Из анализа многочисленных экспериментальных зависимостей получены следующие формулы, определяющие величину параметра насыщения, Вт/см2.

При d < 2м:

.(2.16)

При d > 2мм:

.(2.17)

(Как и в предыдущих случаях, давление газа p здесь указывается в миллиметрах ртутного столба, ширина спектральной линии Днод - в мегагерцах, диаметр d - в сантиметрах.

Мощность излучения растет с увеличением длины активного элемента ?. В первом приближении можно выбрать:



.(2.18)

(Выходная мощность Pвых указывается в ваттах, длина ? получается в сантиметрах.) Следующим этапом является расчет потерь в активном элементе.

Рассмотрим зависимость мощности от давления газа. Скорость возбуждения молекул азота dN/dt пропорциональна концентрации электронов, концентрации молекул N, сечению возбуждения колебательных уровней молекулы азота а (ие), усредненному по скоростям электронов. В квазистационарном режиме скорость возбуждения верхнего лазерного уровня совпадает со скоростью возбуждения молекул азота, поскольку, как говорилось выше, единственным каналом отвода колебательной энергии от молекул азота являются столкновения с молекулами С02. Вообще говоря, заметный вклад в скорость возбуждения верхнего лазерного уровня вносит прямое возбуждение молекул С02 электронным ударом, однако учет этого вклада не приведет к изменению качественной зависимости мощности излучения от давления. При излучательном распаде верхнего лазерного уровня мощность излучения единицы объема dW/dt равна произведению энергии кванта излучения Йю на скорость возбуждения верхнего лазерного уровня dN/dt:

,(2.19)

.(2.20)

Для отношения концентрации электронов и концентрации молекул не зависящего от давления газа:

.(2.21)

Мощность излучения оказывается пропорциональной квадрату давления:

.(2.22)

Эти оценки справедливы для случая импульсного режима генерации при энергии импульса излучения, не превышающей ? 0.2 дж/ атм. - предельно допустимой для углекислого газа. Это предельное значение определяется максимальной температурой газа, при которой вообще возможна инверсия между лазерными уровнями. Для непрерывного лазера приведенные оценки справедливы для достаточно высокой скорости прокачки, обеспечивающей низкую рабочую температуру газа в активной области. На рисунке 2.1 показана расчетная зависимость мощности излучения 1 см3 активной среды С02 лазера от давления.

Рисунок 2.1 - Зависимость мощности излучения единицы объема среды лазера dW/dt от давления P

Результаты эксперимента находятся в хорошем соответствии с этой оценкой.

Нижние две точки 0,1 и 10 вт/см3 соответствуют обычным газоразрядным лазерам низкого давления, верхние точки -- экспериментальные данные, полученные в работе. При давлении 13 атм мощность излучения единицы объема достигает 107 вт/см3.

На рисунке 2.2 и рисунке 2.3 показана зависимость порога генерации по параметру Е/Р от давления: на рисунке 2.2-для лазера с объемом активной области 1 см3, на рисунке 2.3-для лазера с объемом активной области 15 см3. Из этих рисунков видно, что с ростом давления порог генерации уменьшается и при высоких давлениях зависит от давления очень слабо. Генерация была получена в этих экспериментах при давлении до 100 атм.

Рисунок 2.2 - Зависимость порогового значения параметра E/p от давления при объеме активной области 1

Рисунок 2.3 - Зависимость порогового значения параметра E/p от давления при объеме активной области 15

Расчет дифракционных потерь начинается с выбора наиболее приемлемого типа резонатора (симметричного, полусимметричного либо с произвольным соотношением радиуса кривизны зеркал). Расстояние между зеркалами (длина резонатора) L выбирается из конструктивных соображений так, чтобы в пространстве между зеркалами можно было бы разместить активный участок разрядного канала длиной ?, вспомогательные крепежные элементы и юстировочные узлы резонатора. В случае лазера с внешними зеркалами необходимо предусмотреть возможность установки окон из соответствующего материала, наклонно расположенных под углом Брюстера. Затем из условий устойчивости выбираются радиусы кривизны зеркал. (Рекомендуемые значения: 0,2; 0,5; 1; 1,5; 2; 5;10; 20 м.). По этим данным рассчитываются параметры гауссова пучка, дифракционные потери дд и условия обеспечения заданного модового состава излучения.

При малых диаметрах разрядного канала (d<1,5мм) и, соответственно, малых значениях апертуры зеркал дифракционные потери могут оказаться столь значительными, что сделают невозможной генерацию лазерного излучения. В этом случае следует перейти к волноводному режиму работы лазера. При волноводном режиме электромагнитное поле в резонаторе формируется с участием многократных отражений от боковых стенок разрядного канала.

В волноводном режиме вместо дифракционных потерь рассматриваются потери на распространение вр, связанные с поглощением и рассеиванием излучения на стенках разрядного канала. Потери на рассеяние зависят от свойств материала оболочки и качества обработки ее поверхности. Внутреннюю поверхность оболочки тщательно полируют, а форма канала делается близкой к идеальной. Приемлемые параметры лазера в волноводном режиме работы можно получить, если неровности, связанные с шероховатостью не превышают 1 мкм, а радиус кривизны канала - не менее 100 м. В этом случае соответствующие распределенные потери рассчитываются по формуле:

,(2.23)

где - действительная часть от комплексного параметра показателя распространения излучения в данном материале.

Для окиси алюминия (керамика ВК-94Б) Re(н) = 1,3…1,8; для окиси кремния (кварцевое стекло) Re(н) = 1,5…1,8; для окиси бериллия Re(н) = 0,033…0,1. Конкретное значение Re(н) зависит от качества обработки материала. У промышленных образцов этот параметр обычно соответствует максимальному из указанных выше значений. Кроме того, следует учитывать, что наиболее эффективный материал - окись бериллия - обладает чрезвычайно высокой токсичностью. В то же время кварцевое стекло - один из самых дешевых материалов обладает низкой теплопроводностью, что затрудняет проблему обеспечения номинального теплового режима.

В силу особенностей формирования электромагнитного поля в условиях волноводного режима возникают потери в просвете между краем волноводного канала и поверхностью зеркала. Анализ условия возникновения таких потерь приводит к выражению:

лазер излучатель теплообменник контур

,(2.24)

где Д - зазор между зеркалом и краем волноводного канала.

Особенностью волноводных лазеров является возможность перестройки генерируемой частоты в пределах полосы контура усиления газовой среды. Контур усиления волноводного лазера может составлять от 100 до 600 МГц. Ширина линии излучения перестраиваемой частоты определяется добротностью резонатора.

Система перестройки должна проектироваться с учетом особенностей лазерных переходов в молекулах углекислого газа. Указанные на рисунке 2.1 параметры излучательных переходов лишь приближенно описывают реальные процессы в молекулярной структуре CO2. Строгое описание должно включать закономерности переходов с учетом вращательных состояний. Так же, как и колебательные состояния, вращательные квантованы. Правила отбора для переходов между вращательными уровнями в молекуле CO2, имеющей симметричную структуру, соответствуют условию ДJ = ±1, J - квантовое число вращательного состояния. В соответствии с этим условием оптические переходы возможны, когда J2= J1 - 1 (P-ветвь), либо, когда J2 = J1 + 1 (R-ветвь). (Индекс 2 соответствует верхнему лазерному уровню, 1 - нижнему.) Наибольший коэффициент усиления для переходов 0001 - 1000 наблюдается, когда J2 = 23…25 на P - ветви. Частотный интервал между соседними вращательными уровнями соответствует примерно 60 ГГц [40].

В случае двухзеркальных резонаторов условие резонанса (L = q•л/2) при длине волны 10,6 мкм и расстоянии между зеркалами 20 см выполняется при q ? 40000. Изменению частоты на 60 ГГц соответствует Дq = 80. Столь малое изменение числа полуволн может возникнуть произвольно при продольном перемещении зеркал («перескок» частоты излучения). Такое явление недопустимо в тех случаях, когда необходима плавная перестройка частоты излучения (волноводный режим генерации). Перескоки по частоте можно исключить, если одно из зеркал заменить дифракционной решеткой.

Для обеспечения отражения излучения от дифракционной решетки в направлении, противоположном падающему, должно выполняться условие:

,(2.25)

где b - постоянная решетки;

и - угол падения, n = ±1,±2,±3… .

Типичный вариант дифракционной решетки для волноводных лазеров - решетка с периодичностью штрихов150 мм-1, что соответствует расстоянию между соседними линиями решетки b = 6,67 мкм. При длине волны 10,6 мкм условие автоколлимации для такой решетки может выполняться только при n = 1. Перестройка обычно осуществляется за счет линейного перемещения либо решетки, либо выходного зеркала.

В лазерах с внешними зеркалами, а также в тех случаях, когда специально оговаривается необходимость поляризованного излучения, неизбежны потери на поглощение в окнах. Свойства материалов, используемых в качестве окон, а также подложек выходных зеркал CO2-лазеров, представлены в табл. 2.1.

Таблица 2.1 - Свойства материалов оптических окон и подложек зеркалCO2-лазеров

Материал	Коэффициент приломления	Показатель поглощения в,см-1
KCl (высокочистый)	1,46	0,0004
KCl (упрочненный)	1,46	0,001
NaCl (высокочистый)	1,49	0,001
NaCl (упрочненный)	1,49	0,0015
GaAs	3,3	0,03
Ge	4,3	0,03

Для обеспечения минимальных потерь окна устанавливают под углом Брюстера:

.(2.26)

Излучение получается поляризованным. Показатель поглощения в необходимо учитывать при расчете потерь на поглощение в окнах (в современных приборах чаще всего это одно окно). Потери, связанные с поглощением в окнах, определяются выражением:

,(2.27)



где Дo - толщина окна (2…3 мм).

При выборе материала окон и материала подложек зеркал следует учитывать, что наиболее дешевые материалы - хлористый калий и хлористый натрий обладают значительной гигроскопичностью, и это затрудняет их применение в качестве материалов внешних элементов конструкции лазера. Потери, связанные с неточностью установки зеркал:

.(2.28)

Неточность установки зеркал определяется техническими возможностями и нестабильностью положения зеркал из-за тепловых деформаций. В условиях современного производства можно принять Дц ? 2,4?10-5.В CO2 лазерах благодаря высокому коэффициенту усиления в качестве глухого могут применяться зеркала на металлической основе либо кварцевые с металлическим покрытием. Данные о коэффициенте отражения таких зеркал на длине волны 10,6 мкм представлены в табл. 2.2.Как видно из таблицы, наибольшей отражающей способностью обладают покрытия из серебра, золота и алюминия. Однако серебряный слой механически непрочен и химически мало устойчив. На воздухе серебро быстро тускнеет, что приводит к снижению его коэффициента отражения. Поэтому для внешних покрытий оно почти не применяется. Выбор материала зеркал мощных лазеров во многом определяется теплопроводностью. Из этих соображений обычно выбирают медь или сталь.

Таблица 2.2 - Коэффициент отражения металлов

Материал	Al	Au	Cu	Ag	Сталь
Коэффициент отражения, с	0,97	0,98	0,98	0,99	0,94



Более высокий, чем у металлов, коэффициент отражения может быть обеспечен применением интерференционных покрытий, наносимых вакуумным напылением на подложку из материала с высокой прозрачностью на длине волны 10,6 мкм. Количество слоев из интерференционных материалов для зеркал CO2-лазеров может колебаться от 1 до 5. Список используемых материалов для интерференционных покрытий зеркал СО2-лазера представлен в таблице 2.3.

Потери, связанные с неполным отражением глухого зеркала, либо дифракционной решетки:

.(2.29)

Таблица 2.3 - Материал интерференционных покрытий зеркал CO2лазеров

Материал	Коэффициент преломления
Na3AlF6	1,35
MgF2	1,38
BF2	1,4
ThF4	1,5
KBr	1,52
CsJ	1,74
AgCl	1,98
ThO2	2
ZnS	2,3
ZnSe	2,5
CdTe	2,67
Ge	4,3
Te	4,9

Потери, связанные с несовершенством поверхности полупрозрачного зеркала:

дз ? 0,005.(2.30)



Суммарные потери в активном элементе:

.(2.31)

Для обычного - не волноводного лазера вр = 0.

Найденные значения потерь и значения коэффициента пропускания выходного зеркала позволяют рассчитать выходную мощность спроектированного лазера. Величина средней площади генерируемой моды Sср для обычного лазера рассчитывается по формуле (2.31). В случае волноводного режима:

Sср = рd2/4.(2.32)

Заключительным этапом является расчет выходного зеркала. Подбором материала подложки (табл. 2.1), материала интерференционных покрытий (табл. 2.3) и количества слоев добиваются максимально возможного соответствия между оптимальным значением коэффициента пропускания T2 и рассчитанным по формуле:

T2=1- с2.(2.33)

Если по результатам расчета выходная мощность окажется меньше заданной либо сильно завышенной (более чем на 5 %), расчет геометрии лазера следует повторить, введя необходимые поправки в систему величин, выбор которых оценивается определенным диапазоном возможных значений.

2.3 Расчет теплообменника

Возьмем теплообменник с плоским каналом постоянного сечения, использованный в экспериментах. Влияние изменения температуры учитывается тем, что все расчетные параметры определяются для средней температуры газа. Основные потери в теплообменнике составляют потери на преодоление сил трения. Режимы течения соответствуют числам Re ? 2000. Выполняются условия стабилизации интенсивности теплоотдачи. Потери давления на преодоление сил трения для установившегося режима через параметры потока газа на входе в газоразрядный канал можно описать выражением:

,(2.34)

где - коэффициент сопротивления трения, приведенный к физическим условиям на входе в газоразрядный канал;

и - площади поперечного сечения потоков в газоразрядном канале и теплообменнике соответственно;

- усредненный температурный напор газа;

Ф = 0,9 ч 0,8 - эффективность теплопередачи;

F - поверхность теплообмена газа;

- коэффициент теплоотдачи;

л - коэффициент теплопроводности. Угловые скобки обозначают среднее значение.

Z = (96/Re)(L/D),(2.35)

где L - длина канала;

D - гидравлический диаметр.

В то же время величина выражается через разность температуры газа и втекающей в теплообменник воды:

,(2.36)

где - число Прандтля;

- температурный напор вытекающего газа относительно втекающей жидкости:

,(2.37)

где - эффективность теплообменника, которую можно выразить формулой.

x

x,(2.38)

- изменение температуры охлаждающей жидкости, проходящей через теплообменник.

.(2.39)

Потери давления могут быть вычислены по формуле (2.34) или (2.35). В отличие от (2.34) все величины правой части (2.36) определяются из эксперимента. Для условий экспериментов вычисления по (2.34) и (2.36) совпали с погрешностью до 15% как в режиме с разрядом, так и в режиме без разряда. Для условий эксперимента результаты вычислений дают следующее. В режиме без разряда:

.(2.40)

При включенном разряде:

.(2.41)

Комбинация параметров, входящих в правую часть, позволяет определить коэффициент сопротивления из экспериментальных данных тепловых характеристик теплообменника:

.(2.42)

Подставляя полученное значение в (2.37), вычисляем эффективность теплообменника и затем по формуле (2.36) - температурный напор . Полученное значение с погрешностью до 20 % совпадает с исходным. Точность вычислений зависит от погрешности , где определяется из эксперимента с погрешностью 15% (на теплообменник набегает неоднородный поток, и установить точное значение / представляется затруднительным).

Результаты вычислений показывают, что потери давления растут с увеличением разности температуры торможения и температуры газа на выходе теплообменника. Однако в экспериментах при измерении падения давления на нагрузке это не зарегистрировано, что, возможно, объясняется уменьшением потерь давления на диффузоре перед теплообменником с увеличением ().

В нем диффузор перед теплообменником выполнен симметричным, с плавным расширением (полный угол расширения 8°). Потерями давления на диффузоре можно пренебречь. Вычисление потерь давления на нагрузке дает удовлетворительное качественное и количественное (с погрешностью около 20 %) совпадение с результатами экспериментов.

2.4 Газодинамический контур

Реальные потери давления. Для проверки основных положений расчетной модели необходимы экспериментальные данные по аэродинамическим характеристикам контура лазера и его составным частям. Однако публикации, представляющие результаты испытаний газодинамических контуров лазеров, отсутствуют. Проведение таких испытаний представляет известные трудности. В частности, для определения аэродинамических характеристик вентилятора в газодинамический контур необходимо встраивать аэродинамические весы. Из результатов термодинамического расчета вытекает относительно простой способ определения аэродинамических характеристик газодинамического контура.

Из (2.10) следует зависимость температуры торможения изоэнтропическим вентилятором от потерь полного давления на участках газового тракта, содержащего участок с вентилятором и не содержащего каналы с подводом (отводом) тепла:

.(2.43)

Правая часть представляет собой сумму потерь полного давления на участках включая участок с вентилятором. Сделанное допущение о постоянстве плотности правомерно, если участок не содержит каналов с подводом или отводом тепла. Каждому значению соответствует повышение температуры торможения , создаваемое вентилятором.

Из (2.10) и (2.39) следует выражение для гидравлического КПД тракта с вентилятором:



(2.44)

где - повышение температуры реальным вентилятором, определяемое экспериментально.

Вычисление по формуле (2.11) осуществляется в параметрах торможения в предположении однородности потока по площади поперечного сечения на входе и выходе. Повышение полного давления на участке вычисляется по формуле:

,(2.45)

где и , ()2 и ()2 -- величины статических давлений и усредненных по площадям поперечных сечений потока газа на выходе и входе соответственно.

В публикациях, посвященных испытанию аэродинамических трактов различных аппаратов, в том числе лазеров, о таком методе почти ничего не сообщается, за исключением, где он применен для испытания вентилятора. Величины п, полученные с помощью аэродинамических весов и вычисленные по отношению разности температур (2.41), совпали с погрешностью 10 %.

Газодинамический контур лазера можно разбить на функциональные участки. Участки не должны содержать каналов, к которым подводится тепло, т. е. суммарный подвод тепла к каждому участку должен быть равным нулю. Если найти гидравлический КПД функциональных участков и коэффициент потерь (сопротивления) одного из участков, то это позволит вычислить коэффициенты потерь других участков и по данным о характеристиках потока перед газоразрядным каналом вычислить развиваемое вентилятором давление. Действительно, разделим контур на три составных части -- нагрузку (участок от входа в газоразрядный канал до выхода за теплообменник), сеть и вентилятор, которые имеют коэффициенты потерь ro1, ro2 и гоз. Тогда гидравлический КПД контура, определяемый нагрузкой, можно выразить соотношением:

.(2.46)

А гидравлический КПД вентилятора:

.(2.47)

Левые части уравнений и величина коэффициента сопротивления нагрузки известны. Этого достаточно, чтобы вычислить значения величин и .

Давление, развиваемое вентилятором, определяется через коэффициент сопротивления контура и характеристики потока на входе в газоразрядный канал:

.(2.48)

Величину определяют по формуле:

,(2.49)

где -- коэффициент давления;

u -- окружная скорость колеса вентилятора.

Из (2.45) и (2.6) вычисляется коэффициент давления вентилятора:

.(2.50)



Полученные экспериментально аэродинамические характеристики лазера равны: ; ; ; = + ? 3,1; 1; 0.57; расчетные характеристики: ; и . Расчетные значения и з приведены с учетом влияния числа Re на их значения. Расчетные значения характеристик элементов контура не совпадают со значениями, полученными экспериментально. Причина несовпадения связана с тем, что течения в каналах с переменным сечением являются отрывными, что установлено экспериментально. Величины потерь давления, полученные на основе экспериментальных данных о характеристиках потока в поперечных сечениях каналов, совпали с полученными указанным методом.

Расчет аэродинамических характеристик газодинамических контуров лазеров на базе диаметрального и центробежного вентиляторов для случая безотрывных течений дал удовлетворительное согласие с экспериментом.

Рассмотрим влияние некоторых типов источников на общий запас колебательной энергии и на вид функции распределения по уровням в системе одинаковых молекул, т. е. в случаях, когда существенны V -- F-процессы. Выясним сначала роль источников на примере диссоциации (отрицательный источник) и рекомбинации (положительный источник) двухатомных молекул, моделируемых обрезанным гармоническим осциллятором.

В работе на основе решения газокинетических уравнений, описывающих населенности колебательных уровней, проанализирован процесс термической диссоциации (характерное время т в) двухатомных молекул при высоких температурах, т. е. в условиях rVY <С тв. Показано, что в нулевом приближении можно говорить о больцмановском распределении с температурой Гкол, причем из-за заметной утечки колебательной энергии из системы вследствие диссоциации Ткоп <Z Т. Это существенно сказывается на скорости диссоциации. Кроме того, диссоциация приводит к заметному нарушению больцмановского распределения на уровнях, близких к границе диссоциации. Зависимость TK0JT и изменение константы скорости диссоциации К ~ (Ткол) относительно ее равновесного значения К~ (Т) в быстро нагретом диссоциирующем газе приближенно можно проанализировать также путем решения системы уравнений для полного запаса колебательных квантов е и степени диссоциации:

,(2.51)

, (2.52)

гдеа - отношение общего числа молекул к их числу в недиссоциированном газе;

К+ - константа скорости рекомбинации;

N и Na - плотности соответственно молекул и атомов.

Запись (2.53) предполагает существование больцмановского распределения по уровням и не учитывает искажения этого распределения. Зависимость отношения К~ (Ткол)/К~(Т) от Ткол и Т имеет вид:

.(2.53)

Путем использования выражения для tvt и К~ (Т) в работе получена зависимость / и от D/T, позволяющая оценить отличие и от равновесных значений при диссоциации различных молекул. Данные расчета приведены на рисунке 2.4. Видно, что заметное отклонение от равновесных значений наступает приD/20.



Рисунок 2.4 - зависимость отношений и / от параметра D/T при диссоциации однокомпонентного двухатомного газа

С помощью системы уравнений, приведенных выше, можно также проанализировать влияние рекомбинации на скорость колебательной релаксации при истечении нагретого газа из сопла. В случае, когда момент времени ЈхиМ начала химической закалки (т. е. прекращения рекомбинации из-за уменьшения плотности частиц при расширении) наступает позже момента i3 замораживания колебательной температуры () процесс рекомбинации приводит к увеличению эффективного времени колебательной релаксации примерно в раз. Эта величина может быть порядка 102 и более. Разумеется, при быстрой химической закалке, когда (), подкачки энергии в колебательные степени свободы за счет рекомбинации не будет и колебательная релаксация не замедлится. Эффект замедления колебательной релаксации при реализации условия может быть использован в газодинамических лазерах.



2.5 Тепловой расчет лазера

Энергетический КПД CO2 лазеров составляет з ? 12%, поэтому электрическая мощность, выделяющаяся в газовом разряде, может быть рассчитана по формуле:

.(2.54)

Продольная напряженность электрического поля в разрядном канале пропорциональна давлению. По результатам экспериментальных исследований CO2 лазеров получено соотношение:

,(2.55)

где p - давление в мм рт.ст;

E - напряженность электрического поля в В/см.

Падение напряжения на разрядном канале

.(2.56)

Падение напряжения может составлять значительную величину - более 10 кВ. В этом случае желательно перейти к двухплечевой схеме питания. В этом случае:

.(2.57)

Ток разряда, А:

.(2.58)

Если по результатам расчета электрического режима будет установлено, что требуется источник питания более 15 кВ (даже при двухплечевой схеме), целесообразно накачку лазера осуществлять высокочастотным (ВЧ) электрическим разрядом. При проектировании лазера с ВЧ накачкой можно ограничиться только расчетом энерговклада.

Мощность излучения CO2 лазера падает с увеличением температуры, поэтому охлаждение лазера должно быть достаточно эффективным. Из-за относительно высоких значений погонной мощности, выделяющейся в разряде, применяется принудительное жидкостное, чаще всего водяное охлаждение. Вода является наиболее эффективным теплоносителем, но по условиям эксплуатации (необходимость работы в условиях отрицательных температур, необходимость электроизоляции токовводов и т.д.) используют иногда другие жидкости. Эти случаи всегда оговариваются. Указывается также средняя температура рабочей жидкости TS. Если температура не задана, ее принимают равной 200С.

Выбирают, если не указан в задании, объемный расход охлаждающей жидкости V. При выборе объемного расхода следует учитывать, что наиболее доступный источник рабочей жидкости водопроводная сеть, обеспечивающая подачу воды с производительностью 15 л/мин. В ряде случаев такой объемный расход оказывается избыточным. В этих случаях целесообразно принять V = 3…5 л/мин, тем более что гидродинамическое сопротивление каналов охлаждения газовых лазеров часто бывает недостаточным для прохождения потока с производительностью 15 л/мин.

Исходя из особенностей конструктивного исполнения, выбирают величину зазора дк (обычно дк = 2…4 мм) и протяженность Lк канала охлаждения.

Площадь поперечного сечения кольцевого канала системы охлаждения:

,(2.59)



где Dк = d +2до - внешний диаметр оболочки разрядного канала;

Dб = Dк + 2дк - внутренний диаметр рубашки охлаждения;

до - толщина стенок разрядного канала.

Для канала из кварцевого стекла толщина стенок выбирается в пределах 2…3 мм, для керамического канала до ? 5 мм.

В приборах с ВЧ накачкой канал системы охлаждения имеет прямоугольную форму, поскольку располагается на электродах системы накачки. Ширина канала a принимается равной ширине электродов, а поперечный размер b - в пределах 2…3 мм. Для таких каналов

.(2.60)

Расчет теплоотвода выполняется по критериальным уравнениям, составленным в результате экспериментальных исследований и обработанных методами теории подобия.

Критерий Рейнольдса, определяющий скоростной режим движения жидкости:

,(2.61)

где v = V/Fк - скорость движения теплоносителя;

dэф - эффективный диаметр канала охлаждения;

н - коэффициент кинематической вязкости рабочей жидкости.

В случае кольцевого канала dэф = 2дк. Если канал прямоугольной формы dэф=2ab/(a+b). Расчет теплоотдачи выполняется по разным формулам в зависимости от степени турбулизации потока жидкости (таблица 2.5).

При Re > 10000 (устойчивый турбулентный режим):

.(2.61)

При 2400 < Re < 10000 (переходной режим):

.(2.62)

При Re < 2200 (ламинарный режим) Nu = 4,6.

Таблица 2.5 - Теплофизические характеристики рабочих жидкостей

Жидкость	ТS,0С	Плотностьг, кг/м3	Коэф.теплопров.кж, Вт/(м град)	Коэф.кинемат.вязкостин?106, м2/с	Удельная теплоемкостьCp, Дж/(кг?град)	Pr
Вода	20	998	0,597	1,006	4183	7,03
	40	992	0,627	0,659	4174	4,36
ПМС-5	20	911	0,124	5,146	1632	61,70
	40	894	0,121	3,812	1631	58,02
ПМС-10	20	936	0,137	9,772	1538	102,68
	40	919	0,134	7,292	1605	80,27
Этилен-гликоль	20	1117	0,249	19,18	2382	204,9
	40	1101	0,256	8,69	2474	92,46

Примечание. Для приведения в соответствие геометрии системы охлаждения с характеристиками теплоносителя все линейные размеры системы охлаждения следует выражать в метрах. В этих формулах Pr - критерий Прандтля; Nu =- критерий Нуссельта; k - поправочный коэффициент переходного режима (табл.2.6); еl - поправочный коэффициент, учитывающий условия стабилизации скоростного режима (табл. 2.7); кж - коэффициент теплопроводности жидкости; б - коэффициент теплоотдачи.

Таблица 2.6 - Значения поправочного коэффициента k

Re	>10000	6000	5000	4000	3000	2500	2200
k	1	0,89	0,81	0,65	0,55	0,40	0,27



Таблица 2.7 - Значения поправочного коэффициента еl

Lк/dэф	>50	40	30	20	15	10	5	2
еl	1,0	1,03	1,07	1,13	1,17	1,23	1,34	1,50

По результатам расчета критерия Нуссельта определяется коэффициент теплоотдачи:

.(2.63)

Зная величину коэффициента теплоотдачи, несложно определить температуру стенок канала охлаждения.

Если канал кольцевой формы:

.(2.64)

В случае канала прямоугольной формы:

.(2.65)

Температура внутренней поверхности разрядного капилляра круглого сечения (накачка продольным разрядом):

,(2.66)

где - коэффициент теплопроводности материала стенок разрядного капилляра (табл. 2.8).

Если накачка осуществляется поперечным ВЧ разрядом, охлаждаемая поверхность разрядного канала плоская. В этом случае температура внутренней стороны стенок канала

,(2.67)

где h - расстояние между электродами ВЧ накачки.

Таблица 2.8 - Коэффициент теплопроводности материала оболочки

Материал	Коэффициент теплопроводности кс,Вт/(м град
Стекло кварцевое С5-1	1,4
Керамика ВК-94Б	13,4
Керамика бериллиевая	210

Температура газа при накачке продольным разрядом:

.(2.68)

В случае поперечной ВЧ накачки:

,(2.69)

где кг - коэффициент теплопроводности газовой смеси.

Для смеси произвольного состава справедливо следующее выражение (уравнение Васильевой):

,(2.70)



где кi - коэффициент теплопроводности данного компонента;

xi - доля i-го компонента в газовом составе.

,(2.71)

где Mi -массовое число молекулы,

мi - вязкость i-го компонента (табл.2.8).

Расчет кг можно несколько упростить, если учесть, что:

.(2.72)

Таблица 2.9 - Свойства основных компонентов газового состава CO2лазера

Параметр	CO2	N2	He
M	44	28	4
к, Вт/(м град)	0,0181	0,0273	0,157
М?107, Па?с	159,9	187,0	207,6

Если расчетное значение Tг окажется более чем на 200 отличающимся от значения температуры газа, принятой в начале расчета, все предыдущие этапы, начиная с определения давления газовой смеси (5.1), следует провести заново.

3. ОХРАНА ТРУДА

3.1 Анализ условий труда

Анализ условий труда проводился в лабораторном помещении с использованием ЭВМ. Количество рабочих мест 12,количество ЭВМ - 12. Помещение лаборатории имеет размеры: длина 9м, ширина 8м, высота 4м. объём отдела 288м3, площадь72м2.Площадь окон 18м2.

Согласно ДСАН ПИН 3.3.2-007-98 «Правила охорони праці під час експлуатації ЕОМ»в помещении на одно рабочее место должно выделяться площадь не менее 6 м2 и объём не менее 20 м3.Проанализировав расположение рабочих мест в отделе можно сказать, что на одно рабочее место приходится площадь 6 м2 и объём 24 м3.

Анализа системы «Человек-Машина-Среда» (Ч-М-С). Система содержит элементы: 12 элементов - человек, 12 элементов - машина, 12 элементов - предмет труда, 1 элемент - среда.

Каждый элемент системы «Ч-М-С» выполняет определенные функции. Элемент «человек» включает в себя следующие составные части:

- Ч1 - человек, выполняющий определенные целенаправленные действия;

- Ч2 - человек, влияющий на окружающую среду за счет тепловыделения и др.;

- Ч3 - человек с точки зрения психофизиологического состояния под влиянием внешних воздействий.

Элемент “машина” делится на составляющие:

- М1 - основная технологическая функция машины (работа ЭВМ);

- М2 - функция аварийной защиты;

- М3 - влияние на окружающую среду и человека как источник ОВПФ.

С - среда в помещении отдела.

ПТ - Предметом труда является паспортные данные для оптимизации параметров технологического СО2-лазера.

Общая структурная схема системы «Ч-М-С» изображена на рис. 4.1.

Связи между элементами системы, их направление и содержание приведены в таблице 3.1.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 3.1 - Общая схема системы «Ч-М-С»

Таблица 3.1 - Связи и их содержание в системе «Ч-М-С»

№ связи	Направление связи	Содержание связи, пример действия
1	Ч1 - М1	Влияние человека на управление ПЭВМ (вод информации) снижается качество работы человека
2	М1 -Ч1	Воздействие машины, как объекта, выполняющего основную технологическую функцию, на способность человека выполнять поставленную задачу: связь между характеристиками ПЭВМ и способностью выполнять работу.
3	М1 - ПТ	Влияние машины на предмет труда: с помощью ПЭВМ разрабатывается отказоустойчивый центр обработки данных
4	ПТ - Ч3	Воздействие предмета труда на психофизиологическое состояние человека.
5	Ч3 - Ч1	Воздействие психофизиологического состояния организма человека на качество его работы.
6	М3 - С	Воздействие машины как источника ОВПФ на среду: шум, электромагнитные излучения.
7	С - Ч3	Влияние среды на психофизиологическое состояние организма человека.
№ связи	Направление связи	Содержание связи, пример действия
8	С - М1	Воздействие среды на работу ПЭВМ: при высокой температуре, повышенной влажности.
9	Ч1 - М2	Контроль человеком аварийной защиты техники, безопасное состояние рабочего места.
10	Ч2 - С	Влияние человека как биологического объекта на среду (происходит изменение состояния среды за счет тепло- и влаговыделения человеком.)
11	Ч3 - Ч2	Влияние психофизиологического состояния на степень интенсивности обмена веществ между организмом, средой и энерговыделением человека.
12	М1 - М2	Информация, необходимая для производства аварийного воздействия.
	М2 - М1	Аварийное управляющее воздействие (автоматическое сохранение файлов при сбоях в работе ПЭВМ, например, при перегреве машины).
А		Воздействие внешней системы управления на систему «Ч-М-С». Управляющая информация о технологическом процессе с внешней системы управления

3.2 Промышленная безопасность

По степени опасности поражения электрическим током согласно ПУЭ-2011 помещение относится к классу помещений без повышенной опасности поражения электрическим током. Условия, которые создают повышенную и особую опасность (повышенная влажность, токопроводящая пыль, токопроводящие полы, возможность одновременного прикосновения к заземленным металлоконструкциям здания и металлическим поверхностям электроприборов, химически активные вещества), отсутствуют.

С целью снижения опасности поражения человека электрическим током проектом предполагается использование следующих технических средств защиты:

а) необходимо проводить контроль изоляции в соответствии с требованиями ПУЭ-2011. Контроль проводить между нулевым и фазным проводниками и между фазами. Сопротивление изоляции не менее 500 кОм на фазу. Контроль проводить не реже 1 раза в год при отключенном электропитании;

б) так как используется электрическая сеть с заземленной нейтралью напряжением до 1000В, то согласно НПАОП 40.1-1.32-01 все металлические конструкции и части оборудования, доступные для прикосновения человека и не имеющие других видов защиты, обеспечивающих электробезопасность, были занулены. Все корпуса ПЭВМ соединены с глухозаземленной нейтралью источника питания посредством нулевого защитного проводника. Зануление превращает замыкание на корпус в однофазное короткое замыкание, в результате чего срабатывает максимальная токовая защита, которая селективно отключает поврежденный участок сети. Автомат защиты выбирается по току короткого замыкания, время отключения равно 0,2 с. Дополнительно применяется повторное заземление нулевого провода с целью снижения потенциала зануленных корпусов и напряжения прикосновения в случаях обрыва нулевого провода.

в) проведение инструктажей по технике безопасности осуществляется в соответствии с НПАОП 0.00-4.12-05:

1) вводный инструктаж - проводится инженером по охране труда со всеми работниками независимо от образования и стажа работы. Данный инструктаж включает в себя ознакомление с режимом труда и отдыха данного предприятия а также с правилами промышленной и пожарной безопасности;

2) первичный на рабочем месте - проводится в начале производственной деятельности руководителем структурного подразделения. Включает в себя ознакомление с опасными и вредными факторами, которые могут возникать на данном рабочем месте, с индивидуальными средствами защиты, применяемыми на рабочем месте, с безопасными приемами работы;

3) повторный - проводится один раз в полгода со всеми работниками по программе первичного инструктажа.

4) внеплановый - проводится при замене и модернизации оборудования, при изменении технологического процесса, при введении в действие новых стандартов и правил по охране труда. Включает в себя ознакомление с новым оборудованием и повторением правил промышленной безопасности, если произошел несчастный случай на производстве.

5) целевой - проводится при выполнении разовых работ, не связанных с основным видом деятельности, при ликвидации аварий, чрезвычайных ситуаций, катастроф.

3.3 Производственная санитария и гигиена труда в помещении

Производственная санитария - это система организационных мероприятий и технических средств, устраняющих или уменьшающих воздействие вредных производственных факторов на работающих.

К санитарно-гигиеническим требованиям, которые предъявляются к воздушной среде и условиям работы в отделе, относятся:

- нормы микроклиматических параметров (допустимые температура, относительная влажность и скорость движения воздуха);

- нормы подачи свежего воздуха в рабочие помещения;

- предельно допустимые уровни шумов;

- нормы освещения рабочих мест.

Оптимальные и допустимые нормы температуры, относительной влажности и скорости движения воздуха в рабочей зоне производственных помещений для категории работ Iа следующие в соответствии с НПАОП 0.00-1.28-10 и ДСН 3.3.6.042-99:

в холодный период: температура 22-24С, относительная влажность 40-60, скорость движения воздуха меньше или равна 0,1 м/с;

в теплый период: температура 23-25С, относительная влажность40-60, скорость движения меньше или равна 0,1 м/с.

Для поддержания в помещении оптимальных и допустимых норм температуры, относительной влажности и скорости движения воздуха предусмотрена система отопления и кондиционирования.

Освещение помещения должно быть мягким, без блеска, окраска интерьера - спокойной для визуального восприятия. Рациональное цветовое оформление помещения улучшит санитарно-гигиенические условия труда, повышение безопасности и производительности труда, так как окраска производственных помещений влияет на нервную систему человека, его настроение.

Система освещения выполняется в соответствии со следующими требованиями:

- соответствие уровня освещенности рабочих мест характеру выполняемой зрительной работы;

- достаточно равномерное распределение яркости на рабочих поверхностях и в окружающем пространстве;

- отсутствие резких теней, прямой и отраженной блескости;

- постоянство освещенности во времени;

- оптимальная направленность излучаемого осветительными приборами светового потока;

- долговечность, экономичность, электро- и пожаробезопасность, эстетичность и удобство в эксплуатации.

В зале ПК находится два окна шириной 1,5 м и высотой 2 м.

Фактор, на который необходимо обратить внимание, является повышенный уровень шума.

Шум является одним из наиболее распространенных в производстве вредным фактором. Проявление вредного воздействия шума на организм человека разнообразно: так шум с уровнем 80 дБ затрудняет разборчивость речи, вызывает снижение работоспособности и мешает нормальному отдыху, длительное воздействие шума с уровнем 100 - 120 дБ на низких частотах и 80 - 90 дБ на средних и высоких частотах может вызвать необратимые потери слуха (тугоухость), характеризуемые постоянным изменением порога слышимости, а шум с уровнем 120 - 140 дБ способен вызвать механическое повреждение органов слуха.

Действие шума не ограничивается воздействием только на органы слуха. Воздействие шума на вегетативную нервную систему проявляется даже при небольших уровнях звука 40 - 70 дБ, что приводит к нарушению периферического кровообращения, за счет сужения капилляров кожного покрова и слизистых оболочек.

В соответствии с ГОСТ 12.1.003-83 «Шум. Общие требования безопасности» защита от шума, а также шума, проникающего извне, осуществляется следующими методами: уменьшением шума в источнике; применением средств коллективной по ГОСТ 12.1.029-80 и индивидуальной по ГОСТ 12.4.051-87 защиты; рациональной планировкой размещения аппаратуры и оборудования в помещении и планировки самих помещений; акустической обработкой рабочих помещений; уменьшением шума по пути его распространения.

Поскольку повышенный уровень шума на рабочем месте является доминирующим вредным фактором, проведем расчет звукопоглощающего покрытия.

Зал ПК, рассматриваемый в данном дипломном проекте, имеет следующие размеры: длина 9м, ширина 8м, высота 4м. Площадь окон составляет 18 м, пол паркетный по деревянному основанию.

Облицовываются стены и потолок. Исходные данные и порядок расчета

Необходимо рассчитать суммарный шум, исходя из того, что L - уровень шума от одного источника составляет 57, а число источников - 12. Постоянная помещения в нашем случае составляет 25 м2.

Согласно выражению:

,(3.1)



Расчет звукопоглощающей способности конструкции. Для этого найдем средний коэффициент поглощения акустически обработанного помещения:

(3.2)

Определение коэффициента акустически обработанного помещения:

,(3.3)

2.25.

Акустический эффект от применения облицовочных конструкций:

,(3.4)

9.54 дБ.

Вычислим шум после обработки помещения:

,(3.5)

58,25дБ.

В соответствии с ДСН 3.3.6.037-99,ДСанПиН 3.3.2-007-98 уровень шума для пользователей ПЭВМ должен быть не более 60 дБА. В лаборатории фактическое значение суммарного уровня шума не превышает нормированного значения.



3.4 Пожарная безопасность в зале ПК

Пожаром называется неконтролируемое горение во времени и пространстве, наносящее материальный ущерб и создающее угрозу жизни и здоровью людей. В современных ЭВМ очень высокая плотность размещения элементов электронных схем.

Производство имеет категорию пожарной опасности В, согласно НАПБ Б.03.002-2007, так как в производстве обращаются твердые сгораемые вещества и материалы. В соответствии с этой категорией производства здания высотой здания более трех этажей имеют вторую степень огнестойкости. По пожароопасности данное помещение класса П-IIа по ПУЭ-2011, так как это производственное помещение, имеется мебель из дерева и ДВП.

Возникновение пожара обуславливается применением разветвленных систем вентиляции и кондиционирования, развитой системы питания ПЭВМ, а также особенностями объемно-планировочных решений помещения.

В соответствии с ГОСТ 12.1.004-91 для предотвращения пожара предусмотрено:

- не совмещать системы кондиционирования отдела и других помещений;

- применять общие или местные противопожарные преграды;

- обучать производственный персонал противопожарным правилам;

- запрещать применение открытого огня и курения в помещении;

- регулярно осуществлять контроль сопротивления изоляции.

Для тушения пожаров в начальной стадии их возникновения используют два огнетушителя ОУ-5.

Для ликвидации пожаров рекомендуется использовать первичные средства пожаротушения: внутренние пожарные водопроводы, огнетушители ручные и передвижные, сухой песок, асбестовые одеяла, кошмы и др.

Эвакуация при пожаре протекает в условиях нарастающего действия опасных факторов пожара. Поэтому безопасность людей находится в прямой зависимости от времени пребывания их в здании при пожаре. Кратковременность процесса эвакуации достигается устройством эвакуационных путей и выходов.

Рисунок 3.2 - План эвакуации и размещения первичных средств пожаротушения

Так как количество работающих не более 12 человек, то дополнительного эвакуационного выхода помещение не требует, поэтому эвакуацию при пожаре следует проводить через рабочий выход.



ВЫВОДЫ

По результатам работы можно сделать следующие выводы:

Проведен обзор литературы по теме бакалаврской квалификационной работы. Рассмотрены области примененияСО2-лазеров. Основное внимание уделено применению в обработке металлов. Рассмотрены физические особенности работы СО2 лазеров.

Результаты компьютерного моделирования позволяют дать следующие рекомендации для улучшения основных параметров исследуемого лазера:

-мощность излучения СО2 лазера падает с увеличением температуры, поэтому охлаждение лазера должно быть достаточно эффективным. Из-за относительно высоких значений погонной мощности, выделяющейся в разряде, применяется принудительное жидкостное охлаждение теплообменником, который охлаждает газ, нагретый за счет сжатия в устройстве прокачки;

- в лазерах большой мощности следует использовать неустойчивые резонаторы, апертура излучения которых не зависит от длинны резонатора;

- предложены материалы, которые максимально удовлетворяют требования к отражательной способности зеркал: золото, серебро и алюминий.

В результате разработанных в разделе «Охрана труда» организационных и технических мероприятий факторы производственной среды и трудового процесса в зале ПК стали находится в пределах допустимых условий труда. Технический и организационный уровень всех рабочих мест обеспечивает безопасность человека. Оценка по многим факторам позволяет отнести работу в зале ПК к классу ниже 3, что соответствует требованиям ДНАОП 0.00-1.31-99. Дополнительных рекомендаций по улучшению условий труда не требуется.

Расчет шума помещения показал удовлетворительные значения. Дополнительная шумоизоляция необходима лишь в случае увеличения количества рабочих мест.

В данном случае, помещение подходит для работы, соответствует нормам и требованиям.



ПЕРЕЧЕНЬ ССЫЛОК

1. В.С. Голубев, Ф.В. Лебедев «Физические основы создания технологических лазеров» [Текст] /Москва, 2007, 190 с.

2. В.С. Голубев, Ф.В. Лебедев «Инженерные основы создания технологических лазеров» Москва, 2009, 205 с.

3. П. Райзер «Физика газового разряда» Луганск, 2000, 195с.

4. А.А. Веденов «Физика электроразрядных СО2-лазеров» Шатура, 2004, 254 с.

5. Н.А. Яценко «Газовые лазеры с высокочастотным возбуждением» Новосебирск, 2003,178с.

6. Н.А. Яценко «Влияние частоты накачки на параметры газовых лазеров с высокочастотным возбуждением» Москва, 2004, 243 с.

7. Ю.С. Протасов, С.Н. Чувашев «Физическая электроника газоразрядных устройств» Москва, 2002, 256с.

8. В. Виттеман «СО2-лазер» Екатеринбург, 2005, 255с.

9. Абильсиитов ГА., Голубев B.C. «Технологические газовые лазеры и лазерные технологические комплексы для задач машиностроения» Омск, 2004, 411 с.

10. Низьев В.Г. «Устойчивость секционированного разряда в потоке газа» 2003 г.

11. «Лазерная многолучевая установка для термообработки» Э. Абалиев, И.Ф. Буханова, М.В.Герасименко. Челябинск, 2006 г., 274с.

12. «Источники питания технологических лазеров с накачкой разрядом переменного тока частотой-20 кГц» В.Б. Ганеев, Н.Н.Гришаев, В.Г.Казанцев, П.Г.Леонов, Электротехника. Новосибирск, 2006 г. 341с.

13. Иванов B.C., Поляков В.Д., Силантьев ЮЛ. «Перспективные преобразователи для лазерных технологических установок» Тр. МЭИ. 1, Москва, 2002 г., 175с.

14. «Физические принципы и техническая реализация эффективной системы накачки газоразрядного лазера» Г.А.А6ильсиитов, О.Г.Булатов, В.Г. Низьев и др. Электротехника. Москва, 2000 г., 198с.

15. Волков И.В., Вакуленко В.М. «Источники электропитания лазеров» Челябинск, 2011 г., 413 с.

16. «Характеристики С02-лазера с возбуждением емкостным разрядом переменного тока»Гаврилюк В. Д., Глова А. Ф., Голубев В. С., Кузнецов А. Б., Лебедев Ф. В., Феофилактов В. А. Квантовая электроника, 1979 г., 548-552 с.17. Научная библиотека диссертаций и авторефератов disserCat

17. «Мощный быстропроточный С02-лазер непрерывного действия с накачкой комбинированным разрядом», Беляев А. П., Дмитерко Р. А., Епишов В. А., Наумов В. Г., Шашков В. М., Шулако, Москва, 2010г.,328 с.

18. «Характеристики С02-лазера с возбуждением емкостным разрядом переменного тока», Гаврилюк В. Д., Голубев В. С., Кузнецов А. Б., Лебедев Ф.В., Феофилактов В. А. Квантовая электроника, Новосибирск, 1979 г., 552 с.

19. Технологический лазер Лантан-3 / Бойцов О. М., Верин В. М., Генералов Н. А., Зимаков В. П., Зотов В. П., Москалев В. С., Поденок С. Е., Соловьев Н. Г., Шемякин А. Н., Якимов М. Ю., Москва, 2005г., 380 с.

20. Абильсиитов Г. А., Голубев В. С., Лебедев Ф. В. Проблемы создания промышленных технологических лазеров мощностью 1-10 кВт // Изв. АН СССР. Сер. физ. 1983. Т. 47, № 8. С. 1507-1512.

21. Абильсиитов Г. А., Велихов Е. П., Голубев В. С. и др. Мощные газоразрядные СО2- лазеры и их применение в технологии. М.: Наука, 1999.

22. Иванченко А. И., Крашенинников В. В., Пономаренко А. Г., Шепеленко А. А.

23. Компактный излучатель технологического СО2-лазера // Квантовая электрон. 1985. Т. 12, N- 10. С. 2155, 2156.

24. Иванченко А. И., Крашенинников В. В., Пономаренко А. Г., Шепеленко А. А.

25. Выбор параметров газодинамического канала для электроразрядных быстропроточных лазеров // ПМТФ. 1986. N- 6. С. 3-8.

26. Голов В. К., Иванченко А. И., Крашенинников В. В. и др. Технологический СО2- лазер мощностью 2,5 кВт // Изв. СО АН СССР. Сер. техн. наук. 1986. Вып. 2, N- 10. С. 87-91.

27. Иванченко А. И., Крашенинников В. В., Пономаренко А. Г., Шепеленко А. А. Разработка и создание технологических СО2-лазеров мощностью 2-5 кВт // Применение лазеров в народном хозяйстве. М.: Наука, 2008. С. 53-62.

28. Hertzberg A., Christiansen W. H., Johnston E. W., Ahlstrom H. G. Photon generators and engines for laser power transmission // AIAA J. 2010. V. 10, N 4. P. 394-400.

29. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы теплопередачи. М.: Энергия, 1977.

30. Бартльме Ф. Газодинамика горения. М.: Энергоиздат, 2009.

31. Абрамович Г. Н. Прикладная газовая динамика. М.: Наука, 2003.

32. Экк Б. Проектирование и эксплуатация центробежных и осевых вентиляторов. М.: Госгортехиздат, 1959.

33. Эккерт Э. Р., Дрейк Р. М. Теория тепло- и массообмена. М.; Л.: Госэнергоиздат, 1961.

34. Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М.: Машиностроение, 2000.

35. Кассади Ф. Э. Газодинамика импульсных лазеров с замкнутым контуром // Аэрокосм. техника. 1999. № 7. С. 135-147.

36. Черный Г. Г. Газовая динамика. М.: Наука, 1988.

37. Соломахова Т. С., Чебышева К. В. Центробежные вентиляторы. Аэродинамические схемы и характеристики: Справ. М.: Машиностроение, 1980.

38. Коровкин А. Г. Исследование корпусов диаметральных вентиляторов // Пром. аэродинамика. 2003. Вып. 32. С. 176-189.

39. Коровкин А. Г., Феофилактов А. Н. Параметрические исследования диаметрального вентилятора с высоким КПД // Пром. аэродинамика. 1991. Вып. 4. С. 308-326.

40. За...