李奔，周井鋒，王藝，白楊

（1 西北大學(xué)光子學(xué)與光子技術(shù)研究所，西安710127）

（2 省部共建西部能源光子技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安710127）

0 引言

空間傳輸矩形激光光斑的高功率近紅外半導(dǎo)體激光器是提高激光表面熱處理效率和質(zhì)量的關(guān)鍵工具之一［1-2］。隨著激光功率的增加，體積增大和空間傳輸造成高功率半導(dǎo)體激光器難以應(yīng)用于工件內(nèi)部的柔性激光表面熱處理。商用高功率光纖激光器或光纖傳輸半導(dǎo)體激光器雖然能夠用于工件內(nèi)部的表面熱處理，但是單根光纖中傳輸超高功率激光極易出現(xiàn)非線性效應(yīng)、模式突變、熱應(yīng)力損傷等危及光纖安全傳輸?shù)膯栴}［3］，且單根光纖輸出圓形光斑難以控制激光表面熱處理過程中的光斑重疊率問題［2，4］?；诙喙饫w傳輸?shù)募す夥窍喔煽臻g合束是降低高功率激光在單光纖中傳輸風(fēng)險(xiǎn)、實(shí)現(xiàn)高功率激光柔性傳輸?shù)挠行Х椒ㄖ唬?，5-7］，已迅速成為超高功率激光系統(tǒng)領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)。然而，長(zhǎng)時(shí)間超高功率激光束照射時(shí)產(chǎn)生的熱量積累會(huì)在光學(xué)元件內(nèi)部產(chǎn)生嚴(yán)重的熱效應(yīng)，造成合束質(zhì)量降低甚至在光學(xué)元件內(nèi)部產(chǎn)生不可逆損壞，嚴(yán)重影響合束器長(zhǎng)時(shí)間工作的安全性和可靠性［8-11］。因此，明晰封裝在合束器中光學(xué)元件的熱力學(xué)性質(zhì)隨激光合束時(shí)間的變化規(guī)律，是有效評(píng)估合束器安全性和可靠性的一項(xiàng)關(guān)鍵性工作。

合束器的結(jié)構(gòu)屏蔽通常會(huì)造成光學(xué)元件的熱力學(xué)性質(zhì)難以用實(shí)驗(yàn)方法直接檢測(cè)和評(píng)估，但隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)和計(jì)算方法的快速發(fā)展，基于有限元分析建立溫度場(chǎng)模型已經(jīng)成為一種廣泛應(yīng)用于激光照射光學(xué)元件可靠性分析的仿真方法。目前激光照射光學(xué)元件的熱力學(xué)有限元分析研究多數(shù)將激光束簡(jiǎn)化為面熱源，忽略光學(xué)元件對(duì)激光束的體吸收［12-15］。隨著超過10 kW 的激光非相干空間合束技術(shù)快速發(fā)展，合束器大量使用了具有一定厚徑比的光學(xué)透鏡，光學(xué)透鏡材料本身對(duì)透射其中的激光束體吸收是影響光學(xué)透鏡熱力學(xué)性質(zhì)的主要因素之一。然而，將激光束作為體熱源并開展多束激光超高功率透射光學(xué)透鏡熱力學(xué)有限元分析的研究鮮有報(bào)道。

為解決柔性激光表面熱處理中光纖傳輸超高功率激光的安全性問題和光斑重疊率的控制問題，文中提出一種將光纖傳輸?shù)?8 束972 nm 半導(dǎo)體激光束按照“交錯(cuò)式矩形”排列并實(shí)施空間非相干合束的10kW矩形光斑激光合束器。結(jié)合“交錯(cuò)矩陣”排列參數(shù)，建立起基于18 束激光同步透射大尺寸光學(xué)透鏡的總體熱源模型，對(duì)合束器內(nèi)所有光學(xué)透鏡在強(qiáng)激光透射下溫度場(chǎng)、熱形變和熱應(yīng)力隨激光合束時(shí)間的變化規(guī)律進(jìn)行有限元仿真分析。結(jié)合實(shí)驗(yàn)測(cè)量，驗(yàn)證合束器長(zhǎng)時(shí)間工作的安全性和可靠性。

1 合束器的設(shè)計(jì)

激光空間非相干合束器的3D 工程圖如圖1所示。采用H85 黃銅構(gòu)建合束器的剛性結(jié)構(gòu)，選用工藝成熟、價(jià)格低廉的熔石英玻璃作為光學(xué)透鏡的制備材料。所有光學(xué)透鏡的兩通光面均鍍制972 nm ± 3 nm的增透膜，單個(gè)光學(xué)透鏡的總透射率大于99.7%。按照“交錯(cuò)矩陣”同軸方案排列的18 套獨(dú)立的激光準(zhǔn)直單元和1 套共用的空間合束單元以同軸排列方式構(gòu)成合束器的主體結(jié)構(gòu)。每根傳輸光纖的纖徑為440 μm，數(shù)值孔徑（Numerical Aperture，NA）為0.22。為了適應(yīng)狹小空間內(nèi)的柔性激光熱處理，任意相鄰兩束平行準(zhǔn)直激光束的間距應(yīng)盡可能小，從而盡量減小合束器的徑向尺寸［16］。但受到直徑為8 mm 的D80光纖連接頭的尺寸限制，在保證合束器結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的前提下，任意兩套激光準(zhǔn)直單元之間的中心距離h被確定為12 mm。

圖1 合路器的3D 工程設(shè)計(jì)圖Fig.1 Engineering 3D design drawing of combiner

假定光束沿Z軸傳播。每套激光準(zhǔn)直單元由m1、m2和m3三個(gè)球面透鏡組成。三個(gè)球面透鏡的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。光纖端面、m1、m2和m3彼此間距分別為5.4 mm、9.6 mm 和4.1 mm。每套激光準(zhǔn)直單元可將單根傳輸光纖輸出且連續(xù)功率為600 W 左右的發(fā)散激光束整形為發(fā)散角為14.6 mrad、直徑為7 mm 的圓形光斑準(zhǔn)直激光束。然后由空間合束單元將18 束彼此平行的準(zhǔn)直激光束通過合束聚焦的方式實(shí)現(xiàn)激光空間非相干合束，在一定合束長(zhǎng)度內(nèi)獲得具有單一矩形光斑形態(tài)的10 kW 合束激光。根據(jù)本課題的具體應(yīng)用要求，將合束激光的焦斑設(shè)定為長(zhǎng)30 mm（X軸）×寬10 mm（Y軸）的矩形，合束焦距f為50 cm。因此，采用基于光線追蹤法的Code-V 設(shè)計(jì)軟件進(jìn)行模擬，通過優(yōu)化構(gòu)成空間合束單元的光學(xué)元件類型、數(shù)量、直徑、通光面曲率半徑、相鄰間距，以確保獲得設(shè)定尺寸的矩形合束焦斑。經(jīng)過優(yōu)化設(shè)計(jì)，空間合束單元由M1、M2、M3三個(gè)球面透鏡、1 個(gè)柱面透鏡M4和1 個(gè)平面窗口鏡M5組成，結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。從m3至M5相鄰光學(xué)透鏡的彼此間距分別為6.4 mm、60.5 mm、16.8 mm、15.0 mm 和5.0 mm。由18 套激光準(zhǔn)直單元和空間合束單元整體形成直徑為130 mm 的圓柱形空間被厚度為10 mm 的20 °C 環(huán)形去離子水冷卻水包圍，可以為所有光學(xué)透鏡提供一個(gè)穩(wěn)定的20 °C 溫度環(huán)境并確保合束器內(nèi)產(chǎn)生的熱量能夠被迅速移除。合束器的外徑設(shè)計(jì)為150 mm，長(zhǎng)度為160 mm。

表1 合束器光學(xué)透鏡的結(jié)構(gòu)參數(shù)（單位：mm）Table 1 Parameters of lenses in space incoherent beam combiner（unit：mm）

2 光學(xué)透鏡的熱分析建模

每套激光準(zhǔn)直單元中的光學(xué)透鏡僅受到1 束功率600 W 的激光照射，而共用的空間合束單元中每一個(gè)光學(xué)透鏡均會(huì)同時(shí)受到18 束總功率超過10 kW 的激光照射。因此，利用有限元方法模擬分析空間合束單元中所有光學(xué)透鏡的溫度場(chǎng)、熱變形和熱應(yīng)力隨激光照射時(shí)間的變化是評(píng)估合束器是否能夠長(zhǎng)時(shí)間安全、可靠工作的首要任務(wù)。由于合束器中所有光學(xué)透鏡均鍍制了972 nm 的增透膜，單個(gè)光學(xué)透鏡的實(shí)際反射率＜0.4%。反射及散射光在合束器中累加的激光功率損耗小于200 W?？紤]到合束器結(jié)構(gòu)件實(shí)施了20oC 環(huán)形水冷卻和采用的H85 黃銅具有強(qiáng)度較高、塑性好、力學(xué)性能高等特點(diǎn)，忽略鏡面反射及散射光產(chǎn)生的熱源對(duì)合束器結(jié)構(gòu)的影響。當(dāng)透射由熔融石英玻璃制成的光學(xué)透鏡時(shí)，光學(xué)透鏡內(nèi)部單束激光的體熱源q為［17］

式中，α、R分別為熔融石英玻璃在972 nm 波長(zhǎng)處的熱吸收系數(shù)和Fresne 反射系數(shù)，ω、P0= 600 W、τ =99.85%分別為激光束入射光學(xué)透鏡的初始半徑、初始功率和入射透射率。

眾所周知，熔融石英玻璃的光吸收系數(shù)對(duì)建立體熱源有著重要的影響?；贔resnel 公式和Lambert 定律［18-19］，獲得厚度為d的未鍍膜平板熔融石英玻璃樣品的光吸收系數(shù)為

式中，R*、ζ分別為未鍍膜的平板熔融石英玻璃樣品的Fresne 反射系數(shù)、整體透過率，d= 5 mm、Rg= 1.450 7分別為玻璃的厚度和972 nm 波長(zhǎng)點(diǎn)處的折射率。

利用Lamdbda-950 紫外—近紅外分光光度計(jì)在972 nm 波長(zhǎng)點(diǎn)隨機(jī)測(cè)量了10 處上述玻璃樣品的整體透過率，通過求解其算數(shù)平均值，得到所使用的熔融石英玻璃光吸收系數(shù)α為0.105/m?？紤]到所有光學(xué)透鏡表面均鍍制有972 nm 增透膜，故設(shè)定所有光學(xué)透鏡表面的Fresne 反射系數(shù)R為0.4%。

由18 束激光同時(shí)透射空間合束單元的第j個(gè)光學(xué)透鏡時(shí)產(chǎn)生的總體熱源Q可由式（1）根據(jù)18 束激光束的交錯(cuò)式矩形排列結(jié)構(gòu)修正得到，即

式中，qij、Pj分別表示第i束激光在第j個(gè)光學(xué)透鏡內(nèi)產(chǎn)生的體熱源和入射功率；以18 束激光束照射區(qū)域中心為坐標(biāo)原點(diǎn)，則xij、yij為空間合束單元中第j個(gè)光學(xué)透鏡入射面上第i束激光光斑的中心坐標(biāo)，i= 1，2，3…18，j= 1，2，3…5；ωj為在第j個(gè)光學(xué)透鏡入射面上單束激光的光斑半徑。

第j個(gè)光學(xué)透鏡入射面上的18 個(gè)激光光斑沿X軸的排列數(shù)量為4，3，4，3，4。18 個(gè)光斑中心的坐標(biāo)如圖2所示。沿X軸和Y軸兩個(gè)相鄰光斑中心的間距分別為aj和bj，即

圖2 M1透鏡入射面處18 束激光的光斑中心坐標(biāo)Fig.2 Spot center coordinates of 18 laser beams on the incident surface of the M1 lens

式中，Lj、Wj、hj分別為18 束激光在第j個(gè)光學(xué)透鏡入射面總照射面積的長(zhǎng)、寬及任意相鄰光斑中心間距。

如表2所示，根據(jù)18 束準(zhǔn)直激光束的發(fā)散角、直徑及合束器的結(jié)構(gòu)參數(shù)，利用式（5）、（6）和Code-V 設(shè)計(jì)軟件可計(jì)算出18 束激光分別在M1至M5光學(xué)透鏡入射面上相應(yīng)的分布參數(shù)。考慮到光學(xué)透鏡的厚度最大值僅為26 mm 且對(duì)應(yīng)直徑為130 mm，為了簡(jiǎn)化分析過程，忽略同一光學(xué)透鏡入射面和出射面上18 束激光照射面積的變化。

表2 激光束透射空間合束單元中光學(xué)透鏡的傳輸參數(shù)（單位：mm）Table 2 Transmission parameters of the laser beams through the optical lenses in space combining（unit：mm）

所有光學(xué)透鏡均置于在相應(yīng)套筒內(nèi)并由壓圈隔離固定，以避免光學(xué)透鏡橫向位移對(duì)激光合束造成不利影響。同時(shí)為了便于安裝，光學(xué)透鏡的側(cè)面與銅套內(nèi)壁之間存在大約10 μm 微小間隙，可視為光學(xué)透鏡的所有表面與周圍空氣接觸并存在空氣熱對(duì)流。因此，熱對(duì)流邊界條件包括所有光學(xué)透鏡內(nèi)部18 束激光能量體吸收產(chǎn)生的熱量，光學(xué)透鏡所有表面上對(duì)流、熱輻射產(chǎn)生的熱量損失以及光學(xué)透鏡邊緣固定約束。當(dāng)激光透射光學(xué)透鏡時(shí)，鏡體內(nèi)部及表面的熱傳導(dǎo)方程為［20］

式中，T為溫度場(chǎng)，t為激光照射時(shí)間；T0為初始溫度；ρ、Cp、K、δ、σ和ε分別為熔石英玻璃的密度、熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、傳熱系數(shù)、玻爾茲曼常數(shù)和熱輻射系數(shù)；u是光學(xué)透鏡表面的外法向矢量大??；Text和Tamb分別是空氣溫度和環(huán)境溫度，考慮到合束器實(shí)施水冷和環(huán)境溫度控制，Text=Tamb=T0=293.15 K。

將空間合束單元中所有光學(xué)透鏡幾何模型CAD 文件和18 束激光空間非相干合束體熱源分布數(shù)據(jù)導(dǎo)入至有限元分析軟件中，并對(duì)光學(xué)透鏡的幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。將熱流作為熱載荷，利用上述熱對(duì)流邊界條件、熔石英玻璃的熱物理性能以及傳熱方程，通過有限元熱分析方法可求得瞬態(tài)溫度場(chǎng)。熔融石英玻璃的具體熱物理參數(shù)如表3所示。

表3 熔融石英玻璃的熱物理性質(zhì)Table 3 Thermo-physical properties of fused silica glass

3 光學(xué)透鏡的熱力學(xué)分析

3.1 溫度場(chǎng)分布

在單束激光功率600 W、18 束激光同步參與合束1 000 s 時(shí)間節(jié)點(diǎn)處，空間合束單元中M1～M5透鏡的入射面、出射面及中心剖面上的溫度分布如圖3所示。不難看出，透鏡表面溫度分布趨于矩形。每個(gè)光學(xué)透鏡內(nèi)部激光透射區(qū)域的溫度明顯高于非透射區(qū)域，最高溫度均處于其鏡體內(nèi)部中心位置處。這恰恰說明鏡體內(nèi)部激光體熱源產(chǎn)生的熱積累造成透鏡內(nèi)部溫度升高。從M1至M5，18 束激光逐漸會(huì)聚，激光照射面積逐漸減小，而激光功率密度逐漸增大。同時(shí)，厚度更大的透鏡會(huì)吸收更多的激光能量并導(dǎo)致其升溫速率更快，故而M2透鏡和M4透鏡的最高溫度分別高于M3透鏡和M5透鏡的最高溫度。較高的激光功率密度和較大的厚度導(dǎo)致M4透鏡的最高溫度427.27 K 是5 個(gè)光學(xué)透鏡中最高的。圖4 展示出5 個(gè)光學(xué)透鏡的最高溫度隨合束時(shí)間的變化規(guī)律。在800 s 時(shí)間節(jié)點(diǎn)之后，每個(gè)光學(xué)透鏡的最高溫度變化趨近于零，說明各光學(xué)透鏡的吸熱和傳熱之間趨于動(dòng)態(tài)平衡。427.27 K（154.12 °C）的最高溫度明顯低于熔石英玻璃1 900 K 的軟化點(diǎn)溫度［21］，說明在10 kW 激光的長(zhǎng)期照射下，空間合束單元中的光學(xué)透鏡不存在因溫度過高而被熔化的風(fēng)險(xiǎn)。

圖3 10 kW 激光合束1 000 s 時(shí)間節(jié)點(diǎn)處M1至M 5透鏡入射面、出射面及中心剖面的溫度分布模擬Fig.3 Simulated temperature distribution on incident surface，exit surface and central section of the lens M1 to M5 at the 10 kW laser beam combining time of 1 000 s

圖4 10 kW 激光合束1 000 s 內(nèi)M1至M 5透鏡中最高溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律Fig.4 Maximum temperature change law in the lens M1 to M5 varying within 1 000 s of the 10 kW combined laser irradiation

3.2 熱變形和熱應(yīng)力

將激光束體吸收產(chǎn)生的溫度梯度作為熱負(fù)荷應(yīng)用于有限元分析軟件的結(jié)構(gòu)力學(xué)模塊，可以計(jì)算出上述相同激光合束條件下M1～M5透鏡的熱變形分布和熱應(yīng)力分布。在1 000 s 時(shí)間節(jié)點(diǎn)處，M1～M5透鏡的熱變形分布以及最大熱變形量隨合束時(shí)間的變化規(guī)律如圖5、圖6所示。計(jì)算結(jié)果表明，每個(gè)光學(xué)透鏡的熱變形對(duì)稱分布與其溫度對(duì)稱分布相似，熱變形發(fā)生在激光透射區(qū)域，而沒有熱變形的區(qū)域位于每個(gè)光學(xué)透鏡的邊緣。將表1 中的光學(xué)透鏡中心厚度與其直徑之比Ω值與圖5所示的最大熱應(yīng)力進(jìn)行比較，不難發(fā)現(xiàn)，M1～M5透鏡中最大熱變形量的大小關(guān)系與其對(duì)應(yīng)的Ω值大小關(guān)系一致，即Ω值越大，最大熱變形量越大。顯然，M1透鏡0.2 的Ω值和4.53 μm 的最大熱變形量均是五個(gè)光學(xué)透鏡中最大的。同時(shí)，由于每個(gè)光學(xué)透鏡結(jié)構(gòu)參數(shù)造成其像方主平面均位于其出射面的左側(cè)或重疊，熱變形量將向左（逆著光路）傳遞，故最大熱變形量最終均分布在入射面的中心位置處。受到熱動(dòng)態(tài)平衡的影響，在800 s 時(shí)間節(jié)點(diǎn)之后，各個(gè)光學(xué)透鏡的最大熱變形量變化趨近于零。發(fā)生熱變形的實(shí)際面形與初始設(shè)計(jì)面形之間的面形誤差是衡量光學(xué)透鏡合束成像質(zhì)量的重要指標(biāo)。目前，對(duì)光學(xué)透鏡面形誤差擬合的常用方法為Zernike 多項(xiàng)式擬合法。直角坐標(biāo)系下的m項(xiàng)Zernike 多項(xiàng)式為［22］

圖5 10 kW 激光合束1 000 s 時(shí)間節(jié)點(diǎn)處M1至M 5透鏡入射面、出射面及中心剖面的熱變形量分布模擬Fig.5 Simulated thermal deformation distribution on incident surface，exit surface and central section of the lens M1 to M5 at the 10 kW laser beam combining time of 1 000 s

圖6 10 kW 激光合束1 000 s 內(nèi)M1至M 5透鏡中最大熱變形量隨時(shí)間的變化規(guī)律Fig.6 Maximum thermal deformation law in the lens M1 to M5 varying within 1 000 s of the 10 kW combined laser irradiation

式中，ηj為Zernike 多項(xiàng)式的第j個(gè)系數(shù)；若將光學(xué)透鏡的鏡面劃分為n個(gè)有限元節(jié)點(diǎn)，則ΔZi（x，y）為光學(xué)透鏡發(fā)生熱形變后第i個(gè)有限元節(jié)點(diǎn)在Z軸方向上的熱變形量，Zj（xj，yj）為ΔZi（x，y）在有限元節(jié)點(diǎn)（x，y）處的第j個(gè)基底函數(shù)。

令φij=Zi（xi，yi），式（9）變換為

式中，i= 1，2，…，m；j= 1，2，…，n，且m＞n。

采用正交分解法對(duì)式（10）進(jìn)行計(jì)算［23］，可以得到Zernike 多項(xiàng)式中的m個(gè)系數(shù)。將Comsol 軟件獲得的沿光軸的熱變形有限元離散節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換為Zernike 多項(xiàng)式系數(shù)，并將前15 項(xiàng)系數(shù)直接耦合回Code V 軟件，從而模擬出光學(xué)透鏡通光面的曲率半徑因熱變形而產(chǎn)生的變化量。在此基礎(chǔ)上，將面形誤差換算成光圈數(shù)G，用以評(píng)估光學(xué)透鏡的熱變形是否對(duì)激光束合成質(zhì)量產(chǎn)生影響，光圈數(shù)G為［24］

式中，Di和Ra分別為激光照射前光學(xué)透鏡的直徑和通光面曲率半徑；ΔRa為激光照射后光學(xué)透鏡通光面曲率半徑的變化量，λ為激光波長(zhǎng)。

計(jì)算發(fā)現(xiàn)，最大光圈數(shù)為0.11，來自M1透鏡的入射面，遠(yuǎn)小于傳統(tǒng)光學(xué)透鏡加工公差限定的1～2 個(gè)光圈數(shù)，從而驗(yàn)證了在10 kW 激光的長(zhǎng)期照射下，空間合束單元中的光學(xué)透鏡不存在因熱變形量過大而影響合束成像質(zhì)量的情況。

在1 000 s 時(shí)間節(jié)點(diǎn)處M1～M5每個(gè)光學(xué)透鏡的等效熱應(yīng)力（von Mises stress）分布以及最大等效熱應(yīng)力隨合束時(shí)間的變化規(guī)律如圖7、圖8所示。計(jì)算結(jié)果表明，每個(gè)光學(xué)透鏡的等效熱應(yīng)力分布與其熱變形分布相似。具有凸入射表面的M1、M2和M4透鏡中被18 束激光加熱部分的熱容體積V1遠(yuǎn)大于實(shí)施傳熱（即未被加熱）部分的熱容體積V2。在短時(shí)間內(nèi)，光學(xué)透鏡中吸熱與傳熱的熱平衡界面會(huì)迅速移動(dòng)到透鏡邊緣，并與邊緣約束界面重合，因此最大等效熱應(yīng)力分布在M1、M2和M4透鏡的入射面邊緣。具有凹面入射面的M3透鏡和具有平面入射面的M5透鏡中，熱容體積V1小于或等于熱容體積V2，透鏡中的熱平衡界面從激光透射區(qū)域中心向邊緣移動(dòng)的速率大幅下降，造成等效熱應(yīng)力和邊緣約束應(yīng)力分別對(duì)稱分布在M3和M5透鏡入射面中心和邊緣，且兩種應(yīng)力的分布不重疊。此外，M1～M5透鏡中最大熱應(yīng)力的大小關(guān)系同樣與其對(duì)應(yīng)的Ω值大小相關(guān)，Ω值越大，最大等效熱應(yīng)力越大。在Ω值彼此接近且接收到的激光功率相等或相差較小的情況下，激光功率密度越大，最大等效熱應(yīng)力越大。與其它光學(xué)透鏡相比，M1透鏡的Ω值最大，為0.2，其鏡體邊緣出現(xiàn)12.68 MPa 的最大等效熱應(yīng)力。M4和M2透鏡的Ω值相似，但是M4透鏡內(nèi)部的激光束功率密度更大，故其等效最大熱應(yīng)力排名第二和第三。受熱平衡的影響，800 s 后各光學(xué)透鏡的等效熱應(yīng)力變化率接近于0。12.68 MPa 的最大等效熱應(yīng)力明顯小于熔融石英玻璃50 MPa 的屈服強(qiáng)度［25］，說明在10 kW 激光的長(zhǎng)期照射下，空間合束單元中的光學(xué)透鏡不存在因熱應(yīng)力過高而產(chǎn)生熱應(yīng)力損傷的風(fēng)險(xiǎn)。

圖7 kW 激光合束1 000 s 時(shí)間節(jié)點(diǎn)處M1至M 5透鏡入射面、出射面及中心剖面的熱應(yīng)力分布模擬Fig.7 Simulated thermal stress distribution on incident surface，exit surface and central section of the lens M1 to M5 at the 10 kW laser beam combining time of 1 000 s

圖8 10 kW 激光合束1 000 s 內(nèi)M1至M 5透鏡中最大熱應(yīng)力隨時(shí)間的變化規(guī)律Fig.8 Maximum thermal stress law in the lens M1 to M5 varying within 1 000 s of the 10 kW combined laser irradiation

在綜合分析合束單元安全性能基礎(chǔ)上，對(duì)單束600 W 激光透射激光準(zhǔn)直單元中的所有透鏡進(jìn)行熱力學(xué)模擬分析，如表4所示。結(jié)果表明，激光準(zhǔn)直單元中所有光學(xué)透鏡的最大溫差ΔTmax、最大熱變形Ψmax、最大熱應(yīng)力Φmax、光圈數(shù)G均小于空間合束單元中光學(xué)透鏡的相應(yīng)數(shù)據(jù)。

表4 合束器中光學(xué)透鏡的熱力學(xué)性質(zhì)Table 4 Thermo-mechanical properties of optical lenses in combiner

4 實(shí)驗(yàn)測(cè)量

合束器實(shí)物如圖9所示。18 套激光準(zhǔn)直單元和1 套共用的空間合束單元實(shí)現(xiàn)了一體化機(jī)械加工。由于所有光學(xué)透鏡均封裝在銅套中，除M5透鏡外，均無法直接測(cè)量其溫度。為了驗(yàn)證建立的有限元熱分析模型的可靠性，在38 A 單臺(tái)最大電流驅(qū)動(dòng)下，18 臺(tái)972 nm 半導(dǎo)體激光器同步工作1 000 s，測(cè)定矩形合束激光功率達(dá)到10.64 kW，功率不穩(wěn)定性＜±1.2%。同時(shí)使用FLIR-T5590 型紅外熱像儀對(duì)M5透鏡出射面的中心溫度實(shí)施測(cè)量。由于合束器實(shí)施了20oC 水冷卻，其內(nèi)部空間形成了一個(gè)20oC 穩(wěn)定溫度的空氣環(huán)境，可以最大程度地減少因光學(xué)透鏡之間的熱輻射傳遞而在M5透鏡上形成熱輻射累加。采用一定夾角測(cè)量M5透鏡出射面中心溫度，也可以避免直接測(cè)量到M5透鏡的后端透鏡而對(duì)測(cè)量結(jié)果產(chǎn)生誤差。利用建立的有限元熱分析模型模擬M5出射面中心溫度隨激光合束時(shí)間的變化規(guī)律，如圖10 和圖11所示。M5透鏡出射面處中心溫度的測(cè)量曲線和模擬曲線在1 000 s 的激光合束時(shí)間范圍內(nèi)始終保持良好的重疊特性，中心溫度從400 s之后逐漸穩(wěn)定，表明有限元熱分析模型具有良好的準(zhǔn)確性。

圖9 合束器的實(shí)物照片F(xiàn)ig.9 Physical photo of the combiner

圖10 10 kW 激光合束1 000 s 內(nèi)M5透鏡出射面中心溫度的熱像儀測(cè)試照片F(xiàn)ig.10 Center temperature test photos on the exit surface of the lens M5 during 10 kW laser beam combining period of 1 000 s using a thermal imager

圖11 10 kW 激光合束1 000 s 內(nèi)M5透鏡出射面中心溫度的測(cè)量和模擬曲線Fig.11 Measurement curve and simulation curve of the center temperature on the exit surface of lens M5 during the 10 kW laser beam combining period of 1 000 s

5 結(jié)論

本文介紹了一種使用光學(xué)透鏡的10kW矩形光斑激光空間非相干合束器，并基于多光束激光體熱源模型建立了光學(xué)透鏡的有限元熱分析模型，仿真研究了合束器中光學(xué)透鏡在10 kW 組合激光束輻照1 000 s 下的熱力學(xué)性質(zhì)。結(jié)果表明，合束器中光學(xué)透鏡的最高溫度、最大熱變形量和最大等效熱應(yīng)力均在800 s 時(shí)間節(jié)點(diǎn)后趨于穩(wěn)定。最大中心溫度和最大等效熱應(yīng)力的模擬值分別為427.27 K 和12.68 MPa，明顯低于用于制造光學(xué)透鏡的熔融石英玻璃的軟化點(diǎn)溫度和熱損傷閾值。模擬的最大熱變形量?jī)H為4.53 μm，對(duì)應(yīng)的0.1最大光圈數(shù)遠(yuǎn)小于光學(xué)透鏡的常規(guī)加工公差。在1 000 s 激光合束時(shí)間內(nèi)，窗口鏡出射面的最高溫度模擬變化規(guī)律和實(shí)驗(yàn)測(cè)量規(guī)律具有較好的一致性，表明所建立的有限元熱分析模型具有良好的準(zhǔn)確性。連續(xù)運(yùn)行1 000 s，矩形合束激光的最大功率測(cè)量值達(dá)到10.64 kW。功率不穩(wěn)定度小于±1.2%的測(cè)量結(jié)果進(jìn)一步驗(yàn)證了合束器長(zhǎng)期工作的安全性和可靠性。該型合束器緊湊的結(jié)構(gòu)利于小型化，在柔性的矩形激光光斑表面處理領(lǐng)域具有應(yīng)用潛力?；诙喙馐す怏w熱源模型并結(jié)合實(shí)驗(yàn)測(cè)量的光學(xué)透鏡有限元熱分析方法可為超高功率激光空間合束系統(tǒng)的安全性和可靠性評(píng)估提供一種有效方法。