用于精密测量的低噪声激光器研究进展(特邀) 下载: 578次
0 引 言
全固态激光器以其高稳定性、长寿命、波长范围宽等优势,在工业制造、**技术、生物医学、光谱测量、环境监测、精密测量和量子光学等领域具有重要的应用前景。近几年,全固态激光器及相关技术进入了快速发展期,尤其在精密测量的科学研究中,全固态单频(单纵模)激光器更是以窄线宽、低噪声的优良特性大幅提升了微弱信号测量的精度;例如,在地面引力波探测中,基于大型激光引力波干涉仪测量装置,美国国家激光干涉引力波天文台(LIGO)将微小位移量探测灵敏度提升至10−21 m,并于2015年9月圆满完成了人类首次引力波观测任务[1],打开了人类观测宇宙的新窗口。当前引力波探测频段处于10 Hz~10 kHz范围,在这一频段要继续提升测量灵敏度,实现每日观测任务,将面临诸多技术挑战,其中一项关键技术是实现高功率、高稳定、低噪声激光输出[2-3]。
在实际应用中,自由运行的激光器存在多种噪声源,以光场起伏的噪声形式通过激光束耦合到实际测量信号中,从而掩蔽了待测信号,限制了测量装置的灵敏度。因此,稳定激光束以达到预期性能指标是解决激光精密测量应用的必然途径。在功率稳定工作中,必须考虑设计目标以及自由运转激光器自身的光场噪声与可观测量之间的噪声耦合机制,通过研究自由运转激光噪声的来源,针对不同噪声源采取相应措施稳定光束参数(如频率、振幅、位相、光斑形状、光束指向等)[4-7]。例如,过滤空气可有效避免激光束照射到灰尘颗粒引起的功率波动;结构稳定的镜架或隔振光学平台可有效降低镜架振动引起光束指向波动。文中只针对激光强度噪声展开讨论,理论分析表明,光场相对强度噪声反比于注入激光功率的二次方根,提升激光器输出功率可有效抑制相对强度噪声,提高激光干涉仪的测量灵敏度。因此,国际上多个课题组致力于发展高功率单频激光器。目前,结合主振荡功率放大技术和解决多物理场噪声耦合问题,已完成多种百瓦级单频激光器的研制[7-19]。然而,伴随着激光功率的不断增加,光场热噪声问题愈来愈显著,进一步提高功率将恶化测量灵敏度,严重制约了测量精度的进一步提升。近年来,为了在不引入热噪声的低功率条件下实现低噪声激光输出,达到高灵敏探测的目标,多种主动反馈与被动滤波噪声抑制技术被提出[20-22],成为激光器领域的研究热点。
在高精度精密测量中,光的量子特性尤为突出,对物理量的测量表现出统计分布的特性,比如,对电磁场振幅多次测量,会得到不同的结果,测量结果满足泊松分布。同时测量光场的两个非对易可观察量(如振幅与位相)时,满足海森堡不确定原理(
文中从全固态单频激光器的强度噪声特性及其在精密测量应用中需求出发,梳理了国内外具有代表性的、体现前沿水平的低噪声单频激光技术及其发展趋势,总结了全固态激光强度噪声抑制技术路线,针对领域发展的关键技术和研究方法进行讨论,并展望低噪声单频激光技术的发展路线。
1 全固态激光器强度噪声
全固态激光器(Diode Pumped All-Solid-State Laser,DPSSL)是指以固体材料为增益介质,半导体激光器作为泵浦源,实现结构紧凑、稳定可靠、较低噪声激光输出的一类激光器。当前发展最为成熟的低噪声全固态激光器包括NPRO激光器、薄片式激光器、块状晶体激光器、光泵半导体激光器、光纤激光器等。文中主要基于块状晶体单频激光器研究基础[27-32],回顾其强度噪声特性及其噪声抑制技术的热点研究方向。
将激光场强度噪声归一化至SQL后,理想的光场噪声为1。然而,激光泵浦过程存在多种强度噪声源,同时弛豫振荡峰(Resonant Relaxation Oscillation, RRO)附近形成的大噪声尖峰[33-34],即
图 1. Coupling schematic diagram of various noise sources during free-running laser pumping[33]. G is stimulated-emission coefficient; Γ is pump rate; γ and γt are the spontaneous-emission rates; V f is field emitted from the laser; V vac is noise from vacuum fluctuations entering the laser’s output; V dipole is noise from dipole fluctuations; V spont is noise from spontaneous emission; V loss is noise from intracavity losses; V p is noise entering the laser from its pump source
自由运转激光器泵浦过程中各种噪声源耦合原理图[33]。其中,G 为受激辐射系数,Γ 为泵浦速率,γ 、γ t为自发辐射速率,V f为激光辐射场,V vac为由输出端耦合镜引入的真空噪声,V dipole为偶极起伏噪声,V spont自发辐射噪声,V loss内腔损耗引入噪声,V p泵浦源引入噪声
Fig. 1.
图 2. Frequency dependent noise spectrum of the various noise sources during laser radiation[33]. (a) Noise of the laser with all contributions added; (b) Contribution from vacuum noise; (c) Contribution from pump-source noise; (d) Contribution from spontaneous-emission noise; (e) Contribution from dipole fluctuation noise; (f) Contribution from intracavity losses 激光辐射过程中多种噪声源的频率依赖噪声谱[33]。(a)考虑全部噪声源;(b)真空噪声的贡献;(c)泵浦噪声的贡献;(d)自发辐射噪声的贡献;(e)偶极起伏噪声的贡献;(f)内腔损耗的贡献
Fig. 2.
2 强度噪声抑制技术
激光的强度噪声是指激光器输出功率的随机起伏,区别于激光器的功率稳定性(随时间变化的功率起伏),强度噪声通常在频域上以频谱噪声的形式描述。在实验室条件下,为方便噪声分析,通常采用相对强度噪声(Relative Intensity Noise, RIN)描述激光强度噪声的大小,定义为:
其中,ΔP为单位频带内的噪声功率谱密度,P为激光器的平均功率。为了比较相对强度噪声的大小,定义理想激光场的相对强度噪声为:
其中,h为普朗克常数,c为真空中的光速,λ为激光波长,其结果对应于特定功率下的SQL,单位为Hz−1/2。实验中,对光场强度噪声进行测量,通常将待测光束直接注入高增益、低噪声光电探测器,将光信号转换为电信号,在傅里叶频谱分析仪上对其交流成份进行噪声分析,其中探测器输出电流信号表示为:
其中,e为电子的电荷量,η为光电二极管的量子效率。频谱分析仪测量到的交流信号对应的单位频带内的功率谱密度除以直流信号功率即为光场的相对强度噪声。
当前高精度计量学研究要求激光器具有极高的功率稳定性,例如,最先进引力波探测仪10 Hz分析频率处的强度噪声需达到2×10−9 Hz−1/2。经过几十年的发展,已形成多种不同的方法可以用来稳定激光功率噪声,其中技术最为成熟的是被动滤波和主动反馈控制降噪[36]。在实际应用中,由于激光器噪声表现出频率依赖的噪声特性,因而为了选择合适的降噪方法,首先需要对自由运转激光器的噪声进行频谱分析,针对频谱噪声的不同来源采取不同的抑噪方法达到预期的抑噪目标。
2.1 被动滤波降噪
在被动滤波降噪中,通常利用光学器件的滤波特性来减少激光束参数的波动。例如,通过光学谐振腔透射的激光束可以降低超过谐振腔带宽的频率波动,如图3所示;或者通过双折射晶体(偏振器)传输的激光束可以抑制偏振波动。大多数光学器件降噪受限于器件的频率特性,只能满足器件特定参数范围内的噪声抑制,抑噪水平有限,并且环境中的额外噪声也会通过器件耦合到光束中,从而限制了被动滤波降噪技术的应用范围。
图 3. Schematic diagram of noise suppression with optical resonator as a low pass filter[36]光学谐振腔作为低通滤波器噪声抑制原理图[36]
Fig. 3.
2.2 主动反馈控制降噪
主动反馈控制降噪方案如图4所示,通过传感器(探测器)和执行器(AM或AOM)结合反馈控制环路抑制激光功率波动。其噪声抑制能力主要取决于两个因素:一是反馈控制环路的环路增益,二是传感器的灵敏度,一般而言,对于自由运转的光场噪声最终的噪声抑制水平是由控制环路增益决定。环路增益通常取决于控制环路的带宽,而环路带宽则受限于传感器或执行器的带宽。通常控制环路的带宽越大,在特定频率处环路的增益就越高。当环路增益足够高时,锁定控制环路剩余噪声的下限即为传感器的固有噪声。因此,在高环路增益的傅里叶频率处,主动反馈控制最终受限于传感器,此时,需要设计更低噪声的传感器实现进一步噪声抑制。除了控制环路带宽外,执行器的动态范围是补偿功率波动的另一个重要参数。因此,需依据自由运转激光器光场波动的峰-峰值选择合适动态范围的执行器。一般执行器不可能同时具备大的动态范围和大的带宽,通常将多个执行器组合使用:选取大带宽、小动态范围的执行器来增加控制环路带宽;通过慢速、大动态范围执行器补偿低频处功率的波动。最终,传感器的固有噪声成为反馈控制噪声抑制的下限;自由运转噪声特性决定了所需执行器的动态范围和控制环路的带宽。
图 4. Traditional intensity noise suppression technology (a) and AC coupled intensity noise suppression technology (b)[36]传统强度噪声抑制技术(a)与交流耦合强度噪声抑制技术(b)[36]
Fig. 4.
通常反馈控制环路采用负反馈的方式实现噪声补偿,在控制环路中至少包含调制器、低噪声光电探测器和大带宽PID控制器。由上所述,这些光学和电子器件的固有噪声将决定反馈控制环路的抑噪水平。在前期研究中,重点考虑了位相调制器(用于光场位相调试,提取光学腔腔长锁定的误差信号)的剩余振幅调制,它是锁定环路误差信号零基线漂移的主要影响因素。实验中,笔者在调制晶体后端面切割一楔形角[37],当光束通过晶体后,由于晶体内部的双折射效应,剩余的非调制偏振光将偏离主光路,从而无法在下游偏振元件上与调制光场干涉,大幅降低了剩余振幅调制,误差信号零基线漂移由传统调制器的+3500/−3400 ppm/10 h降低至+70/−50 ppm/10 h,保证了位相锁定与PDH稳频锁定环路的长期稳定性,避免额外噪声的引入;同时在调制器中引入共振结构电路,放大输入信号,降低输入电压,解决半波电压较高的问题。在采用PDH稳频法锁定光学腔腔长时,为满足弱的光场信号的提取(对于阻抗匹配腔,反射光场信号较弱,反射端提取误差信号需要高增益探测器),设计了LC共振电路,并结合变压器输入耦合方式提升探测器的品质因子(Q),实现Q因子大于100的高增益低噪声探测器[38-39],与共振型电光位相调制器配合使用,有效抑制了调制边带之外的频率噪声,实现了弱功率(90 μW)的稳定反馈控制。同时,内环探测器的电子学噪声决定了反馈控制环路噪声抑制的能力,为了满足光场噪声的有效探测和反馈环路对低噪声探测器的需求,通过自举跨阻电路、结合双管平衡零拍探测自减探测方案,设计了低噪声、高增益和高共模抑制比(75.2 dB)的平衡零拍探测器,可有效抑制探测端技术噪声对反馈控制抑噪的限制,51 μW时探测到的散粒噪声仍高于电子学噪声13 dB@2 MHz[40-41]。下面主要回顾图4所述两种降噪效果最为显著的负反馈降噪技术的发展现状,不涉及具体控制环路中单个器件的介绍。
第一类是传统功率降噪(DC耦合),实验装置如图4(a)所示,光电探测器直接探测的光电直流信号与标准参考信号比较或探测器交流信号直接反馈至上游光路中的AM或AOM,构成内环反馈控制环路,抑噪后的信号通过AM或AOM调制光场幅度,实现外环光场噪声抑制。然而,光场散粒噪声反比于注入探测器功率的二次方根。为了获得满足引力波干涉仪2×10−9 Hz−1/2超低噪声水平的探测,光电管的输出电流至少需达到200 mA,对应注入功率约为390 mW。这种大电流光电探测器在技术上存在巨大挑战——光电二极管面临严重的热效应,是制约传统功率降噪的技术瓶颈之一。
如图5蓝色、红色和绿色图标所示,2004年,美国Jameson Rollins等人通过将一个大功率(250 mW,光电流142.5 mA,SQL 2.2×10−9)、低噪声的光电探测器结合电流分流驱动器应用于交流耦合强度噪声反馈控制技术[42],10 W Nd:YAG激光器10 Hz处的相对强度噪声降至1×10−8 Hz−1/2,100 Hz处噪声低至5×10−9 Hz−1/2。2006年,德国Frank Seifert等人通过在DC耦合控制环路中使用高功率、低噪声的单管光电探测器,在10 Hz处相对强度噪声达到5×10−9 Hz−1/2,在数kHz处达到3.5×10−9 Hz−1/2,已接近80 mA光电流的SQL[43]。2009年,德国Patrick Kwee等人通过采用低噪声多个光电二极管阵列串接的探测技术,减小单个光电管承受的光电流,分散光电流产生的热量,完成了低噪声、大电流探测器的设计(光电流189 mA,SQL 1.8×10−9),对连续波Nd: YAG激光器1 Hz到1 kHz的频带的强度噪声进行了有效抑制,10Hz处的相对强度噪声首次低至2.4×10−9 Hz−1/2,满足了先进LIGO引力波探测器对功率稳定性要求[44];2017年,德国Jonas Junker等人采用同样的技术(光电流128.8 mA,SQL 2.29×10−9)在100 Hz到1 kHz频带范围内实现2.6×10−9 Hz−1/2噪声抑制[45]。
图 5. Development status of conventional noise suppression (triangle, diamond, dot) and AC coupled noise suppression (square) schemes for laser relative intensity noise激光器相对强度噪声传统抑噪(三角形、菱形、圆点)与AC耦合抑噪(方形)方案发展现状
Fig. 5.
第二类是AC耦合噪声抑制技术,实验装置如图4(b)所示,激光器输出激光经过一个高精细度的阻抗匹配光学谐振腔,反射光由反馈控制环路内环探测器转换为电信号直接反馈至上游光路中的AM或AOM,构成内环反馈控制环路,抑噪后的信号通过AM或AOM调制光场幅度,实现外环光场噪声抑制。如图3所示,其中光学谐振腔对透射光等效于强度噪声的光学低通滤波器,对反射光等效于高通滤波器。针对低频强度噪声采用腔的反射光反馈抑噪,实验要求光学谐振腔为阻抗匹配腔,反射光功率较弱(理想条件下功率为零),但因为低频噪声已传递至透射场,内环探测器探测到的弱功率噪声水平与传统降噪大功率探测器相当,该方法在弱功率条件下具有更高灵敏度的功率波动检测,是解决传统功率降噪方案热噪声问题的主要替代方案。
如图5 AC-coupling所示,2008年,德国Patrick Kwee等人提出了一种基于阻抗匹配光学谐振腔反射光探测的高灵敏度光功率特性检测方法,由谐振腔反射端提取到仅仅3 mA的光电流即完成了7.2×10−10 Hz−1/2相对强度噪声抑制(SQL 7×10−10),等价于传统探测器702 mA的抑噪效果[46]。2011年,德国Patrick Kwee等人同样利用光学AC耦合技术,在反射光束中额外插入一个模式清洁器,构成光学带通滤波反馈控制传感器,探测光电流为23 mA时,首次实现了1.1×10−10 Hz−1/2的相对强度噪声(SQL 1.1×10−10 Hz−1/2),等效于光电流为32 A (探测功率为67 W)传统抑噪技术[47]。2019年,德国Steffen Kaufer等人使用一个线宽为4 kHz的光学谐振腔,首次分析了阻抗匹配与光学腔传输函数增益的关系,并通过电动控制腔内安置的光阑孔径,精细调节阻抗匹配条件,为反馈控制环路提供了足够的增益,在4~50 kHz频率范围内、光电流50 mA时,噪声水平达到7×10−9 Hz−1/2[48]。
实际应用中,除了采用光电二极管阵列代替单个光电管的传统方案、高精细度光学腔反射端作为传感光束的AC耦合方案外,2018年,德国H. Vahlbruch等人利用量子压缩光(106 μW)与探测光耦合抑制内环传感光束的强度噪声,如图6所示,在5~80 kHz频带范围内,外环光束相比自由运转激光噪声降低9.4 dB;预期采用压缩注入方案,15 dB压缩光注入可达到2.3×10−10 Hz−1/2的噪声水平,可等效于传统探测6.4 W的抑噪水平[24]。此外,还包括非破坏测量方案,将外环光束功率噪声传递至另外一束具有更低噪声、高灵敏的待测光束——内环光场信号,然后反馈回外环光场实现噪声的抑制,这种方案原理上可实现突破散粒噪声极限的噪声抑制[3]。
图 6. A negative feedback intensity noise suppression scheme for injected squeezed light(a) and intensity noise measurement results(b)[24]压缩光注入负反馈强度噪声抑制方案(a)与强度噪声测量结果(b)[24]
Fig. 6.
3 压缩光降噪技术
由上所述,强度噪声抑制水平,受不确定原理决定所能达到的极限只能是SQL,即激光干涉仪的探测灵敏度将受限于SQL,利用经典降噪技术将无法突破这个限制。1981年,C. M. Caves提出压缩光填补真空通道有望实现突破激光干涉仪SQL的更高精度测量[23],从此量子压缩降噪技术并被应用于强度噪声的进一步抑制,实现突破SQL的超低噪声抑制。压缩态基本物理图像如图7所示,在满足不确定原理的前提下,相干态两正交分量的噪声方差为
图 7. Basic principle and physical image of noise suppression in squeezed state light field[49-50]. (a) Noise distribution in ideal coherent state;(b) Amplitude squeezed state noise distribution, where X 1 is the amplitude component and X 2 is the phase component
压缩态光场噪声抑制基本原理及物理图像[49-50]。(a)理想相干态噪声分布;(b)振幅压缩态噪声分布,其中X 1为振幅分量,X 2为位相分量
Fig. 7.
典型的光学参量过程制备压缩光的装置如图8(a)所示,激光器输出基频光分为两束,一束注入倍频腔(Second Harmonic Generator,SHG)产生二次谐波输出,用于泵浦光学参量放大器(Optical Parametric Amplifier, OPA),少部分作为种子光(seed beam)注入OPA;一束作为本地光(Local Oscillator,LO)注入平衡零拍探测,用来测量压缩噪声,图8(b)和(c)为典型的平衡零拍探测测量到的压缩光噪声谱,其中所有噪声均归一化至SQL (纵坐标0点)。如图9所示,压缩态制备过程通常是通过泵浦光与种子光相对位相实现对振幅或位相分量的噪声操控,π位相对应于振幅分量(图中压缩分量),0位相对应于位相分量(图中反压缩分量)[51];额外的光学损耗会引入真空噪声,位相的起伏会导致反压缩噪声耦合至压缩噪声分量,从而降低实测压缩度[52]。因此,高压缩度压缩态的制备难点在于克服光学损耗和位相起伏对压缩度的影响。下面主要回顾压缩光在解决噪声耦合问题所取得的成果和发展现状,如图10所示。
图 8. Experimental apparatus for 12 dB squeezed light field generation (a) and measurement results of noise power spectrum ((b) shows the change trend with the pump power and (c) shows the change trend with the analysis frequency of the measurement)12 dB压缩态光场制备实验装置(a)与噪声功率谱((b)是随泵浦功率的变化趋势,(c)是随测量分析频率的变化趋势)测量结果
Fig. 8.
图 9. Relationship between phase and coherent state (a) amplitude squeezed state (b) influence of optical loss and phase fluctuation (c) on measured squeezing[51-52]相干态(a)、振幅压缩态(b)与位相的关系,光学损耗和位相起伏(c)对实测压缩的影响[51-52]
Fig. 9.
图 10. Research status of squeezed state light field at home and abroad压缩态光场国内外研究现状
Fig. 10.
如图10(a)所示,在国际上,1986年,Texas大学Kimble研究组首次利用运转于阈值以下光学参量下转换过程,使输出场噪声功率相对于真空涨落降低超过50% (−3 dB)[53]。1986年,日本电报电话公司的Y. Yamamoto研究组利用负反馈控制半导体激光器的泵浦电流,使输出光电流起伏谱低于标准量子极限以下−7 dB[54];1991年,该组采用激光器与探测器直接耦合,在低温(66 K)条件下,将LD强度噪声压缩到散粒噪声极限之下−8.3 dB (85%)。1987年,法国国家科学研究中心E.Giacobino和C.Fable研究组,使用氩离子激光作为泵浦光,通过非简并参量下转换获得信号光、闲置光之间强度差噪声相对于SQL下降30%(−1.5 dB)[55]。1989年,美国加州理工学院Kimble研究组实现了 −3.6 dB压缩,进而完成了“EPR”佯谬实验研究,证明了两个光场的量子位相相关性 [56]。1998年,德国康斯坦茨大学采用了Nd:YAG激光器泵浦的半整块简并MgO:LiNbO3光学参量放大器,在380 mW的泵浦功率下,制备得到−6.2 dB的1064 nm压缩[57]。2004年,澳大利亚国立大学Kirk McKenzie等人采用低于阈值的光参量振荡(OPO),获得了280 Hz到100 kHz宽带连续波压缩真空场,证明了宽带音频压缩真空场制备的可行性,在500 Hz处观察到−2 dB的真空噪声压缩。压缩真空的相位采用量子噪声锁定技术进行控制,为第一代引力波探测器测量频段噪声的抑制提供了可行方案[58]。2006年,德国汉诺威大学的H. Vahlbruch等人提出相干控制位相锁定方案,实现了对压缩真空场位相的稳定锁定,在10Hz到10kHz频率边带范围内实现了稳定的压缩真空场输出,通过两束与载波存在一定频率偏移的辅助光实现了压缩系统的长时稳定锁定,并在地面基引力波干涉仪的整个探测波段上实现了−4 dB的噪声压缩[59]。2007年,德国汉诺威大学的H. Vahlbruch等人在1 Hz到3.2 kHz范围内,直接探测到压缩真空噪声低于量子噪声极限6.5 dB[60]。2007年,日本东京大学Y. Takeno等人采用低于阈值的OPO("8"字环形结构),通过优化反馈控制回路及误差信号的信噪比(SNR)大幅抑制位相起伏引入的噪声;进一步减少腔内损耗,直接制备得到−9 dB的860 nm压缩光[61]。2008年,德国汉诺威大学的H. Vahlbruch等人采用整块非平面Nd:YAG环形腔激光源,通过整块7%掺杂的MgO:LiNbO3制成的I类简并光学参量振荡器(OPO),首次在实验上实现了−10 dB@1064 nm的压缩态光场输出[62]。2010年,该小组又将压缩度提高到了−12.7 dB[63],并注入Sagnac干涉仪,实现了突破SQL噪声极限的精密测量。同年,德国汉诺威大学的H. Vahlbruch等人通过将相干控制技术、平衡零拍探测技术和压缩真空技术集成于1.5平方米的光学面包板上,在10 Hz到10 kHz的探测波段内,完成了稳定输出的−9 dB的压缩真空态光场[64]。2011年,LIGO提出将−10 dB压缩真空态注入引力波激光干涉仪,可在10 Hz到几kHz频带内实现6 dB的噪声抑制[65]。2012年,澳大利亚国立大学采用双共振行波光学参量振荡器,通过设计高共模抑制比音频平衡零拍探测测量得到−11.6 dB的低频压缩,在探测频率10 Hz处压缩度仍可达到−10 dB,为地面引力波探测压缩光注入方案提供了重要的光源基础[66]。2013年,德国马普所的Tobias等人在1550 nm波段通过设计双模压缩真空态位相控制方案,实验制备出−10 dB的双模压缩真空态光场[67]。2016年,德国马普所采用整块非平面Nd:YAG环形激光器(1064 nm)泵浦双共振OPO,通过进一步降低光学损耗和位相起伏,首次将压缩真空态的压缩度提高到−15 dB@1064 nm[68]。
如图10(b)所示,在国内,1998年,山西大学利用
4 结 论
激光器强度噪声是限制其在精密测量领域应用的一个重要参数,主要来源于激光辐射过程中的弛豫振荡噪声、输出耦合镜引入的真空噪声、泵浦源的强度噪声、自发辐射噪声、偶极起伏噪声和内腔损耗引入的噪声,多种噪声呈现出频率依赖的功率噪声谱,在不同频段各种噪声源所占比重有所差别。在基于激光干涉仪的精密测量中,Hz~kHz频段是主要的测量频段,噪声主要来源于泵浦强度噪声,通常通过操控泵浦电流或外调制输出光场振幅实现控制带宽范围内光场噪声的有效抑制,或采用量子压缩光技术进一步突破散粒噪声基准的限制,实现突破噪声极限的更低噪声抑制。经过40多年的发展,低频降噪目前已形成了传统直流负反馈控制、高精细度光学腔反射端作为传感光束的AC耦合两种比较成熟的方案,通过优化内环控制环路的技术噪声和反馈增益系数,Hz~kHz频段已接近或达到散粒噪声基准,其相对强度噪声已达到10−9 Hz−1/2量级(达到散粒噪声基准),成为当前引力波探测仪抑噪的主要技术手段。在此基础上,利用量子压缩光技术可进一步突破这个噪声限值,以当前最高压缩度−15 dB@5 MHz为例,通过在反馈控制环路中引入压缩光,相对强度噪声可进一步降低至2.3×10−10 Hz−1/2。在精密测量研究中,经典降噪与量子降噪技术相结合的解决办法是提升激光精密测量精度的必然趋势。
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