激光雕刻机则选取一组理想的参数：L=5 mm，￡。=l0 mm，L：=180，L3+厶=145 mm，R3=150 mm，R4=50 mm；为
了实际中易于激光雕刻机调整，选取腔定性最为敏感的折叠角0和短臂Ls为变量．根据腔的稳定条件：G <1且
G <1(G =ID +A I／2，i=t和i=s分别对应于子午面和弧矢面的光束)．同时，为了保证较高的倍频
效率，还应该使 上的束腰处(置放倍频晶体的位置)的像散尽量小，为此设置在该处的像散要求：IR 一R I<0．003 mm；I 一 I<0．003 mm．其中Ri：2B,／(Di—Ai)， ：分别为Ls上束腰处的子午面和弧矢面内的等相位
曲率半径和光斑半径．0和Ls取值范围分别为：0∈[0，80。]，L5∈[0，250 mm]，做出二者在 ∈
[140 mm，∞]上的三维立体图．
1．2 激光雕刻机腔的稳定性分析
在激光雕刻机三维图上选取满足对 ∈[140 mm，∞]都稳定的0值，结合实际选取0=l0。，利用数值计算做出Ls 的稳区图，如图2；为了比较，在其它条件不变的情况下去掉图1所示的右边激光晶体，并做出其 的稳区图，如图3．比较图2和图3可以看出，利用激光雕刻机双激光晶体进行补偿后 稳区图明显加宽，并且从图2中还可以看出，利用双激晶体进行补偿后，当L5取[105，120]mm上的任何一个值时，腔在热透镜焦距 [140 mm，9O0]上都是稳定的，这大大提高了腔的热稳定性．

1．3 激光雕刻机倍频效率分析
为了保证倍频效率，一般把倍频晶体放在L5臂上的束腰位置，并且使光束在倍频晶体处的像散尽量小，这一点我们在前面的数值计算中已经保证；此
外，减小束腰位置的变化量和束腰半径的变化量也是提高倍频效率和激光器稳定性的重要措施；从图4中可以看出，热透镜焦距 在[140 lain，9O0]上变
化时，在利用双激光晶体进行热效应补偿的情况下，臂上的束腰位置r加。／r∞。(t和s下标分别表示子
午面和弧矢面内的参量，下同)的变化量在lO inin以下，而采用单块激光晶体时， 臂上的束腰位置r。。I／r。。。的变化量则大得多．图5则表明：热透镜焦
距 在[140 mm，900]上变化时，利用双激光晶体进行补偿后， 臂上的束腰半径 撇／ 变化很小变化率小于14％ ，特别是在140～700ram范围内 2ot／
∞ 。几乎不变；而在此范围内，采用单激光晶体时的。m ／w。。。的变化则很大．所有的这些都说明，利用双激光晶体进行补偿后在提高倍频效率激光雕刻机上也有较大的优势．

1．4 激光雕刻机输出光束质量分析
为了增大散热面积，一般将四方系的Nd：YVO晶体切割成m×m×凡的形式，并且采用周边强制冷却的方式而为了利用Nd：YVO 的偏振输出特性，通常都是使晶体的四次旋转对称轴(光轴)垂直于光轴放置．这样，由于在振荡光通过的截面内晶体具有各向异性，导致了在相同温度边界条件下在与Y方向上有不同的温度梯度，进而导致在 和Y方向上的热透镜焦距不同，这一点已经由文献[7]证实．所以在利用单激光晶体且没有进行相应补偿的情况下，激光雕刻机输出的光束质量较差；而在利用如图l所
示的双激光晶体结构时，如图6所示，将两块晶体相对旋转9o。放置，其中，s∥，和s．分别表示平行与光轴面与垂直与光轴面．由于振荡光束在s∥面和s．面都经历了相同的屈光度(均为l／f,∥+l／f, ， ∥，分别为s∥面和s 面内的热透镜焦距)所以可以补偿光束的畸变而得到较好的光束质量．

3)由于激光雕刻机晶体中的热效应所产生的热应力不能超过Nd：YVO 的断裂应力，所以单位增益介质上存
在最大泵浦功率及输出功率极限，亦即Nd：YVO 激光器的定标问题L8 J．而采用双晶体结构时，在补偿
热效应的同时增加了增益介质，减少了每块增益介质上所承担的泵浦能量，所以可以承受总体更高的
泵浦能量进而可以获得更高的输出功率极限．4)由于光束在连续通过两块相同条件下的激
光晶体时，经历了相反的纵向温度梯度，补偿了晶体中的由于纵向分布的温度梯度所导致的热效应；同
时，由于振荡光通过两块激光晶体时，在子午面和弧
矢面经历了相同的屈光度补偿了由于晶体的热效应横向各向异性造成的椭圆型光斑；所有这些都有利
于提高光束质量，这是其他补偿方法很难达到的．5)由于Nd：YVO 为单轴晶体且具有偏振吸收
和偏振激发特性，它的热致双折射效应相对于其本身的双折射来说可以忽略，所以Nd：YVO 晶体的热
效应不会产生退偏损耗，因而两块激光晶体之间不需要加入旋转片；而当采用Nd：YAG做激光晶体时，
由于其为立方系晶体且非偏振激发而会产生热致双折射，在采用本文所提出的腔的结构时，不但可以补
偿热透镜效应而且参考文献[9]和[10]等分别从理论和实验上已经证明在两块Nd：YAG晶体之间加入
9o。旋转片后还可以补偿热致双折射和退偏损耗．