Исследование возможностей получения нанопорошков с помощью эксимерного лазера

Содержание


Ведение
1 Особенности работы и применения электроразрядных эксимерных лазеров
1.1 Способы создания активной среды электроразрядных эксимерных лазеров
1.2 Системы прокачки рабочей смеси
1.3Основные реакции в лазерах на галогенидах инертных газов
1.4Образование эксимерных молекул
1.5Электрические схемы ввода энергии в объемный разряд
1.6Объемный разряд в инертных газах и их смесях с галогеносодержащими молекулами
1.7Источники предыонизации газа
1.8 Некоторые особенности получения нанопорошков.
2 Исследование характеристик лазера и возможности получения нанопорошков
2.1 Погрешности измерений
2.2 Исследование характеристик электроразрядного XeCl лазера
2.3 Формирование излучения с узкой спектральной линии в селективном рез ...

Содержание


Ведение
1 Особенности работы и применения электроразрядных эксимерных лазеров
1.1 Способы создания активной среды электроразрядных эксимерных лазеров
1.2 Системы прокачки рабочей смеси
1.3Основные реакции в лазерах на галогенидах инертных газов
1.4Образование эксимерных молекул
1.5Электрические схемы ввода энергии в объемный разряд
1.6Объемный разряд в инертных газах и их смесях с галогеносодержащими молекулами
1.7Источники предыонизации газа
1.8 Некоторые особенности получения нанопорошков.
2 Исследование характеристик лазера и возможности получения нанопорошков
2.1 Погрешности измерений
2.2 Исследование характеристик электроразрядного XeCl лазера
2.3 Формирование излучения с узкой спектральной линии в селективном резонаторе.
2.4 Расчет характеристик вентилятора и свойств газового тракта лазера.
2.5 Исследование возможности получения нанопорошка
Заключение
Список использованных источников

Содержание


Ведение
1 Особенности работы и применения электроразрядных эксимерных лазеров
1.1 Способы создания активной среды электроразрядных эксимерных лазеров
1.2 Системы прокачки рабочей смеси
1.3Основные реакции в лазерах на галогенидах инертных газов
1.4Образование эксимерных молекул
1.5Электрические схемы ввода энергии в объемный разряд
1.6Объемный разряд в инертных газах и их смесях с галогеносодержащими молекулами
1.7Источники предыонизации газа
1.8 Некоторые особенности получения нанопорошков.
2 Исследование характеристик лазера и возможности получения нанопорошков
2.1 Погрешности измерений
2.2 Исследование характеристик электроразрядного XeCl лазера
2.3 Формирование излучения с узкой спектральной линии в селективном рез онаторе.
2.4 Расчет характеристик вентилятора и свойств газового тракта лазера.
2.5 Исследование возможности получения нанопорошка
Заключение
Список использованных источников

(2.4.2)
где:
H- напор, создаваемый вентилятором, Па.
- плотность газовой смеси, кг/м3
Ne=0,94=3,6 кгм3
Производительность элементарной секции вентилятора:
(2.4.3)
где:
- скорость газового потока в разрядном промежутке, м/с.
- межэлектродный зазор, м.
При частоте срабатывания лазера f=100 Гц и ширине разрядной области ш=1 см достаточная для устойчивой работы лазера трехкратная смена газа в разрядном промежутке будет достигаться при скорости газового потока:
=af3=0,011005=5 м/с
Для этой скорости оценки показывают, что потребляемая мощность составит десятки ватт, но из-за низкой скорости потока, нужна развитая поверхность теплообменника. Влияние скорости газа на температуру после теплообменника достаточно очевидно, поскольку увеличению скорости при постоянном подводе тепла соответствует больший коэффициент теплоотдачи от газа к трубам. Однако связь в данном случае не пропорциональна, т.к. количество переданного тепла определяется кроме того температурным напором, который при изменении скорости будет изменяться из-за изменения температуры на входе в теплообменник.
Поэтому используем вентилятор диаметром 80 мм при 2730 обмин.
При скорости вращения вентилятора n=2730 об/мин и диаметре рабочего колеса 80 мм:
Uа= м/с
Экспериментально измеренная скорость воздушного потока в разрядном промежутке составляет 12 м/с.
Используя эти данные, получим:
Qэ=120,80,024=0,23 м3/с
==0,31
Для смеси Ne:Xe:HCl=1000:10:1 при P=4 атм
Плотность смеси:
гNe=0,94=3,6 кгм3
По аэродинамической характеристике вентилятора [29], рис 16. находим:
=2,6
Рисунок 15. Аэродинамическая характеристика вентилятора
Напор, создаваемый вентилятором, тратится на преодоление сопротивления тракта и на преодоление собственного сопротивления вентилятора.
=2,63,6=611,4 Па
Мощность электродвигателя, необходимая для привода вентилятора, составляет:
Pвент=, (2.4.4)
где:
z - число элементарных секций в вентиляторе (z=1),
- КПД вентилятора (=0,45),
Pвент==312,5 Вт.
Учитывая КПД двигателя (мощность, потребляемая для привода вентилятора, при суммарном аэродинамическом сопротивлении тракта, равном Hвентилятора):
Pреальное=P=446 Вт
Некоторые зависимости для вентилятора
Принимая vрп≈uа, найдем :
== .
Учитывая, что lрп=lвент , получим:
=, (2.4.5)
т.е. коэффициент расхода газа через разрядный промежуток пропорционален отношению межэлектродного зазора к диаметру вентилятора.
По аэродинамической характеристике вентилятора для d=0,08 (м) и =0,195, учтя, что z=1 и расписав Q и H, выражение (2.4.4) можно переписать в виде:
Pвент=
Подставив численные значения, а также найденные по аэродинамической характеристике коэффициент давления =2,6 и кпд =0,45, и учтя что, vрп≈uа, получим:
Pвент==0,2ua3 (2.4.6)
==4,68 (2.4.7)
Рисунок 16. Зависимость окружной (линейной) скорости на наружном диаметре рабочего колеса вентилятора uа, м/c, напора H, создаваемого вентилятором, Па, мощности электродвигателя P, необходимой для привода вентилятора, Вт, от скорости вентилятора обмин.
Оценка аэродинамического сопротивления теплообменника
Аэродинамическое сопротивление оребрённых труб связано с их геометрическими характеристиками и набегающим потоком рабочей смеси газов следующими соотношениями [30]:
Eи=2,7zcz(ldэ)0,3Re-0,25 (2.4.8)
Eи=Pтгvг2 (2.4.9)
dэ= (2.4.10)
Где:
Eи-аэродинамическое сопротивление
Pт-перепад давления на длине газового тракта теплообменника.
z-число поперечных рядов труб по направлению движения газа.
cz -поправочный коэффициент для малорядных пучков труб в теплообменнике.
dэ - эквивалентный диаметр сжатого поперечного сечения
Re – критерий Рейнольдса
г- кинематическая вязкость газа.
vг- скорость газового потока в теплообменнике.
l – характерный линейный размер труб.
S1- поперечный шаг трубы в пучке труб.
-толщина ребер
-высота ребер
-шаг ребер
dэ===16,63 (мм)
Скорость газа в тракте относится к скорости газа в разрядном промежутке как отношение площади сечения газа в разрядном промежутке к площади сечения газа в тракте.
Sрп=dрпlрп=0,0240,8=0,0192 (м2)
Sт= dтlт=0,070,8=0,056 (м2)
v=12=4,11 (мс).
Линейный размер теплообменника определяется по формуле
l=
где:
Fтор-площадь торцов ребер
Fр-площадь ребер одной трубы без учета торцов ребер
Fр-общая площадь ребер трубы
Fт-площадь поверхности труб, участвующих в конвективном теплообмене
Fп-полная поверхность теплообмена с газовой стороны
nт-число труб теплообменника
nр-число ребер одной трубы
D=16+210=36(мм)
Fтор=рDnрnт= 3,141,5361304=88171,2 (мм2)
Fр=(D2-dн2)= 3,14(362-162)=212264 (мм2)
Fр=(Fр nт+ Fтор)=2122644+88171,2=937227,2 (мм2)
Fт=dн(L-рnр) nт=3,1416(900-1,5130)4=141676,8 (мм2)
Fп= Fр+Fт= 937227,2+141676,8=1078904 (мм2)
Тогда:
l==2,1+24,82=26,92 (мм) = 0,027 (м).
Re==12755
E=2,720,8=0,47
Тогда:
P=Eигvг2=0,473,6(4,11)2=28,6 Па
Аэродинамическое сопротивление газового тракта лазера в основном определяется суммой падений давления на
1)Дрейфовое пространство
2)Окна (2 шт.), для вывода газового потока в разрядный промежуток лазера
3)Разрядный промежуток.
4)Теплообменник.
Падение давления на длине газового тракта теплообменника:
Pт=28,6 Па
Данные по аэродинамическому сопротивлению разрядного промежутка и окон были получены нами экспериментально, т.к. сложная конфигурация разрядной камеры, наличие УФ электродов подсветки, создающих турбулентные потоки газа, а также наличие слоя турбулизованного газа за окнами, позволяет производить достаточно достоверные оценки только на основе экспериментальных данных.
В таблице 1 приведены результаты измерений падений давления на элементах лазерной камеры в воздухе, проведенные на макете камеры и пересчитанные на смесь Ne:Xe:HCl.
Таблица 1
Сопротивление теплообменника, падение давления на окнах (входном и выходном) и в разрядном промежутке – сопротивление тракта. Напор, создаваемый вентилятором равен сумме аэродинамического сопротивления тракта и собственного аэродинамического сопротивления вентилятора, возникающего в нем из-за вихревых потоков. Это находит выражение в кпд вентилятора, рассчитанном и экспериментально измеренном, и приведенном в аэродинамической характеристике вентилятора при различных коэффициентах расхода , обеспечиваемых вентилятором.
Аэродинамическое сопротивление разрядного промежутка составляет 475 Па n=2730 обмин и диаметре вентилятора 80 мм, обеспечивающих скорость газа в разрядном промежутке около 12 мс.
Суммарное падение давление на элементах внутри разрядной камеры составляет:
P=Pрп+Pтеплооб=475+28,6 =503,6 Па
Собственное сопротивление вентилятора составляет:
Pвент=H-Hполезное= 611,4 -(611,4 0,45)=336,27 Па
Общее падение давления составляет:
P=503,6+336,27 =839,87 Па
Расчет охлаждения газовой смеси теплообменника
При расчете аэродинамического сопротивления теплообменника скорость газового потока в нем оценена равной 4,11мс.
В течении импульса возбуждения в разрядном промежутке в газ вкладывается энергия:
При объеме активной области:
V=шdl=0,0240,80,01=19210-6 (м3)
Температура газа увеличивается следующим образом:
T=Qmc
Q=0,5 Дж
mNe=V=0,919210-6=172,810-6 (кг)
T==0,7 ºС
После прохода промежутка, до теплообменника, объем газа, в который была вложена энергия, разбавляется в 60 раз.
T после разбавления:
T=0,760=0,01 ºС
Температура смеси, подходящей к теплообменнику составляет:
T=40+0,01=40,01 ºС
Pотводимая=SQ=S
S=Sребер+Sгладкой трубы=
Sребер= , где
130-количество ребер одной трубы
2-количество сторон одного ребра
Sребер=3,14(0,0192-0,0082)2130=0,242 (м2)
Sгладкой трубы=3,140,016(0,9-0,0015130)=0,035 (м2)
S=0,242+0,035=0,277 (м2)
Sчетырех труб=40,277=1,108 (м2)
Для нахождения температуры газовой смеси в камере необходимо приравнять мощность, вводимую в смесь и мощность, отводимую с помощью теплообменника. Вводимая энергия поступает из двух каналов: энергия, вкладываемая в смесь объемным электрическим разрядом в разрядном промежутке (составляет 50 Вт), и энергия нагрева смеси в результате работы вентилятора (составляет порядка 150 Вт).
Таким образом, для достижения баланса в камере должно соблюдаться равенство:
Pотводимая=Pвводимая=50+150=200 (Вт)
Pотводимая=SQ=S
x=2=5,52=2,75 (мм)
Из уравнения баланса мощностей найдем разницу температур между газовой смесью и водой в оребренных трубах теплообменника:
P=1,108 0,051,5
P=30,2T=200
T6,6 C
Отсюда, при температуре воды 15С, температура смеси будет составлять порядка 21,6С, что достаточно для нормальной и устойчивой работы лазера.
Магнитная муфта
Связь мощности вентилятора Pвент , скорость обращения-nоб, и момента силы магнитной муфты-M.
P=Fl
Где:
F-сила
l-плечо силы.
=2f
Где:
-круговая частота
f- частота оборотов привода вентилятора.
F=ma; a=g=9,81мс2
m-масса груза, закрепленного на рычаге с плечом l.
Тогда:
P=mal2f;
f=
M=ml
Отсюда:
P===Mn1,03Mn
Таблица 2 Зависимость необходимого момента силы М магнитной муфты от оборотов и мощности вентилятора, кгм.
n,об/мин
500
750
1000
1250
1350
1500
1750
2000
2250
2500
2750
3000
Pвент
50
0,10
0,07
0,05
0,04
0,04
0,03
0,03
0,03
0,02
0,02
0,02
0,02
100
0,20
0,13
0,10
0,08
0,07
0,07
0,06
0,05
0,04
0,04
0,04
0,03
150
0,30
0,20
0,15
0,12
0,11
0,10
0,09
0,08
0,07
0,06
0,05
0,05
200
0,40
0,27
0,20
0,16
0,15
0,13
0,11
0,10
0,09
0,08
0,07
0,07
250
0,50
0,33
0,25
0,20
0,19
0,17
0,14
0,13
0,11
0,10
0,09
0,08
300
0,60
0,40
0,30
0,24
0,22
0,20
0,17
0,15
0,13
0,12
0,11
0,10
350
0,70
0,47
0,35
0,28
0,26
0,23
0,20
0,18
0,16
0,14
0,13
0,12
400
0,80
0,53