冷原子干涉儀激光控制系統(tǒng)集成化設(shè)計及其在重力測量中的應(yīng)用

陳瑋婷，孔德龍,2，裴 闖，王杰英，韋俊新，趙小明,2

（1.天津航海儀器研究所，天津 300131；2.中國船舶集團有限公司航海保障技術(shù)實驗室，天津 300131）

近二十年來，隨著光學技術(shù)的不斷發(fā)展，基于激光操控堿金屬原子物質(zhì)波干涉的冷原子干涉測量技術(shù)快速發(fā)展。由于物質(zhì)波干涉本身所具有的超高極限分辨力和良好的長期穩(wěn)定性，冷原子干涉慣性測量技術(shù)逐漸成為研究熱點[1-3]。其中，尤其以冷原子干涉重力測量技術(shù)的成熟度和應(yīng)用前景最為理想，商品化、工程化的原子重力儀樣機研制迫在眉睫[4-6]。

冷原子干涉儀從實驗室原理樣機轉(zhuǎn)向工程應(yīng)用需要解決兩類問題：一是尺寸重量功耗（Size,weight and power,SWaP）的壓縮，二是環(huán)境適應(yīng)性和外場測量穩(wěn)定性的提升。傳統(tǒng)實驗室樣機通常采用兩到三臺激光器及配套激光控制系統(tǒng)，體積龐大，結(jié)構(gòu)復雜，搬移、運輸較為困難，使其應(yīng)用場景受到一定制約；樣機測量穩(wěn)定性高度依賴于激光頻率、功率、相位的穩(wěn)定性，復雜外場條件下系統(tǒng)恢復過程繁瑣，環(huán)境適應(yīng)能力不足[7-9]。為解決工程化應(yīng)用中的上述困難，基于激光邊帶調(diào)制技術(shù)的單激光器冷原子干涉技術(shù)逐步發(fā)展[10-13]。激光邊帶調(diào)制（Laser sideband modulation,LSM）技術(shù)使得光源系統(tǒng)得以簡化，一定程度上促進了冷原子干涉儀的實用化進程，但激光控制系統(tǒng)的工程化目前尚處于起步階段。冷原子干涉測量控制時序復雜，尤其是激光控制變量多、過程銜接緊，自動化、集成化、人機交互友好的激光控制系統(tǒng)研制不僅能夠改善模塊分立、控制離散等引起的SWaP 無謂增加，更有助于簡化信號通路，減少干擾環(huán)節(jié)，提升系統(tǒng)快速啟動能力、測量可靠性及可維修性。

本文從冷原子干涉儀的工程化應(yīng)用實際出發(fā)，基于單激光器激光系統(tǒng)設(shè)計，提出了一套集成微處理單元（Integrated micro processing unit,IMPU）+分布執(zhí)行單元（Distributed executing unit,DEU）子系統(tǒng)框架，在該框架下搭建了以現(xiàn)場可編程邏輯門陣列（Field Programmable Gate Array,FPGA）和直接數(shù)字頻率合成器（Direct Digital Synthesis,DDS）為核心的激光控制系統(tǒng)，用于控制激光器分時復用輸出包括冷卻光、再泵浦光、吹走光、拉曼光、探測光等在內(nèi)的所有冷原子干涉所需操控激光，且激光頻率（相位）、功率和開關(guān)全程控在線可調(diào)。通過實驗測試評估了所設(shè)計激光輸出控制系統(tǒng)的性能，87Rb 原子自由下落式冷原子干涉實驗和重力測量驗證了所提方案的有效性。

1 冷原子干涉原理

冷原子干涉包括四個基本過程：一、冷卻陷俘，通過施加梯度磁場、冷卻光，使處于超高真空腔體內(nèi)的自由擴散的原子速度降低至cm/s 量級，并囚禁于梯度磁場的勢能低點處成為冷原子團；二、初態(tài)制備，在冷原子團自由下落的過程中，通過施加再泵浦光、偏置磁場、微波、拉曼光、吹走光，將原子態(tài)純化到52S1/2，F(xiàn)=2，mF=0 態(tài)上；三、干涉，在原子繼續(xù)自由下落的過程中，依次作用π/2、π、π/2 三對拉曼光脈沖，使原子在內(nèi)態(tài)上依次發(fā)生分束、態(tài)反轉(zhuǎn)、合束，在空間上依次發(fā)生雙態(tài)原子運動分離、自由演化、雙態(tài)原子匯合過程；四、探測，通過施加探測光和再泵浦光依次對F=2 態(tài)和F=1 態(tài)原子布居數(shù)進行測量，兩個態(tài)上原子布居數(shù)隨拉曼光頻率啁啾率變化而變化，最終形成干涉條紋圖樣。

以87Rb 原子為例，整個冷原子干涉過程所需的冷卻光、再泵浦光、吹走光、拉曼光、探測光頻率由87Rb原子D2 線能級圖確定，如圖1 所示。

圖1 87Rb 原子D2 線及所需激光頻率示意圖Fig.1 The energy level scheme of 87Rb D2 line and the required laser frequencies

2 激光系統(tǒng)方案

2.1 光路方案

根據(jù)冷原子干涉實驗過程及圖1 所示激光頻率需求，設(shè)計單激光器激光系統(tǒng)光路方案如圖2 所示。

圖2 單激光器冷原子干涉儀激光光路示意圖Fig.2 Schematic diagram of the laser setup used in the cold atom interferometer

結(jié)合圖2 所示光路設(shè)計，激光光路方案說明如下：

(1) 采用通信波段1560 nm光纖激光器作為種子源，種子源輸出一分為二，分別經(jīng)摻鉺光纖放大器（EDFA）放大及周期性極化鈮酸鋰晶體（PPLN）倍頻，獲得兩路780 nm 激光輸出；其中一路用于激光器鎖頻，以及冷卻光、再泵浦光、吹走光、探測光輸出，另一路用于拉曼光輸出。

(2) 采用調(diào)制轉(zhuǎn)移光譜（Modulation Transfer Spectroscopy,MTS）對激光頻率進行鎖定，鎖頻頻率設(shè)為F=2→F’=3 循環(huán)線，鎖頻光路輸入激光雙次穿過聲光晶體調(diào)制器（Acousto-Optic Modulator,AOM）AOM1（中心頻率CFAOM1=850 MHz），鎖定后激光器原始輸出激光頻率相比于F=2→F’=3 共振躍遷頻率正失諧170 MHz；改變AOM1 驅(qū)動頻率，失諧頻率也相應(yīng)改變。

(3) 激光器原始輸出通過 AOM2（中心頻率CFAOM2=185 MHz）移頻，分時復用輸出冷卻光、探測光和吹走光。

(4) 激光器電光調(diào)制器（Electro-optical Modulator,EOM ）EOM2（中心頻率CFEOM2=6583.03 MHz），施加調(diào)制獲得邊帶激光，用于同時輸出冷卻光和再泵浦光，或同時輸出探測光和再泵浦光。

(5) 激光器另一路原始輸出雙次穿過AOM3（中心頻率CFAOM3=300 MHz）進行失諧頻率調(diào)節(jié)，通過EOM3（中心頻率CFEOM2=6834.68 MHz）調(diào)制獲得邊帶激光，經(jīng)AOM4（中心頻率CFAOM1=220 MHz）二次移頻后用于輸出拉曼光。

2.2 集成控制方案

根據(jù)圖2 所示光路設(shè)計，將冷原子干涉過程所需的各激光的頻率、功率和開關(guān)控制全部通過光路AOM及EOM 的驅(qū)動信號頻率（相位）、功率和開關(guān)控制實現(xiàn)，控制方案如表1 所示。

表1 冷原子干涉儀激光控制方案Tab.1 The laser control scheme used in the cold atom interferometer

根據(jù)表1 輸出控制方案，設(shè)計搭建激光控制系統(tǒng)如圖3 所示。

圖3 激光控制系統(tǒng)原理框圖Fig.3 Block diagram of the laser control unit

上位機軟件采集用戶設(shè)置的驅(qū)動配置參數(shù)，由通用異步收發(fā)傳輸器傳輸至微處理器FPGA，F(xiàn)PGA 通過串行外設(shè)接口對執(zhí)行器件DDS 進行輸出頻率、相位、幅度和開關(guān)參數(shù)配置。AOM1～AOM4 的驅(qū)動信號頻率在60～300 MHz 范圍內(nèi)可調(diào)，可由DDS 芯片直接輸出獲得，經(jīng)射頻功率放大（PA#1）后分別施加到各個 AOM。EOM2、EOM3 的驅(qū)動信號頻率在6500～6900 MHz 的微波頻段范圍內(nèi)，傳統(tǒng)DDS 芯片難以直接輸出該頻段信號，故設(shè)計載波移頻模塊，原理組成如下：(1)采用原子鐘同步DDS 與介質(zhì)鎖相振蕩器（PDRO）的參考時鐘，保證全系統(tǒng)同源；(2)將DDS 和PDRO 的輸出信號分別輸入到混頻器的IF 端和LO 端，混頻器的RF 端輸出以PDRO 輸出本振頻率為中心的上邊帶（和頻）和下邊帶（差頻）信號；(3)RF 端輸出信號經(jīng)過隔離器和帶通濾波器消除本振頻率及上邊帶頻率，獲得目標頻率（下邊帶）輸出。最終，通過微波功率放大（PA#2）后施加到各EOM作為驅(qū)動。

由上述原理可知，當輸入到混頻器IF 端的DDS信號頻率在一定范圍內(nèi)（保證混頻目標頻率始終在帶通濾波器通帶范圍內(nèi)）發(fā)生變化時，經(jīng)混頻后施加到EOM 上的調(diào)制驅(qū)動信號頻率也跟隨變化；當輸入到混頻器IF 端的DDS 信號功率在一定范圍內(nèi)（滿足混頻器最低輸入要求）發(fā)生變化時，經(jīng)混頻后施加到EOM上的調(diào)制驅(qū)動信號功率也將跟隨變化；當輸入到混頻器IF 端的DDS 信號通過射頻開關(guān)關(guān)斷時，IF 端輸入無法滿足混頻器最低輸入要求，混頻器的RF 端輸出僅包含較低功率的原始本振信號，通過隔離器和帶通濾波器后被完全濾除，無信號輸出，從而實現(xiàn)了對EOM 調(diào)制驅(qū)動信號的關(guān)斷。載波移頻模塊設(shè)計，使得EOM 調(diào)制驅(qū)動信號的頻率、相位、功率、時序開關(guān)控制也可經(jīng)由FPGA 對DDS 輸出信號的頻率、相位、幅度和開關(guān)參數(shù)配置來實現(xiàn)。

基于圖3 所示設(shè)計，所有激光參數(shù)控制執(zhí)行均通過FPGA 對各個DDS 的參數(shù)配置實現(xiàn)。以DDS 作為面向終端的分布式控制執(zhí)行單元，硬件和軟件設(shè)計模塊化、可復用、易擴展、多通路性能一致性強，針對不同需求不同光學方案的匹配和可移植性大幅提升。以FPGA 作為集成微處理中心，控制集成度提升，信號流一致清晰，便于故障分析定位。

3 實驗評估與重力測量實驗驗證

3.1 激光系統(tǒng)性能評估

為了驗證所設(shè)計激光控制系統(tǒng)性能，進行了激光響應(yīng)實驗測試?；祛l本振輸出頻率為7 GHz，根據(jù)測量要求，分別采用通帶范圍為6500～6700 MHz 的隔離器和濾波器，獲得EOM2 調(diào)制所需的覆蓋冷卻、探測過程的6568.03～6683.03 MHz 微波驅(qū)動信號輸出，以及采用通帶范圍為6700～6900 MHz 的隔離器和濾波器，獲得EOM3 調(diào)制所需的覆蓋拉曼啁啾過程的6834.68±2αTMHz（其中，α為拉曼頻率啁啾率，T為干涉脈沖間隔）微波驅(qū)動信號輸出。最終，通過上位機實時配置DDS1～DDS6 的頻率（相位）、幅度及開關(guān)參數(shù)，獲得激光驅(qū)動信號輸出。

首先，對驅(qū)動信號輸出功率進行了測試。DDS 的輸出功率由DDS 芯片內(nèi)置幅度控制字控制，通過上位機發(fā)送至FPGA 的幅度參數(shù)，對DDS 幅度控制字進行配置，實現(xiàn)對滿功率輸出進行0～1 范圍內(nèi)不同幅度因子衰減。以DDS5 和DDS6 為例，分別在再泵浦光頻率（CF=6583.03 MHz ）和拉曼光頻率（CF=6834.68 MHz）下測試了幅度因子在0.01～1 范圍內(nèi)變化時的DDS 芯片直接輸出功率曲線，以及經(jīng)微波信號發(fā)生模塊后用于調(diào)制EOM2和EOM3的驅(qū)動信號功率曲線，如圖4(a)(b)所示。

圖4 射頻驅(qū)動功率隨DDS 幅度因子參數(shù)變化曲線Fig.4 The RF driving power vs the amplitude factor configuration of the DDS device

由圖4 所示結(jié)果可以看出，通過上位機改變DDS5和DDS6 幅度因子，可將DDS 輸出信號在約40 dB 范圍內(nèi)進行調(diào)節(jié)；相應(yīng)地，測試得到經(jīng)載波移頻模塊后，EOM2 和 EOM3的驅(qū)動功率分別在-14.31 dBm～24.9 dBm 及-12.33 dBm～26.45 dBm 范圍內(nèi)變化，EOM 調(diào)制驅(qū)動信號功率調(diào)節(jié)動態(tài)范圍及功率變化趨勢與DDS 自身動態(tài)范圍及功率變化趨勢基本一致。上述實驗結(jié)果驗證了通過上位機配置DDS 幅度因子參數(shù)對EOM 驅(qū)動功率進行調(diào)節(jié)的有效性。

接下來，分別在再泵浦光驅(qū)動頻率（6583.03 MHz）和拉曼光驅(qū)動頻率（6834.68 MHz）下，測試了EOM2 和EOM3 在不同調(diào)制驅(qū)動信號功率下的調(diào)制度響應(yīng)變化曲線，如圖5(a)(b)所示。其中，調(diào)制度定義為主激光與一級調(diào)制邊帶光功率之比。

圖5 EOM 調(diào)制響應(yīng)曲線Fig.5 The modulation response curves of the EOMs

由測試結(jié)果可以看出，EOM 后端輸出的主激光與+1 級調(diào)制邊帶光功率之比隨調(diào)制驅(qū)動信號功率變化而呈單調(diào)變化；結(jié)合圖4 所示功率測試曲線可知，通過改變DDS5 和DDS6 幅度因子參數(shù)來改變調(diào)制驅(qū)動信號功率，可以在較大跨度范圍內(nèi)實現(xiàn)主激光與調(diào)制邊帶光功率比的靈活調(diào)節(jié)，從而用于EOM2 和EOM3后端激光功率的調(diào)節(jié)。

AOM 驅(qū)動信號由DDS 輸出信號直接功率放大而來，在功率放大器的線性工作區(qū)間內(nèi)，增益為固定值，因而經(jīng)功率放大后輸入到AOM 驅(qū)動信號功率也可通過上位機配置DDS 幅度因子參數(shù)進行調(diào)節(jié)。我們以AOM4 為例，測試了在AOM4 工作頻率（200 MHz）下，其后端+1 級衍射光的衍射效率隨DDS4 驅(qū)動信號幅度因子變化曲線，如圖6 所示。

圖6 AOM4 衍射效率隨幅度因子變化曲線Fig.6 The diffraction efficiency of the AOM4 vs the amplitude factor configuration of the DDS device

由測試結(jié)果可以看出，AOM 后端+1 級衍射光的衍射效率隨DDS4 的幅度因子參數(shù)變化而呈單調(diào)變化；改變DDS4 幅度因子參數(shù)可以在較大范圍內(nèi)對AOM4 衍射效率進行調(diào)節(jié)，從而用于AOM4 后端衍射激光功率的調(diào)節(jié)。

上述實驗結(jié)果表明，對冷原子干涉過程所用各個操控激光功率的調(diào)節(jié)均可以通過上位機實時配置DDS 幅度因子參數(shù)來實現(xiàn)?；贒DS 參數(shù)配置的激光功率控制系統(tǒng)不僅能夠提高激光系統(tǒng)調(diào)節(jié)靈活度和恢復效率，還能夠進一步用于激光功率的閉環(huán)反饋控制，從而改善復雜外場環(huán)境下激光系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

接下來，對驅(qū)動信號的開關(guān)性能進行測試。通過射頻開關(guān)控制DDS 輸出信號通斷，分別測量通、斷狀態(tài)下施加到AOM 及EOM 驅(qū)動端的驅(qū)動功率，測試結(jié)果如表2 所示。

由表2 所示結(jié)果可以看出，關(guān)斷狀態(tài)下，實際的AOM 驅(qū)動功率低于測試儀器的噪聲本底，各驅(qū)動輸出相比于滿幅驅(qū)動功率衰減均在93 dB 以上，通過光功率計測量各個AOM 一級衍射光功率衰減在106倍量級，能夠滿足激光關(guān)斷需求。類似地，關(guān)斷狀態(tài)下，實際的EOM 驅(qū)動功率也低于測試儀器的噪聲本底，各驅(qū)動輸出相比于滿幅驅(qū)動功率衰減均在84 dB 以上，通過法布里-珀羅（FP）腔觀測邊帶調(diào)制光均在測量儀器本底噪聲以下，滿足邊帶激光關(guān)斷需求。上述結(jié)果符合預期設(shè)計。

表2 AOM 及EOM 驅(qū)動開關(guān)測試結(jié)果Tab.2 The results of the switch on-off tests on the AOM drivers and the EOM drivers

AOM 及EOM 的驅(qū)動頻率控制，由DDS 輸出頻率控制字計算公式得到。DDS 從原理優(yōu)勢上支持頻率捷變輸出，這里不再對頻率控制測試進行贅述。值得一提的是，除頻率控制字外，DDS 芯片支持附加相位控制，采用相位控制字參數(shù)配置，實現(xiàn)任意相位捷變輸出，尤其適用于拉曼光相位掃描、相位補償?shù)雀缮孢^程的控制實現(xiàn)。

冷原子干涉過程中，拉曼光相位噪聲的抖動將直接被原子所感知，表現(xiàn)兩個態(tài)上原子布居數(shù)的抖動。因此，拉曼光相位噪聲性能是冷原子干涉重力測量的關(guān)鍵，也是外場測量穩(wěn)定性的核心考慮要素。針對這一問題，在拉曼光工作頻率（6834.68 MHz）下，測試了通過EOM3 邊帶調(diào)制產(chǎn)生的拉曼光相位噪聲，并將其與傳統(tǒng)雙激光器激光拍頻鎖相環(huán)路（Optical phase-locked loop,OPLL）產(chǎn)生的拉曼光相位噪聲對比，測試結(jié)果如圖7 所示。

圖7 拉曼光相位噪聲性能測試結(jié)果Fig.7 The comparison results of the phase noise of the Raman beat notes generated by the proposed method

由圖7 所示測試結(jié)果可以看出，所搭建的激光輸出控制系統(tǒng)控制產(chǎn)生的拉曼光拍頻相位噪聲在全頻帶范圍內(nèi)優(yōu)于傳統(tǒng)OPLL 技術(shù)產(chǎn)生的拉曼光拍頻相位噪聲。上述結(jié)果證明了基于LSM 技術(shù)產(chǎn)生拉曼光的拍頻相位噪聲性能主要取決于調(diào)制驅(qū)動信號源的相位噪聲性能，而基于OPLL 技術(shù)產(chǎn)生的拉曼光拍頻相位噪聲性能不僅依賴于鎖相環(huán)路參考信號源的相位噪聲性能，還高度依賴于鎖相環(huán)路本身的噪聲性能。在較低頻偏范圍內(nèi)，基于OPLL 技術(shù)產(chǎn)生的拉曼光相位噪聲趨近于環(huán)路參考信號源的噪聲水平；從數(shù)百Hz 以上頻偏處開始，基于OPLL 技術(shù)產(chǎn)生的拉曼光的相位噪聲與邊帶調(diào)制產(chǎn)生拉曼光的相位噪聲差距逐漸增大，說明此時鎖相環(huán)路噪聲成為主要制約因素，因而高質(zhì)量拉曼光作用對鎖相環(huán)路設(shè)計及參數(shù)整定提出較高要求[14-16]。

考慮實際的工程化應(yīng)用，外場測量條件相對復雜，激光與環(huán)路狀態(tài)不確定因素增多，最終表現(xiàn)為基于OPLL 技術(shù)產(chǎn)生的拉曼光相位噪聲性能可能高度敏感外界測量條件。本文所搭建的激光輸出控制系統(tǒng)通過DDS 載波移頻模塊產(chǎn)生拉曼光邊帶調(diào)制，充分利用了驅(qū)動參考源的相噪優(yōu)勢，尤其是DDS 器件本身的相噪優(yōu)勢，獲得較好的拉曼光相位噪聲性能，且對環(huán)境變化低敏感，因而更適合外場測量環(huán)境應(yīng)用。

3.2 冷原子干涉重力測量

為了驗證設(shè)計的激光控制系統(tǒng)性能，利用兩套重力儀控制系統(tǒng)設(shè)計并開展了冷原子干涉重力測量實驗，并將測量結(jié)果與傳統(tǒng)基于OPLL 技術(shù)的雙激光器控制系統(tǒng)樣機測量結(jié)果進行對比，兩套控制機柜實物圖如圖8 所示。

圖8 雙激光器激光拍頻鎖相控制機柜（左）與單激光器邊帶調(diào)制控制機柜（右）實物對比Fig.8 Photograph of the control cabinets based on the OPLL(left) and the LSM(right),respectively

根據(jù)表1 所示激光控制方案，冷原子（87Rb）干涉實驗過程中的光學驅(qū)動控制時序如圖9 所示。

圖9 冷原子（87Rb）干涉實驗光學驅(qū)動控制時序Fig.9 Sequence chart of the laser driver control unit during the cold atom (87Rb) interference

根據(jù)冷原子干涉時序過程的激光控制需求，在冷卻陷俘階段，將DDS5 頻率設(shè)置為416.97 MHz，幅度因子設(shè)置為0.083，獲得冷卻光與再泵浦光功率比為8.89:1；在干涉作用階段，將 DDS6 頻率設(shè)置為155.32 MHz，幅度度因子設(shè)置為0.175，實現(xiàn)拉曼光功率比1:1.66；在探測階段，將DDS5 頻率設(shè)置為431.97 MHz，幅度度因子設(shè)置為0.175，實現(xiàn)再泵浦光與探測光功率比60.42:1。

如圖10所示為通過掃描FP腔采集得到的各EOM后端輸出激光?？梢钥闯觯O(shè)計的激光控制系統(tǒng)經(jīng)過上述參數(shù)設(shè)置能夠?qū)崿F(xiàn)所需頻率、功率的激光輸出，用于冷原子干涉實驗。進一步，通過動態(tài)配置DDS6頻率參數(shù)，對EOM3 調(diào)制驅(qū)動頻率進行線性掃描，實現(xiàn)拉曼頻率啁啾。

圖10 冷原子干涉重力測量中各EOM 調(diào)制輸出激光Fig.10 The modulation outputs of the EOMs in the cold atom interferometric gravity measurement

最后，所設(shè)計激光控制系統(tǒng)在上述參數(shù)配置下，開展冷原子干涉重力長期測量。如圖11 所示為兩套控制系統(tǒng)下的重力測量值與理論值（固體潮模型）對比結(jié)果，其中，每個測量點由300 s 數(shù)據(jù)獲得，連續(xù)測量時間為41 h。

由圖11 所示測量結(jié)果可見，兩套控制系統(tǒng)下的重力測量結(jié)果經(jīng)過潮汐修正后的殘差波動基本在±20 μGal 水平。通過Allan 方差評估長期穩(wěn)定性分別為5.0 μGal@1h 和4.3 μGal@1 h，如圖12 所示。上述實驗結(jié)果證明了所設(shè)計的激光控制系統(tǒng)與傳統(tǒng)OPLL技術(shù)框架下的實驗室樣機性能相當，且充分發(fā)揮了單激光光源和集成控制優(yōu)勢，體積、重量、功耗分別為傳統(tǒng)實驗室樣機機柜的1/3.6、1/1.9、1/1.6，最終使得控制機柜SWaP 降低至傳統(tǒng)實驗室樣機的1/11。

圖11 41 小時連續(xù)重力固體潮測量結(jié)果Fig.11 The results of the 41-hour measurement of earth tidal gravity

圖12 重力測量Allan 方差評估Fig.12 Allan deviations of the measurements

4 結(jié)論

本文面向冷原子干涉儀的工程化應(yīng)用，搭建了以FPGA 為集成微處理單元和DDS 為分布執(zhí)行單元的單激光器激光控制系統(tǒng)，實現(xiàn)了僅通過對DDS 頻率（相位）、功率、開關(guān)參數(shù)在線配置，即時完成冷原子干涉全過程的激光控制?？刂葡到y(tǒng)構(gòu)型簡單、設(shè)計一致性強、可擴展、易復用、可維修性強的特征符合激光控制系統(tǒng)工程化設(shè)計的要求。

為了驗證所搭建激光控制系統(tǒng)的功能，通過實驗測試對不同驅(qū)動頻率和功率控制下的激光邊帶調(diào)制、激光衍射效率、激光開關(guān)特性及拉曼光相位噪聲分別進行了性能評估，在此基礎(chǔ)上完成了冷原子干涉和重力測量實驗驗證。實驗結(jié)果表明，本文所提出方案能夠用于冷原子干涉儀激光輸出控制，基于所搭建激光控制系統(tǒng)的冷原子干涉重力測量性能與傳統(tǒng)OPLL 技術(shù)框架下的實驗室樣機性能相當，同時實現(xiàn)了SWaP的大幅改善。

此外，所提出方法能夠?qū)崿F(xiàn)激光頻率（相位）、功率和開關(guān)全程控在線可調(diào)，提高了激光系統(tǒng)自動化控制水平，同時有助于改善拉曼光相位噪聲環(huán)境敏感性，為復雜環(huán)境條件下激光反饋控制、系統(tǒng)穩(wěn)定性及快速啟動能力提升等奠定重要技術(shù)基礎(chǔ)。本文所發(fā)展的激光控制系統(tǒng)有助于推動冷原子干涉儀的工程化及其在重力測量方面的應(yīng)用。