上の位置を決定することを特徴とする請求項１７または１８のいずれかにに記載の固体レーザ装置。
20. 前記部分反射ミラーおよび全反射ミラーは共に凸ミラーであることを特徴とする請求項３、５〜８または１０のいずれかに記載の固体レーザ装置。
21. 前記部分反射ミラーと全反射ミラーとの間に配置されたＱスイッチと、
    このＱスイッチのオン・オフを制御するＱスイッチ制御手段と、
    前記部分反射ミラーと当該部分反射ミラーに隣接する前記固体レーザ素子との間に配置された偏光素子とを備え、
    直線偏光のパルスレーザ光を出力するようにしたことを特徴とする請求項１〜２０のいずれかに記載の固体レーザ装置。
22. 前記各固体レーザ素子の側面から励起光を照射する側面励起方式であることを特徴とする請求項１〜２１のいずれかに記載の固体レーザ装置。
23. 発振するレーザ光が横シングルモードであることを特徴とする請求項１〜２２のいずれかに記載の固体レーザ装置。
24. 請求項１〜２３のいずれかに記載の固体レーザ装置と、
    この固体レーザ装置から出力されたレーザ光の光軸上に配置され、このレーザ光を高調波光に変換する非線形結晶とを備えたことを特徴とする波長変換レーザ装置。
25. 前記部分反射ミラーは透過レーザ光に対し焦点距離ｆ_ＰＲのレンズとして作用するものであり、
    前記部分反射ミラーのレーザ光が透過する側の面と当該面から距離ｆ_ＰＲだけ離れた位置との間に配置され、透過したレーザ光のビーム径よりも大きい開口を有したスペーシャルフィルタを備えたことを特徴とする請求項２４に記載の波長変換レーザ装置。
26. 前記部分反射ミラーと前記非線形結晶との間に配置され、前記部分反射ミラー側の前記固体レーザ素子と当該非線形結晶とを像転写連結する複数のレンズを備えたことを特徴とする請求項２４または２５のいずれかに記載の波長変換レーザ装置。
27. 前記非線形結晶を複数備え、
    この各非線形結晶間に配置され当該隣接する２つの非線形結晶間を像転写連結する複数のレンズを備えたことを特徴とする請求項２６に記載の波長変換レーザ装置。

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