Onderzoek naar de warmteoverdracht in een waterstofverbrandingsmotor: Evaluatie en realisatie van meetmethoden

Transcriptie

1 Onderzoek naar de warmteoverdracht in een waterstofverbrandingsmotor: Evaluatie en realisatie van meetmethoden Joachim Demuynck, Stijn Pauwels Promotoren: dr. ir. Sebastian Verhelst, prof. dr. ir. Michel De Paepe Begeleider: ir. Arnout Willockx Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van Burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur Vakgroep Mechanica van stroming, warmte en verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Roger Sierens Faculteit Ingenieurswetenschappen Academiejaar

2 De auteurs geven de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de scriptie te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze scriptie. The authors give the permission to use this thesis for consultation and to copy parts of it for personal use. Every other use is subject to the copyright laws, more specifically the source must be extensively specified when using from this thesis. Gent, juni 2008 De auteurs Joachim Demuynck Stijn Pauwels

3 Voorwoord Om de opleiding tot burgerlijk ingenieur volwaardig te kunnen afsluiten, leveren wij deze scriptie af die gebaseerd is op fundamenteel onderzoek tijdens het academiejaar. Bij de keuze van het onderwerp hebben wij ons laten leiden door ons eigen interessegebied, nl. waterstof. Wij hebben er dan ook voor geopteerd om ons te verdiepen in de waterstofverbrandingsmotor. Bovendien vinden wij het een uitdaging te reflecteren over een onderwerp waar nog maar weinig onderzoek naar is verricht. Dat dit thema ook brandend actueel is, vormde daarbij een bijkomend voordeel. Tijdens onze opleiding hebben wij heel wat mensen ontmoet die een positieve invloed op ons hebben gehad en die ons gevormd hebben tot de personen die wij nu zijn. Daarom is het ook aangewezen dat wij ons even tot hen richten om hen te bedanken. In de eerste plaats willen wij onze promotoren, dr. ir. S. Verhelst en prof. dr. ir. M. De Paepe, bedanken voor hun hulp, vertrouwen, en de geboden kansen. Dank richten wij ook tot onze begeleider ir. A. Willockx, die altijd voor ons klaar stond en prof. dr. ir. R. Sierens wiens proefstand wij mochten gebruiken. Zij allen hebben dankzij hun kennis, opmerkingen en professionaliteit bijgedragen tot een verbetering van dit werkstuk. Daarnaast willen wij Dhr. R. Janssens, mechanicaspecialist en Dhr. P. De Pue, het elektronicawonder, bedanken voor hun technische ondersteuning en leerrijke gesprekken. Alle andere leden van de vakgroep verdienen een dankbetuiging voor hun steun en bijdrage tot de goede sfeer. Een speciaal dankwoordje richten wij tot ir. N. Carchon voor haar hulp bij het opstellen van de process flow voor de DHFG en de constructie van de eigen sensor. Tevens zouden wij alle docenten willen bedanken voor de kennis en competenties die ze ons hebben bijgebracht en al onze medestudenten voor de toffe sfeer zowel tijdens als na de lessen. Als laatste, maar zeker niet minder belangrijk, danken wij onze ouders, familie en vrienden voor hun onvoorwaardelijke steun door de jaren heen. Joachim Demuynck & Stijn Pauwels ii

4 Onderzoek naar de warmteoverdracht in een waterstofverbrandingsmotor: Evaluatie en realisatie van meetmethoden door Joachim Demuynck en Stijn Pauwels Promotoren: dr. ir. Sebastian Verhelst, prof. dr. ir. Michel De Paepe Begeleider: ir. Arnout Willockx Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van Burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur optie: mechanische energietechniek Vakgroep Mechanica van stroming, warmte en verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Roger Sierens Faculteit Ingenieurswetenschappen Academiejaar Samenvatting Waterstof als energiedrager wordt door velen als een oplossing gezien voor de huidige energieproblematiek. Het gebruik ervan in verbrandingsmotoren is één van de toepassingsmogelijkheden. Voor een nauwkeurige berekening van vermogen, rendement en emissies bij ontwerp, is een goede begroting van de warmteoverdracht tussen de cilindergassen en de wand van de verbrandingskamer noodzakelijk. Bestaande correlaties om deze warmteoverdracht te modelleren volstaan echter niet voor verbrandingsmotoren met waterstof als brandstof, er is dus nood aan een nieuwe correlatie. Hiervoor worden de eerste stappen gezet in deze scriptie. In een eerste stap is een literatuurstudie gemaakt van bestaande meetmethoden. Op basis van deze studie zijn in een tweede stap enkele meetmethoden geselecteerd voor uitvoering, twee daarvan zijn gerealiseerd. De eerste realisatie is een eigen ontwerp op basis van de fluxmeter van Yoshida, de tweede een aangekochte Heat Flux Microsensor (HFM) van Vatell Corp. Voor de eigen ontworpen sensor beschrijven we de opbouw en welke problemen er optraden bij de constructie ervan. De HFM kent vooral problemen met ruis op de instrumentatiekring, een probleem dat niet op te lossen bleek met de beschikbare kabels, versterkers en stroombron. Toch werden enkele initiële metingen uitgevoerd met de HFM en werden daaruit besluiten getrokken. Om af te sluiten wordt onze visie gegeven over het verrichtte werk tot nu toe en over de toekomstperspectieven. Trefwoorden waterstof, verbrandingsmotor, warmteoverdracht, meetmethoden, convectiecoëfficiënt iii

5 Evaluation and realisation of measurement methods for heat transfer in hydrogen combustion engines Joachim Demuynck and Stijn Pauwels Supervisor(s): Sebastian Verhelst, Michel De Paepe and Arnout Willockx Abstract Hydrogen-fuelled internal combustion engines are attractive as they offer the potential of near-zero emissions, high efficiency, and zero greenhouse gas emissions. Computer simulation of the performance of such engines would enable a cheap and fast optimization of engine settings for operation on hydrogen. A model for the heat transfer between cylinder gases and combustion chamber walls is necessary for such a simulation and would improve the simulation program written by Verhelst [1]. In this paper several measurement methods were investigated and compared to each other for mounting in a CFR engine. Two instantaneous heat flux sensors were chosen and installed on a calibration test rig. Initial results are discussed, determining the rise time of the sensors. Keywords hydrogen, combustion engine, heat transfer, measurement methods, convection coefficient I. INTRODUCTION AN accurate estimate of the heat transfer between cylinder gases and cylinder wall of a combustion engine is necessary for a precise calculation of power, efficiency and emissions during engine development. Several models exist for evaluating the heat transfer coefficient, of which the correlations of Woschni [2] and Annand [3] are the most widely used. But these correlations are inadequate. The shorter quenching distance of a hydrogen flame is put forward as the cause of this increased heat transfer, leading to a thinner thermal boundary layer. Furthermore, for near-stoichiometric combustion, flame speeds are high and cause intensified convection. Hydrogen also has a higher thermal conductivity compared to hydrocarbons. Therefore the heat transfer model should get a thorough revision to account for the specific properties of hydrogen. A large review of the literature has been made to get a view on the existing measurement and calculation methods. II. REVIEW OF LITERATURE QUANTITATIVE research on heat transfer in a combustion engine can be performed with a heat balance or with a flux sensor which measures the surface temperature of the cylinder wall at two depths. Only a cycle average of the heat transfer can be measured with a heat balance and it is not the best option for modern research which needs instant heat transfer data. This can be provided by a heat flux sensor. New techniques make it even possible to determine heat flux from only a surface temperature measurement. A. Instant heat flux sensor The measurement of the cylinder wall surface temperature and the temperature at a certain depth are usually necessary for the measurement of the instant heat flux. It is essential to measure the surface temperature to observe the fast variation of the boundary conditions. Thermocouples and thermistors with a small mass can be used to measure the temperatures. The smaller the mass the faster it will adjust to the temperature variation and the smaller the response time of the sensor will be. The temperature measurement techniques used to build a heat flux sensor can be classified into four groups: Coaxial type: the two metals of the thermocouple are coaxially positioned and the junction is formed by a thin layer on top. Pair wire type: two wires of a thermocouple are inserted in a body which is not a part of the thermocouple pair, a thin layer is sputtered on top to form the junction. Film type: the thermocouple elements are thin layers which are deposited on each other. Thermistor type: a metal with temperature dependent resistance is used. B. Calculation of heat flux Application of the standard equation for the conduction through the sensor body. It gives good results for steady state problems, but is insufficient for transient problems. Fourier analysis of the measured temperatures used as boundary conditions for the differential equation of Fourier. This method can be used with only one temperature measurement if gas temperatures are calculated from a pressure measurement. Usage of the impulse response of the sensor to correlate a temperature measurement with the imposed heat flux. It can be applied on sensors with one or two temperature measurements. III. REALISATION OF MEASUREMENT METHODS A. Test engine Research will be performed on a CFR-engine (CFR: Cooperative Fuel Research). This is a single cylinder engine that has a constant rotation speed of 600 rpm. The engine was originally used to test anti-knock ratings of fuels and has the advantage that the compression ratio is variable. A disadvantage is the fact that the engine cylinder and head are one piece. That makes it hard to reach the interior of the cylinder. Several mounting options were investigated, but only one seemed practical. The selected measurement techniques will be mounted inside a bolt which can be screwed in several holes with a M18 thread that are available in the cylinder. B. Measurement technique selection B.1 Coaxial type Yoshida [4] used a heat flux sensor with two built-in coaxial temperature measurements. A personal process flow for the construction starts with a constantan rod with a diameter of 3.2 mm and 200 mm length, two copper wires and a constantan iv

6 wire. The rod is hand sawed into little pieces of approximately 10 mm and the wires are coated with a ceramic paste. Two holes, one through the cylinder, the other a blind hole with a diameter of 0.5 mm are made in the constantan cylinder with EDM (Electrical Discharge Machining) hole drilling. The junction of the in depth thermocouple is formed by the process of percussion welding. The constantan wire is welded at the back of the rod. The surface junction is formed by sputtering a copper layer on the top of the constantan cylinder. The heat flux sensor is mounted in the bolt with ceramic cement around it to ensure one-dimensional heat flux. So far no measurements have been carried out with this sensor. B.2 Pair wire type This type was not realised because it is very similar to the coaxial type and its construction needs more production process steps. The eroding ribbon variant seemed very interesting because it is the cheapest option and is produced industrially but has not been bought for the moment because it cannot provide one dimensional heat flux. B.3 Thermopile Vatell [5] produces a series of thermopile heat flux sensors, the HFM-series (Heat Flux Microsensor). They consist out of several thin film thermocouples next to each other. The voltage of all the thermocouples is summed to obtain a measurable signal. A custom made HFM-7 E/L from Vatell was bought. A measurement circuit was built with available devices to get some experience with the sensor before considering buying the available amplifier from Vatell. The sensor returns two signals. The first is the HFS-signal which is a voltage corresponding to the heat flux. The second signal is the RTS-signal which is the resistance of a platinum layer on top of the sensor (thermistor). This resistance is measured by sending a small current through the layer and measuring the voltage drop over the layer. B.4 Thermistor type The direct-heat-flux gauge (DHFG) is a modern thermistor type developed by E. Piccini [6]. The heat flux is measured over an insulating layer of Upilex-s. There is a large temperature gradient over the layer which makes it possible to keep the distance between the two temperature measurements smaller without decreasing the accuracy of the heat flux measurement. The DHFG seems indispensable for the research because a high accuracy is needed. A possible process flow was thought-out but the construction itself will be investigated in future research. IV. INITIAL MEASUREMENTS ACCORDING to Vatell the rise time of the HFM sensor should be around 70 µs. The reliability of the measurement circuit was tested by determining the rise time of the HFM on a test rig. The sensor is exposed to a pulsating heat flux produced by an electrical oven. A chopper connected to an electric motor alternates the heat flux. The oven is mounted below the chopper so the heat flux rises towards the sensor which is mounted on top. The sensor can be mounted with the same bolts as described earlier. The mean heat flux trace at a chopper speed of 700 rpm is shown in figure 1. The correct amplitude of the heat flux cannot be calculated correctly because the RTS-signal has too much noise, the mean value is used. The HFS-signal does not have that much noise so the shape of the heat flux trace is correct. The calculated rise time is 474 µs which is far from correct. The measurement circuit has to be replaced by the amplifier from Vatell. Fig. 1. Mean heat flux trace (700 rpm) V. CONCLUSIONS BASED on a literature review three measurement methods have been chosen to measure heat flux in a hydrogen combustion engine. The construction of the coaxial sensor is completed but a measurement circuit has to be constructed before measurements can start. A HFM sensor from Vatell has been bought, but the measurement circuit does not furfill the requirements (slow rise time and too much noise) so the available amplifier from Vatell has to be bought. The DHFG will be constructed in future research. A detailed comparison can then be made between these three conventional flux sensors. The most important challenge will be the reduction of the noise for all the sensors. The several calculation methods will have to be compared as well in order to select the best combination of sensor and calculation method. Eventually measurements on the test engine can start to find a correlation for the heat transfer. ACKNOWLEDGMENTS The authors would like to acknowledge the suggestions of all their supervisors and technical staff. REFERENCES [1] S. Verhelst, A Study of the Combustion in Hydrogen-Fuelled Internal Combustion Engines, Ph. D. thesis, UGent, [2] G. Woschni, A universally applicable equation for the instantaneous heat transfer coefficient in the internal combustion engine, SAE paper , [3] W.J.D. Annand, Instantaneous heat transfer rates to the cylinder head surface of a small compression-ignition engine, Proc Instn Mech Engrs, vol. 185, no. 72, pp , [4] M. Yoshida et al., Variation of heat-flux through a combustion-chamber wall of pre-chamber type diesel-engine (heat-flux through piston crown, cylinder head, suction valve, exhaust valve, pre-combustion chamber and exhaust port wall), Bulletin of the JSME-Japan Society of Mechanical Engineers, vol. 25, no. 201, pp , [5] Vatell, Heat flux microsensor, [6] E. Piccini et al., The development of a new direct-heat-flux gauge for heattransfer facilities, Measurement Science and Technology, vol. 11, no. 4, pp , v

7 Inhoudsopgave Voorwoord Overzicht Extended abstract Inhoudsopgave Nomenclatuur ii iii iv vi ix 1 Inleiding Belang van waterstof Belang van warmteoverdracht in motoren Nood aan een nieuwe correlatie Literatuurstudie Mechanismen van warmteoverdracht Conductie Convectie Straling Meetmethoden Fluxmeters gebaseerd op thermokoppels en thermistoren Coaxiale type Pair-wire type Film type Thermistor type Optische methoden voor temperatuurmeting CARS Luminescentie veroorzaakt door fosfor Fluxbepaling aan de hand van een warmtebalans vi

8 Inhoudsopgave 2.3 Berekening van de warmteflux Directe methode Fouriermethode Impulsresponsmethode Kalibratie rise time Proefopstelling Eigenschappen van de beschikbare motor Geometrie Koeling Meetapparatuur Krukhoekteller Druksensoren Debietmeters Lambdasonde Controletafel Meetkast Veiligheid Keuze van meetmethode Warmtebalans Ogenblikkelijke fluxmeting Inbouw op de CFR-motor Coaxiale type Pair-wire type Film type Thermistor type Optische methoden Ontwerp coaxiale fluxmeter Voorontwerp Constructieve problemen en oplossingen Finaal ontwerp Boutontwerp De Heat Flux Microsensor (HFM) Beschrijving van de sensor Boutontwerp vii

9 Inhoudsopgave 6.3 Meetkring Signaalverwerking Opmerkingen Soort warmtebron Invloed versterkingsfactor op stijgtijd Kalibratie Kalibratie van de rise time Kalibratie van de warmteflux Warmteflux kalibratie op de rise time proefstand Warmteflux kalibratie met gekalibreerde referentie Metingen Metingen met de rise time kalibratieproefstand Metingen bij compressiewerking Besluiten 74 Bijlagen 77 A Extract catalogus van Goodfellow B Eigenschappen van constantaan C Datasheet keramische pasta D Werkstuktekening bout voor coaxiale sensor E Werkstuktekening bout voor HFM F Datasheet HFM G Kalibratiecoëfficiënten van HFM H Datasheet AMP I Prijsofferte AMP J Datasheet van elektromotor K Matlabcode voor kalibratieproefstand Bibliografie 95 viii

10 Nomenclatuur Afkortingen ABDC ATDC BBDC BDC BIL BTDC bv. CA CARS CFR Corp. CriP DAQ DHFG ECU EDM EGR et al. EVC EVO FFT HFM HFS IVC IVO min min. after bottom dead center after top dead center before bottom dead center bottom dead center Belgisch Instituut voor de Lastechniek before top dead center bijvoorbeeld crank angle broadband coherent anti-stokes Raman scattering Cooperative Fuel Research Corporation crank index position data acquisitie direct-heat-flux gauge engine control unit electrical discharge machining exhaust gas recirculation et alii (en anderen) exhaust valve closing time exhaust valve opening time fast Fourier transform Heat Flux Microsensor heat flux sensor input valve closing time input valve opening time minuten minimum ix

11 Nomenclatuur Nd:YAG o.a. PFI rpm RTS SI SW TDC TFG TFTC VHB neodymium-doped yttrium aluminium garnet onder andere port fuel injection revolutions per minute resistance temperature sensing spark ignition sleutelwijdte top dead center thin film gauge thin film thermocouples very high bond Griekse symbolen α thermische diffusiviteit α 20 ɛ λ temperatuurcoëfficiënt compressieverhouding luchtfactor µ dynamische viscositeit gradiënt ν kinematische viscositeit ω natuurlijke frequentie Romeinse symbolen A oppervlakte Al aluminium c p CO Cr D F e h HC k l L M warmtacapaciteit koolstofmonoxide chroom diameter ijzer convectiecoëfficiënt koolwaterstoffen conductiecoëfficiënt dikte cilinderwand karakteristieke lengte metrische schroefdraad x

12 Nomenclatuur NO x N u P P r Q q R Re T t v Y stikstofoxides Nusselt-getal vermogen Prandtl-getal warmteflux warmteflux (Q) per eenheid van oppervlakte (A) weerstand Reynolds-getal temperatuur tijd zuigersnelheid yttrium Subscript 0 referentie conditie c carterolie cil cilinderwand cond conductie conv convectie ef f effectief fr wrijving g gas (fluïdum) gin gas inlaat guit gas uitlaat HF S heat flux sensor in ingaand kw koelwater RT S resistance temperature sensing s sampling uit uitgaand w wand wo door cilinderwand xi

13 Hoofdstuk 1 Inleiding 1.1 Belang van waterstof Ons huidige energiesysteem staat de laatste tijd steeds meer in de kijker. Denk enerzijds maar aan de energieprijzen die een grillig verloop kennen en blijken te stijgen omwille van toenemende risico s en onzekerheden met betrekking tot de energievoorziening en een stijgende energievraag op wereldvlak, of anderzijds het effect van de mens op het klimaat ten gevolge van de uitstoot van broeikasgassen waar oplossingen voor moeten worden gezocht. De ontwikkeling van nieuwe energietechnologieën waardoor hernieuwbare energiebronnen kunnen worden gebruikt, is hierbij van kapitaal belang. Waterstof als energiedrager wordt door velen als een oplossing gezien. De term waterstofeconomie wordt tegenwoordig dan ook regelmatig gebruikt en weerspiegelt het grote aantal mogelijkheden van waterstof. Deze mogelijkheden worden gecreëerd door de vele productiemethodes en toepassingen. Aangezien waterstof zowel geproduceerd kan worden uit fossiele brandstoffen als hernieuwbare energiebronnen, kan de energietoevoer gewaarborgd worden. Waterstof kan worden verbrand in verbrandingsmotoren of gasturbines, of kan reageren met zuurstof in een brandstofcel om elektriciteit te produceren. De eerste mini-waterstofeconomie heeft zich al gevormd op het eiland Utsira [1], net voor de kust van Noorwegen. Het eiland voorziet in zijn eigen energie door een combinatie van windenergie en waterstof. Windmolens zorgen voor de productie van elektriciteit. Wanneer er een overschot aan windenergie is wordt die aangewend om waterstof te produceren via elektrolyse. Het geproduceerde waterstof wordt opgeslagen en zorgt via een brandstofcel voor elektriciteit als de windmolens niet genoeg energie produceren. Motieven genoeg die verklaren waarom de onderzoeksgroep van de auteurs een jarenlange experimentele ervaring heeft opgebouwd rond waterstofmotoren. Zo werd er een simu- 1

14 Hoofdstuk 1. Inleiding latieprogramma ontwikkeld voor de optimalisatie van waterstofmotoren en het uitvoeren van parameterstudies [2]. In dit simulatieprogramma worden momenteel correlaties voor warmteoverdracht gebruikt die opgesteld werden voor fossiele brandstoffen. 1.2 Belang van warmteoverdracht in motoren Een nauwkeurige begroting van de warmteoverdracht tussen de cilindergassen en de wanden van de verbrandingskamer in motoren is een noodzakelijke voorwaarde voor een nauwkeurige berekening van het vermogen, rendement en de emissies [3]. Zo is bv. de vormingsreactie van stikstofoxides (NO x ) zeer sterk afhankelijk van de temperatuur. Maar ook de naverbranding in de uitlaat van koolstofmonoxide (CO) en koolwaterstoffen (HC) wordt erdoor beïnvloed. Voor een bepaalde massa brandstof in de cilinder zal een groter warmteverlies resulteren in een lagere gemiddelde cilindergastemperatuur en druk. Hierdoor zal de arbeid die per cyclus aan de zuiger wordt geleverd ook dalen. Het specifiek vermogen en het rendement zijn dus afhankelijk van de grootte van de warmteoverdracht naar de wand. Een lagere gemiddelde cilindergastemperatuur heeft ook tot gevolg dat de uitlaatgastemperatuur zal dalen. De uitlaattemperatuur heeft dan weer invloed op de hoeveelheid energie die gerecupereerd kan worden door bv. oplading. De warmteoverdracht tussen de wand en het onverbrande gasmengsel in de cilinder heeft bij SI-motoren (spark ignition) ook een invloed op het optreden van detonatie. Deze heeft op haar beurt invloed op het vermogen en het rendement door het limiteren van de compressieverhouding en voorontsteking. 1.3 Nood aan een nieuwe correlatie Momenteel bestaan er verschillende correlaties om de warmteoverdracht bij SI-motoren te modelleren. De meest gebruikte zijn die van Woschni [4] en Annand [5]. Deze correlaties voldoen echter niet voor waterstof [6]. Verder toonde Wei et al. [7] aan dat de convectiecoëfficiënt bepaald uit de correlaties van Woschni en Annand respectievelijk 100% en 20% afwijkt van experimentele resultaten met waterstof als brandstof. Deze hogere werkelijke warmteoverdracht dan uit de correlaties bekomen, is te verklaren doordat de correlaties werden opgesteld voor conventionele fossiele brandstoffen. Waterstof heeft echter andere eigenschappen, welke de verschillen kunnen verklaren: 2

15 Hoofdstuk 1. Inleiding De kleinere doofafstand van een waterstofvlam, welke leidt tot een dunnere grenslaag langs de cilinderwand. De vlamsnelheid van een waterstofvlam is bij stoichiometrische verbranding groter dan de vlamsnelheid van koolwaterstoffen en dat versterkt de convectie. De thermische geleidbaarheid van waterstof is groter dan die van koolwaterstoffen. Aangezien de bestaande correlaties niet voldoen voor waterstofmotoren is er nood aan een nieuwe of aangepaste empirische correlatie. Het opstellen ervan is echter een werk van lange adem en zou het onderwerp kunnen vormen voor een doctoraat. De eerste stappen in de goede richting zijn echter gezet met deze thesis. In het eerste deel is een literatuurstudie uitgevoerd waarin de bestaande methodes om warmteoverdracht in verbrandingsmotoren te meten beschreven zijn. Ook de verschillende manieren om de gemeten signalen te verwerken worden hierin behandeld. Op basis van deze studie zijn enkele meetmethoden geselecteerd voor uitvoering. Twee verschillende sensoren zijn gerealiseerd. De eerste sensor moest zelf geconstrueerd worden en is klaar om in volgend onderzoek getest te worden. Met de tweede, aangekochte sensor, zijn enkele initiële metingen uitgevoerd. Voor een derde sensor werd een process flow bedacht. 3

16 Hoofdstuk 2 Literatuurstudie 2.1 Mechanismen van warmteoverdracht De volgende mechanismen van warmteoverdracht [3] komen voor in motoren Conductie Bij conductie wordt warmte overgedragen door moleculaire beweging in vaste stoffen en stilstaande fluïda. Conductie wordt beschreven door de wet van Fourier: q = Q A = k T (2.1a) Met: q: de warmteflux (Q) per eenheid van oppervlakte (A), [ W m 2 ] A: de oppervlakte die gebruikt wordt voor de warmteoverdracht, [ m 2] k: de conductiecoëfficiënt, [ ] W mk T : de temperatuurgradiënt in de vaste stof of in het stilstaande fluïdum, [ ] K m Indien de conductie ééndimensionaal is in de x-richting, wordt de wet van Fourier: Q = k A dt dx (2.1b) Warmte wordt afgevoerd via conductie door de cilinderkop, de cilindermantel en de zuiger. Er treedt ook conductie op via de zuigerveren naar de cilindermantel en doorheen het gehele motorblok. 4

17 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Convectie Bij convectie wordt warmte overgedragen in bewegende fluïda en tussen fluïda en vaste oppervlakken. Een onderscheid wordt gemaakt tussen natuurlijke en gedwongen convectie. Bij natuurlijke convectie is er geen opgelegde beweging van het fluïdum. Beweging ontstaat onder invloed van densiteitverschillen die veroorzaakt worden door een temperatuurverschil. Bij elke andere oorzaak van beweging wordt de term gedwongen convectie gebruikt. Eéndimensionale convectieve warmteoverdracht in steady state tussen een fluïdum en een vast oppervlak wordt gegeven door volgende vergelijking: Q = h A (T g T w ) (2.2) Met: h: de convectiecoëfficiënt, [ ] W m 2 K T w : de wandtemperatuur, [K] T g : de fluïdumtemperatuur, [K] In een motor treedt er convectieve warmteoverdracht op tussen de gassen en de binnenkant van de cilinder, de zuiger, de cilinderkop, de in- en uitlaat en de kleppen gedurende de totale verbrandingscyclus. Verder wordt er warmte afgevoerd via convectie tussen de cilinderwand en het koelmiddel. Vermits de warmteoverdracht in een motor niet in evenwicht is, kan vergelijking 2.2 enkel gebruikt worden in de veronderstelling dat de warmteoverdracht quasi-steady is. Dit betekent dat op elk infinitesimaal ogenblik de warmteoverdracht als steady state beschouwd wordt Straling Straling treedt op door de absorbering en uitzending van elektromagnetische golven met golflengten tussen de 0, 4 en 40 µm (het zichtbare en infrarode spectrum). Straling treedt op tussen de hete verbrandingsgassen en de binnenkant van de cilinder. Er komen twee soorten straling voor: straling van de verbrandingsgassen op hoge temperatuur en die van de roetpartikeltjes in de vlam. De straling veroorzaakt door de roetpartikeltjes is ongeveer 5 keer de straling afkomstig van de gassen. Het aandeel van de straling ten opzichte van de convectie is echter enkel significant bij dieselmotoren. Bij SI-motoren is het aandeel van de straling verwaarloosbaar ten opzichte van de convectie omdat hier enkel straling 5

18 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie van de gassen optreedt. Daarnaast treedt er straling op tussen alle buitenste onderdelen van het motorblok en de omgeving. 2.2 Meetmethoden Over het algemeen zijn er drie mogelijke werkwijzen om de warmteoverdracht te meten. Enerzijds zijn er de kwalitatieve onderzoeken naar de warmteoverdracht, die van het indicatordiagram vertrekken [8]. Anderzijds zijn er twee mogelijkheden voor een kwantitatieve bepaling van de warmteoverdracht. De eerste optie is het gebruik van een warmtebalans, de tweede is het gebruik van een fluxmeter waarbij de temperatuur in de cilinderwand op twee verschillende dieptes gemeten wordt. Het nadeel van de warmtebalans is dat enkel een cyclusgemiddelde warmteflux gemeten kan worden. Via rechtstreekse fluxmeting daarentegen kan een ogenblikkelijke warmteflux gemeten worden. Daarnaast wordt heel wat onderzoek binnenin de cilinder van een verbrandingsmotor uitgevoerd met optische meetmethoden Fluxmeters gebaseerd op thermokoppels en thermistoren Om de ogenblikkelijke warmteflux doorheen de cilinderwand te kunnen bepalen, moet je normaal gezien de wandtemperatuur (oppervlaktethermokoppel of oppervlaktethermistor) en de temperatuur op een gekende afstand in de wand (dieptethermokoppel) meten (zie bv. figuur 2.2). De berekening van de warmteoverdracht uit deze temperatuurmetingen wordt besproken in punt 2.3. De snelle verandering van de wandtemperatuur is een gevolg van de variatie van de grenslaagcondities van het mengsel in de cilinder. Dit effect wordt in de wand snel gedempt ( 1 mm), waardoor meting aan de wand noodzakelijk is. De temperaturen kunnen gemeten worden met thermokoppels of thermistoren. Bij een thermokoppel wordt er op de te meten plaats twee verschillende metalen tegen elkaar geplaatst. Deze genereren een potentiaalverschil waaruit de temperatuur afgeleid kan worden. De thermokoppels worden in types ingedeeld. Er is een onderverdeling volgens het gebruikte metaalkoppel. Thermistoren daarentegen maken gebruik van de temperatuurafhankelijkheid van de weerstand van een metaal. Door de snelle temperatuurvariatie is het nodig om aan de responssnelheid van het oppervlaktethermokoppel hoge eisen te stellen, terwijl dit voor het dieptethermokoppel niet noodzakelijk is. Om aan deze eisen te voldoen, wordt de massa van de junctie van de thermokoppels of de massa van de thermistoren zo laag mogelijk gehouden. Hoe kleiner de 6

19 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie massa, hoe sneller deze massa de opgelegde temperatuur zal aannemen en dus hoe kleiner de responstijd zal zijn. De verkrijgbare standaard thermokoppels hebben het nadeel dat ze een grote tijdconstante hebben (snelste responstijd 60 ms). Dat komt doordat een relatief grote massa zich moet aanpassen aan temperatuurschommelingen. Hierdoor kunnen er maar 1-2 metingen uitgevoerd worden per toer in een verbrandingsmotor. Om 4 metingen per graad krukhoek ( CA) te verkrijgen aan 600 rpm (snelheid van de onderzoeksmotor, zie hoofdstuk 3), is een stijgtijd van 70 µs nodig (zie vergelijking 2.3). Dit toont aan dat snel reagerende oppervlaktethermokoppels gebouwd moeten worden. Zeker als we rekening houden met het feit dat 600 rpm aan de lage kant is voor een waterstofmotor. min. stijgtijd = [ 4 CA 360 CA 600 toeren 1 min ] 1 70µs (2.3) toer min 60 s Verschillende types thermokoppels en thermistoren werden in de literatuur gebruikt voor de bouw van een fluxmeter voor metingen op motoren. In deze paragraaf worden de belangrijkste toegelicht. Vergelijkende studies werden uitgevoerd door Assanis en Badillo [9], Gatowski et al. [10] en Wimmer et al. [11]. Coaxiale type In deze categorie is het oppervlaktethermokoppel gebaseerd op dat van Bendersky [12]. Dit type is één van de meest gebruikte op motoren en is in de loop der jaren vaak aangepast en verbeterd. De hoge responssnelheid bij Bendersky thermokoppels is het gevolg van dunne-filmtechnologie. Dit type thermokoppel werd onder andere gebruikt door LeFeuvre et al. [13], Oguri en Aizawa [14], Sihling en Woschni [15], Overbye et al. [16] en Ebersole et al. [17] Centraal bevindt zich een geïsoleerde draad (eerste element van een thermokoppelpaar), geplaatst in een buisje (tweede element, zie figuur 2.1). Op het einde van de sonde wordt een laagje metaal aangebracht (ordegrootte 1 µm dik) via vacuümdepositie. Op deze manier vormt er zich een junctie. Deze wordt dan vlak met de cilinderwand gemonteerd. Zolang de diameter van de sonde voldoende klein is, mag het temperatuurverschil tussen het centrum en de rand verwaarloosd worden. Om de flux te kunnen berekenen, wordt een standaard thermokoppel in de wand gemonteerd. 7

20 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Figuur 2.1: Schets van een coaxiaal thermokoppel [13] O.a. Gilaber en Pinchon [18] gebruiken keramische isolatie om de ééndimensionaliteit van de meting te verbeteren (zie figuur 2.2). Figuur 2.2: Schets van de fluxmeter van Gilaber en Pinchon [18] Jackson [19] verbeterd de ééndimensionaliteit door gebruik te maken van isolerende luchtlagen (zie figuur 2.3). 8

21 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Figuur 2.3: Schets van de fluxmeter van Jackson [19] Andere samenbouwmethodes zijn gerealiseerd door Choi et al. [20], Alizon et al. [21] en Rakopoulos en Mavropoulos [22, 23]. Heichal [24] onderzocht een andere opvatting. Daarbij wordt één element van het thermokoppel in draadvorm door het metalen oppervlak van de cilinder getrokken. Dit element is elektrisch geïsoleerd door een laagje keramisch cement. Het metaal zelf treedt op als tweede element van het thermokoppel. Doordat er een dun laagje metaal wordt opgelegd, ontstaat er elektrisch contact tussen de twee elementen. Een speciaal type fluxmeter en vaak voorkomend in de literatuur, is dat van Yoshida [25]. Het is niet echt coaxiaal, maar heeft wel principieel dezelfde constructie (zie figuur 2.4). 9

22 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Figuur 2.4: Schets van de fluxmeter van Yoshida [25] De fluxmeter bestaat uit een constantaan lichaam met twee boringen. Eén daarvan gaat gans door het lichaam en de andere tot op 0, 7 tot 0, 8 mm van het einde van het lichaam. In deze boringen wordt koperdraad gebracht met keramiek omhuld, die dienst doet als elektrische isolatie. Rondom het lichaam wordt keramische isolatie aangebracht ter bevordering van de ééndimensionaliteit. De junctie van het snel variërend thermokoppel wordt gemaakt door depositie van een laagje koper van 5 tot 10 µm. 10

23 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Pair-wire type Twee draden van een thermokoppelpaar worden met isolatie in een metaal lichaam gebracht. De junctie wordt gevormd door vacuümdepositie van een metaallaagje (zie figuur 2.5). Dit type wordt gebruikt door Hohenberg [26] en Wimmer et al. [11]. Hohenberg maakte gebruik van deze sondes met een diameter van 0, 5 mm, hierdoor kon hij er 72 aanbrengen in de cilinderkop. Figuur 2.5: Schets van een pair-wire thermokoppel [11] Een ander veel gebruikt thermokoppel is dat van het eroding ribbon type. Hierbij zijn de twee metalen draden vervangen door dunne banden (zie figuur 2.6). Tijdens het gebruik wordt de top van de twee banden geërodeerd door kleine partikels in de verbrandingsgassen waarbij telkens een nieuwe junctie gevormd wordt. Hierdoor kan echt gesproken worden van een microjunctie. De responstijd is ordegrootte 10 µs. Het werd voor de eerste keer toegepast door Alkidas [27]. Er wordt vertrokken van een commercieel verkrijgbaar eroding ribbon thermokoppel waaraan een dieptethermokoppel wordt toegevoegd. Het oppervlaktethermokoppel bij de fluxmeter van Rakopoulos en Mavropoulos kan zowel van het eroding ribbon type als van het coaxiale type zijn (zie figuur 2.7). Het eerstgenoemde gebruikt type K thermokoppelparen, het andere type J. 11

24 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Figuur 2.6: Schets van een eroding ribbon type [28] Figuur 2.7: Schets van het type van Rakopoulos [22] 12

25 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Film type Thin film thermocouples (TFTC) reageren snel op temperatuurwisselingen waardoor ze geschikt zijn om temperatuurmetingen uit te voeren per 1 CA of zelfs per halve CA. De thermokoppels worden gevormd door zeer dunne laagjes metaal die op elkaar gelegd worden. Tussenin worden laagjes gelegd die voor een elektrische isolatie moeten zorgen. Reeds in 1986 onderzocht Kreider [29] TFTC s om oppervlaktetemperaturen te meten. Een metalen oppervlak wordt bedekt met een coating (F ecraly ) met een dikte van 120 µm. Deze laag zorgt voor de elektrische isolatie tussen het thermokoppel en het metaal. Daarop komt een aluminiumoxide laag met een dikte van 2 µm. Helemaal bovenaan wordt het effectieve thermokoppel gesputterd. Kreider onderzocht de technieken die toegepast kunnen worden om de lagen op elkaar te leggen. Annand [5] legde een dun oppervlaktethermokoppel rechtstreeks op de cilinderwand zoals weergegeven in figuur 2.8. Figuur 2.8: Schets van het dunne-filmthermokoppel van Annand [5] Eerst worden drie lagen opgedampt via vacuümdepositie: de eerste, een laag aluminium, moet voor een goede binding zorgen. De tweede laag bestaat uit magnesiumfluoride en 13

26 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie de laatste is een laag antimonium. De totale dikte is kleiner dan 5 µm. Vervolgens wordt het thermokoppel afgewerkt door nog een klein stukje antimonium te leggen, zo dat de al bestaande laag antimonium verbonden wordt met het ijzer van de wand op het gewenste meetpunt. In de cilinderwand plaatst men nog een standaard thermokoppel voor het bepalen van de flux. Groot voordeel van deze methode is dat er geen gaten door de wand moeten geboord worden en dat daardoor dus ook het oppervlaktethermokoppel eender waar kan gelegd worden. Een nieuw type maakt gebruik van een thermopile [11, 30]. Deze bestaat uit een substraat met daarop een aaneenschakeling van kleine thermokoppels. De verandering in het signaal van één thermokoppel zou onvoldoende zijn omdat de temperatuurval in die dunne laag te klein is. Het totale voltage over de thermopile is de som van de voltages van de kleine thermokoppels. Zo wordt een meetbaar signaal verkregen. Thermistor type Bij dit type wordt de oppervlaktetemperatuur gemeten met een thermistor. De dunnefilmfluxmeter, oftewel de direct-heat-flux gauge (DHFG), is een vrij recente methode om de flux te meten en werd ontwikkeld door E. Piccini [31]. Bij deze DHFG wordt de flux gemeten over een isolerende Upilex-s laag. Over deze laag heerst er een grote temperatuurgradiënt. De afstand tussen de twee temperatuurmetingen kan zo kleiner genomen worden zonder de nauwkeurigheid van de fluxmeting aan te tasten. De opbouw van de meter wordt getoond in figuur 2.9 en Figuur 2.9: Schets van de DHFG van Piccini [31] Een standaard thermokoppel wordt geplaatst op een metalen oppervlak. Op dat oppervlak wordt een laag Upilex-s met een dikte van 50 µm gekleefd. Er wordt gebruik gemaakt 14

27 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Figuur 2.10: Schets van de DHFG bij de toepassing van Talib [32] van een laag acrylaat lijm van producent 3M (3M VHB 9460) met een dikte van 20 µm. Bovenop de laag van Upilex wordt een dunne laag van platinum gesputterd met een dikte kleiner dan 0, 1 µm. Deze vormt een dunne-filmthermistor (TFG). De breedte en de lengte van de banen uit platinum liggen niet vast, de reactiesnelheid van de sensor zal verhogen indien de baantjes kleiner genomen worden maar de robuustheid zal daardoor verminderen. Door het platinum wordt een constante stroom gestuurd. Uit de variatie van de weerstand kan de temperatuur van het oppervlak bepaald worden. Vergelijking 2.4 geeft het verband weer tussen de weerstand en de oppervlaktetemperatuur. R = R 0 [1 + α 20 (T 20)] (2.4) Met: T : de te meten oppervlaktetemperatuur, [K] R: de weerstand bij T, [Ω] R 0 : de weerstand bij 20 C, [Ω] α 20 : de temperatuurcoëfficiënt, [ ] 1 K De temperatuurcoëfficiënt α 20 wordt bepaald via kalibratie in een warmwaterbad. De temperatuur van het waterbad wordt met gelijke stappen verhoogd en de bijhorende weerstand wordt opgemeten waarbij vergelijking 2.4 uitgezet wordt. De gezochte α 20 is de helling van de uitgezette rechte. 15

28 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Belangrijk voor de nauwkeurigheid van de fluxmeting is de bepaling van de thermische eigenschappen van de isolerende laag. Piccini [31] beschrijft uitvoerig hoe ρck en l k bepaald worden voor de totale isolerende laag (Upilex + lijm). Een metalen substraat waarop de DHFG geplaatst is wordt plots onderworpen aan een gekende warmteflux. Dit wordt beschouwd als een stapfunctie waarnaar de data gefit moet worden. De opstelling is weergegeven in figuur Piccini stelt dat de thermische eigenschappen met een 4,2% nauwkeurigheid bepaald zijn. Een responstijd van 10 µs kan gehaald worden. Figuur 2.11: Schets van de gebruikte opstelling voor de bepaling van de thermische eigenschappen van de DHFG [31] Uit de vorige paragrafen is het duidelijk dat er verschillende technieken bestaan om een fluxmeter op te bouwen. Hierbij kan voor het oppervlaktethermokoppel en het dieptethermokoppel een ander type van techniek gebruikt worden. In tabel 2.1 wordt een overzicht gegeven van de eigenschappen van de verschillende types die hiervoor beschreven staan. 16

29 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Tabel 2.1: Overzicht eigenschappen van de fluxmeters type responstijd meetnauwkeurigheid flux afmetingen en installatie coaxiaal 10 µs [19] geen gegevens De afmetingen kunnen zeer klein gemaakt worden (moeilijkheid constructie neemt wel snel toe), waardoor de fluxmeter in moeilijk bereikbare plaatsen geïnstalleerd kan worden. pair-wire 10 µs [33] geen gegevens idem coaxiaal film (thermopile) 17 µs [30] 3% [30] De afmetingen zijn groter dan bij de andere types (diameter 8, 74 mm). De installatie is eenvoudig indien er voldoende plaats aanwezig is. thermistor 10 µs [31] 5% [34] De afmetingen worden bepaald door de dikte en lengte van de thermistor. Die kan zeer klein uitgevoerd worden. Voor 1 dieptethermokoppel kunnen meerdere TFG s naast elkaar geplaatst worden. Dit is mogelijk door de grote thermische geleidbaarheid van het metaal in vergelijking met de geleidbaarheid van de isolerende laag. Zo kan voor de oppervlaktetemperatuur een gemiddelde berekend worden waardoor de nauwkeurigheid van de fluxmeting toeneemt. 17

30 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Optische methoden voor temperatuurmeting Deze methoden hebben het voordeel dat er geen connectiedraden uit de cilinder geleid moeten worden en ze verstoren het verbrandingsproces minder. Het is echter zeer moeilijk om een verbrandingsmotor optisch toegankelijk te maken. Nadeel is dat enkel de oppervlaktetemperatuur kan gemeten worden. Voor de bepaling van de flux zou ook de temperatuur aan de achterkant van de cilindermantel gemeten moeten worden. Hieronder worden enkele methoden uit de literatuur bondig beschreven. CARS Reeds in de jaren 90 maakte Lucht [35] gebruik van laserstralen om de thermische grenslaag tegen de cilinderwand te bestuderen. Er wordt gebruik gemaakt van broadband coherent anti-stokes Raman scattering (CARS) om gastemperaturen te meten vlakbij de cilinderwand (orde van enkele µm). CARS maakt gebruik van een Nd:YAG vaste stof laser. Luminescentie veroorzaakt door fosfor Husberg [36] gebruikte een coating van fosfor om de temperatuur van de zuigerkop te meten. Eén van de uitlaatkleppen werd verwijderd om de verbrandingskamer optisch toegankelijk te maken. Dit verstoort echter het verbrandingsproces en duidt er op dat het niet evident is om de motor geschikt te maken voor optische methoden. Een pulserende Nd:YAG laserstraal komt door de opening naar binnen en exciteert de fosforcoating. De excitatie wordt gedetecteerd door een fotoversterkerbuis Fluxbepaling aan de hand van een warmtebalans Voor het opstellen van een algemeen bruikbare vergelijking voor de ogenblikkelijke warmteoverdracht, maakt Woschni [4] als enige gebruik van een warmtebalans. Aangezien de warmteflux door de wand sterk afhankelijk is van de fase van de cyclus waarin men zich bevindt, splitst Woschni de metingen op in een aantal delen. In de eerste stap wordt de periode van de ladingswisseling onderzocht. De motor wordt daarom aangepast zodat bij elke omwenteling enkel aanzuigen en uitdrijven optreedt en de compressie- en expansiefase worden geëlimineerd. Een gas afkomstig uit een externe verbrandingskamer wordt dan gevoed aan de motor. Om tot de warmteoverdracht naar 18

31 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie de wand te komen worden de verliezen in de in- en uitlaat nog van de totale warmte afgetrokken. In een tweede stap wordt op dezelfde manier de warmteoverdracht gemeten voor een hele cyclus, compressie en expansie meegerekend, maar nog steeds zonder verbranding in de cilinder. Door van de totale gemeten warmte, de warmte naar de in- en uilaat én de cilinderwand tijdens de ladingswisseling af te trekken, wordt de warmteoverdracht naar de wand tijdens compressie en expansie bekomen. In de volgende stap wordt de totale warmteoverdracht naar de wand gedurende een cyclus met verbranding bepaald. Onder invloed van verbranding zal het verloop van de temperatuur en de druk veranderen ten opzichte van wanneer er geen verbranding optreedt in de cilinder. Door hiermee rekening te houden komt Woschni tot een algemeen bruikbare vergelijking voor de ogenblikkelijke warmteoverdracht. 2.3 Berekening van de warmteflux De berekening van de flux uit de gemeten temperaturen en de verwerking van die temperatuursignalen bij de fluxsensoren is niet evident. Dit is te wijten aan het hoogfrequente karakter van de warmteflux in een verbrandingsmotor. In het begin van het jaar werden enkel methoden terug gevonden die gebruik maken van twee temperatuurmetingen op een bepaalde afstand van elkaar. Tegen het einde van het jaar werden dan enkele recentere methoden teruggevonden die het mogelijk zouden maken om een flux te berekenen op basis van één temperatuurmeting Directe methode De twee temperatuurmetingen op een bepaalde afstand van elkaar kunnen gebruikt worden in de discrete vorm van vergelijking 2.1b: q = Q A = k T1 T 2 x (2.5) Met: T 1 : de oppervlaktetemperatuur, [K] T 2 : de temperatuur op gekende diepte, [K] x: de afstand tussen de twee temperatuurmetingen 19

32 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Deze methode geeft goede resultaten in steady state, maar is ontoereikend in transiënte situaties Fouriermethode Een tweede methode is het gebruik maken van een Fourieranalyse op de gemeten temperaturen [37]. Deze worden als randvoorwaarde gebruikt om volgende eendimensionale differentiaal vergelijking van Fourier, die de temperatuurverandering in de sensor weergeeft in functie van plaats en tijd, op te lossen: T t = α 2 T 2 x (2.6) De Fourieranalyse van de temperatuursignalen geeft: T 1 = B 1 + K n cos(nωt) + G n sin(nωt) (2.7) n=1 T 2 = B 2 (2.8) Met: α: de thermische diffusiviteit, [ ] m 2 s B 1, B 2, K n, G n : de numerieke coëfficiënten van de analyse, hierbij is verondersteld dat T 2 niet of nauwelijks varieert ω: de natuurlijke frequentie, [ ] rad s De analytische oplossing van vergelijking 2.6 met de randvoorwaarden 2.7 en 2.8 is: T = B 1 (B 1 B 2 ) x X + e F x [K n cos(nωt F x) + G n sin(nωt F x)] (2.9) n=1 Met: X: de afstand tussen T 1 en T 2, [m] n F: ω 2 α, [ ] rad m 20

33 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie De afgeleide van de temperatuurfunctie kan dan voor x = 0 gebruikt worden in vergelijking 2.1b, daar is de conductieve warmteoverdracht gelijk aan de warmteoverdracht van het gas naar de cilinderwand. Het resultaat is gegeven in vergelijking q = k (B 1 B 2 ) X + k F [(K n + G n ) cos(nωt) + ( K n + G n ) sin(nωt)] (2.10) n=1 De Fouriermethode kan volgens Wimmer [11] ook gebruikt worden indien enkel de wandtemperatuur gemeten wordt. Coëfficiënt B 2 uit vergelijking 2.9 is dan niet gekend. De gastemperatuur die uit een drukmeting bepaald wordt, wordt dan gebruikt om het moment te zoeken waarop de flux gelijk is aan nul. Dit is op het moment dat de gastemperatuur gelijk is aan de wandtemperatuur. Op het moment dat de flux gelijk is aan nul, is B 2 de enige onbekende in vergelijking 2.10 en kan dus hieruit bepaald worden Impulsresponsmethode Een heel recent gepubliceerde methode [38] maakt gebruik van het impulsantwoord van de sensor. Deze methode is ontleend aan de regeltechniek. Beschouw een lineair tijdsinvariant systeem S dat gekarakteriseerd wordt door zijn impulsantwoord h. Dit is de uitgang van het systeem als een impulsvormig signaal aan de ingang gelegd wordt. Als S het signaal u als ingang heeft, dan is de uitgang gelijk aan de convolutie van h met u (zie figuur 2.12). De fluxsensor vervult nu de rol van het systeem S, de oppervlaktetemperatuur is het ingangssignaal en de flux is het uitgangssignaal: Met: q(t) = h(t) T (t) = h(τ) T (t τ) dτ (2.11a) : de convolutie operator q(t): de flux in functie van de tijd T (t): de oppervlaktetemperatuur in functie van de tijd Figuur 2.12: Voorstelling van een lineair tijdsinvariant systeem S 21

34 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie Omdat de convolutieintegraal zeer moeilijk te berekenen is wordt er over gegaan op het discrete tijdsdomein. Daarvoor worden de tijdsafhankelijke signalen gesampled met een samplingperiode T s, voor het temperatuursignaal wordt dit: T [n] = T (n T s ). Vergelijking 2.11a wordt dan: N 1 q[n] = h[n] T [n] = k=0 h[k] T [n k] = N 1 k=0 voor n = 0, 1, 2,.., N 1 h[n k] T [k] (2.11b) Hierbij is aangenomen dat de signalen gelijk aan nul zijn voor n < 0 en dat ze een eindige lengte hebben. Het impulsantwoord, h[n], van de sensor dient eenmaal bepaald te worden op basis van twee testfuncties T 1 (t) en q 1 (t). h[n] wordt bepaald via deconvolutie als de twee testfuncties in vergelijking 2.11b ingevuld worden. Om dit te doen worden de Z-transformaties van de functies genomen, zo gaat de convolutie operator over in een vermenigvuldiging: Q 1 (z) = H(z) T 1 (z) H(z) = Q 1(z) T 1 (z) (2.12) Eenmaal het impulsantwoord voor een bepaalde sensor gekend is, kan uit een gemeten temperatuursignaal T(t) de flux berekend worden door gebruik te maken van vergelijking 2.11b. De keuze van de testfuncties is cruciaal en wordt voor verschillende soorten sensoren uitvoerig beschreven in [38]. Deze methode zou het dus mogelijk maken om een warmteflux te bepalen door enkel en alleen de oppervlaktetemperatuur te meten, maar kan ook toegepast worden op fluxmeters met twee temperatuurmetingen. 22

35 Hoofdstuk 2. Literatuurstudie 2.4 Kalibratie rise time De effectieve reactiesnelheid van de fluxmeter moet bepaald worden via een kalibratiemethode. Het principe van zo n kalibratie is een gekende flux opleggen en die trachten te meten met de fluxmeter. Om de reactiesnelheid te testen wordt de flux pulserend opgelegd. Een mogelijke testopstelling is weergegeven in figuur De warmteflux van een lamp wordt geconcentreerd in de richting van de fluxmeter. Een elektromotor drijft een vlinder aan die voor het pulserend karakter van de warmteflux zorgt. Wanneer de uitgang van de sensor wordt uitgezet op een tijdsas, zal een afgevlakte blokgolf bekomen worden. De rise time kan dan bepaald worden uit de helling van deze blokgolf. Met de draaisnelheid van de vlinder, kan een variërend toerental op een verbrandingsmotor gesimuleerd worden. Figuur 2.13: Schets van de kalibratie opstelling gebruikt door N.S. Jackson [19] 23

36 Hoofdstuk 3 Proefopstelling 3.1 Eigenschappen van de beschikbare motor Voor dit onderzoek beschikt het laboratorium over een CFR-motor (CFR: Cooperative Fuel Research). Deze werd aan de universiteit aanvankelijk gebruikt voor het onderzoek naar de klopvastheid van brandstoffen. In 1998 werd de motor omgebouwd om op waterstof te kunnen draaien. De laatste jaren werd er op de CFR-motor onderzoek gevoerd naar strategieën om de NO x -uitstoot te verminderen. Het is een ééncilinder viertakt motor die voorzien is van een port fuel injection (PFI). Er wordt dus waterstof geïnjecteerd in het inlaatstuk net voor de inlaatklep. Een vonk van de ontstekingsbobine zorgt ervoor dat het lucht-waterstofmengsel ontsteekt rond het bovenste dode punt (TDC) van de zuiger. In tegenstelling tot een gewone verbrandingsmotor wordt de CFR-motor met behulp van een elektrische synchroonmotor opgestart. Bij het opstarten drijft de elektromotor de verbrandingsmotor aan via een riemoverbrenging. De motor werkt dan als compressor. Wanneer er progressief brandstof wordt geïnjecteerd zal de motor geleidelijk zelf vermogen beginnen leveren. De elektrische motor zal dan de rol van belasting overnemen. Deze zorgt ervoor dat het toerental van de CFR-motor constant wordt gehouden. Door de riemoverbrenging aan te passen kan het toerental ingesteld worden op 600 of 900 rpm. Deze wordt de laatste jaren zo gelegd dat de CFR-motor aan 600 rpm draait. 24

37 Hoofdstuk 3. Proefopstelling Geometrie In tabel 3.1 staan de geometrische eigenschappen van de motor. De compressieverhouding ɛ is variabel en wordt ingesteld door verdraaiing van een hendel. Er is een meetklok geïnstalleerd voor het instellen van de compressieverhouding. De compressieverhouding in functie van de stand van de klok is laatst opgemeten in 2002 [39]. Deze zou dus bij de aanvang van de metingen op de CFR-motor opnieuw gekalibreerd moeten worden. Tabel 3.1: Geometrische eigenschappen van de CFR-motor Aantal cilinders 1 Toerental Boring Slag Drijfstanglengte 600 rpm 82, 55 mm 114, 2 mm 254 mm Slagvolume 611, 7 cm 3 In de kop van de cilinder zitten vier gaten die voorzien zijn van een metrische schroefdraad M18 (zie figuur 3.1). Deze gaten lopen door tot het inwendige van de cilinder. In deze gaten kunnen diverse sensoren gedraaid worden. De bougie die nodig is voor de ontsteking van de brandstof is in het verticale gat aangebracht. Figuur 3.1: Zij- en bovenaanzicht van de cilinder van de CFR-motor [40] 25

38 Hoofdstuk 3. Proefopstelling De kleppentiming is weergegeven in tabel 3.2, deze is laatst opgemeten in 2004 [41]. Tabel 3.2: Kleppentiming van de CFR-motor IVO IVC EVO EVC 17 CA ATDC 26 CA ABDC 32 CA BBDC 6 CA ATDC In figuur 3.2 is een werkstuktekening uit de handleiding van de CFR-motor weergegeven. Het lucht-waterstofmengsel komt links op de figuur de cilinder binnen en verlaat ze terug aan de rechterkant. De motor maakt gebruik van een onderliggende nokkenas en stoterstangen om de kleppen te bedienen. Rechts onderaan is het wormwiel zichtbaar waaraan een hendel verbonden is om de compressieverhouding in te stellen Koeling De koeling wordt meer in detail uitgelegd omdat die voor een eventuele warmtebalans van belang is. De koeling gebeurt op basis van een thermosifonwerking. Rechts bovenaan in figuur 3.2 is de onderkant van de thermosifon zichtbaar. Deze is op twee punten met de koelmantel van de cilinder verbonden. Het koelwater dat rond de cilinder in de koelmantel zit, zal bij werking beginnen koken. De waterdamp zal opstijgen naar de bovenkant van de cilinder en dan via een kanaal aan de achterkant van figuur 3.2 naar de bovenkant van de thermosifon. Bovenaan de thermosifon wordt de waterdamp afgekoeld door koelwater in een externe koellus. De waterdamp zal daardoor condenseren en langs de wand terug naar beneden glijden en via een kanaal vooraan op de werkstuktekening terug in de koelmantel komen. De koeling werkt dus op basis van natuurlijke circulatie veroorzaakt door het densiteitverschil tussen de waterdamp en het vloeibare water. Door de thermosifonwerking heeft de motor een constante bedrijfstemperatuur. Er wordt bijna geen warmte afgevoerd naar de carterolie. Er is een mogelijkheid om de olie te koelen via een koellus met een pomp, maar die wordt niet gebruikt. 26

39 Hoofdstuk 3. Proefopstelling Figuur 3.2: Werkstuktekening van de CFR-motor: inlaat (1), uitlaat (2), zuiger (3), wormwiel voor het verstellen van ɛ (4), thermosifon (5), koelmantel (6) [40] 3.2 Meetapparatuur De motor werd aangepast aan de behoeften voor het onderzoek, overbodige onderdelen werden verwijderd. Zo werd het EGR-systeem (EGR: exhaust gas recirculation) en de katalysator gedemonteerd. Hieronder staan de resterende onderdelen en meetapparaten opgesomd. 27

40 Hoofdstuk 3. Proefopstelling Krukhoekteller Op het uiteinde van de krukas is een sensor geïnstalleerd om de positie ervan te bepalen. Deze bestaat uit een tandwiel met 60 tanden en een magnetische sensor. Twee tanden van het tandwiel zijn verwijderd en de magnetische sensor detecteert de passage van die holte. De krukhoekteller genereert twee signalen, het REF- en het SYNC-signaal. Het REF-signaal deelt de positie van de krukas mee en het SYNC-signaal duidt het verschil aan tussen de ladingswissel- en verbrandingsslag Druksensoren In de inlaat van de CFR is een piëzoresistieve druksensor van Kistler geïnstalleerd. Deze sensor meet een absolute druk tot 20 bar. In de cilinder zelf is een piëzo-elektrische druksensor van Kistler geïnstalleerd. Deze meet enkel relatieve drukken en dit tot 250 bar zodat het signaal gerefereerd moet worden ten opzichte van een absolute druk. De druk in de inlaat wordt hiervoor gebruikt. Rond het onderste dode punt (BDC) is de druk in de inlaat en de cilinder gelijk aan elkaar op uitzondering van de te verwaarlozen ladingsverliezen tussenin. In een bepaald referentie interval wordt de cilinderdruk dan ook gelijk gelegd met de druk in de inlaat. In vorig onderzoek [41] staat de methode voluit beschreven. De sensoren worden watergekoeld om ze te beschermen tegen de hoge temperaturen Debietmeters Zowel het aangevoerde lucht- als het brandstofdebiet worden gemeten met een debietmeter van Bronkhorst. De luchtdebietmeter is geïnstalleerd in een pijp die gemonteerd staat bovenop een bufferton. Deze ton zorgt voor de uitdemping van het fluctuerend karakter van het aangezogen luchtdebiet, wat eigen is aan een ééncilinder motor. De gemeten debieten worden weergegeven in normvoorwaarden Lambdasonde In de uitlaat van de CFR is een lambdasonde geïnstalleerd. Deze meet het aandeel zuurstof in de uitlaatgassen waaruit de luchtfactor afgeleid kan worden. 28

41 Hoofdstuk 3. Proefopstelling Controletafel Voor de besturing van de motor is een ECU (engine control unit) van MoTeC geïnstalleerd. Deze maakt gebruik van tabellen (mappings) waarin de injectieduur, het injectieogenblik en het ontstekingsogenblik in functie van de belasting en het toerental (hier constant) opgelijst staan. De variatie van de belasting wordt gesimuleerd via een potentiometer op de controletafel. De ECU bepaalt de positie van het TDC en in welk deel van de cyclus de motor zich bevindt met de twee signalen afkomstig van de krukhoekteller. De crank index position (CriP) dient ingegeven te worden, deze is gelijk aan het aantal graden tussen de twee ontbrekende tanden van het tandwiel van de krukhoekteller en de referentieas als de zuiger in het TDC staat. Bij vroeger onderzoek was die ingesteld als 241, 5 CA, maar bij de eerste proeftesten op de motor bleek dit niet te kloppen. De CriP diende bijgesteld te worden naar 221, 5 CA Meetkast De meetgegevens worden verwerkt in een mobiele meetkast die met andere proefstanden gedeeld wordt. In de kast zit een DAQ-kaart (DAQ: data acquisitie). De signalen van de DAQ-kaart worden naar een computer en een oscilloscoop gestuurd. Op de oscilloscoop wordt gecontroleerd of de druksensor een correct signaal uitstuurt vooraleer een meting via de computer gestart wordt. Zo kan gecontroleerd worden of er effectief verbranding optreedt. In de kast zitten ook de afleesschermen van de debietmeters en de versterkers van de druksensoren. 3.3 Veiligheid Verschillende maatregelen worden getroffen zodanig dat er zich nergens waterstof kan ophopen om tegen te gaan dat een gevaarlijk explosief mengsel gevormd wordt. Aangezien de dichtheid van waterstof veel kleiner is dan die van lucht moeten boven de risicopunten detectiesystemen voor waterstof geplaatst worden. Dit is het geval boven de proefstand en bovenaan de bufferton. Boven de proefstand is een kap geïnstalleerd die mogelijk ontsnapte waterstof centraal verzamelt. Bovenaan de bufferton zou waterstof zich kunnen ophopen nadat het zich via het inlaatkanaal naar de ton een weg gezocht heeft. Indien deze systemen waterstof detecteren wordt een alarm in werking gesteld en wordt de toevoer van waterstof naar de motor afgesloten. 29

42 Hoofdstuk 4 Keuze van meetmethode 4.1 Warmtebalans Een eerste methode om de warmteoverdracht te bepalen is gebruik te maken van een warmtebalans. Dit leek in eerste instantie een goede werkwijze, aangezien voor de berekening van deze balans voornamelijk temperaturen en debieten opgemeten dienen te worden. Dit zijn grootheden die eenvoudiger op te meten zijn dan een ogenblikkelijke warmteflux. Wanneer de warmtebalans (vergelijking 4.1) opgemaakt wordt voor de beschikbare CFRmotor, treden er echter een aantal problemen op. Q in = Q kw + Q c + P eff + Q uit (4.1) Met: Q in : de warmte toegevoerd met het gasmengsel, [kw ] Q kw : de warmte afgevoerd door het koelwater, [kw ] Q c : de warmte afgevoerd met de carterolie, [kw ] P eff : het effectief vermogen, [kw ] Q uit : de warmte afgevoerd met de rookgassen, [kw ] 30

43 Hoofdstuk 4. Keuze van meetmethode In vergelijking 4.1 kan Q kw als volgt geschreven worden: Q kw = Q gin + Q wo + Q fr + Q guit (4.2) Met: Q gin : warmteoverdracht tussen gas inlaat en koelwater, [kw ] Q wo : warmteoverdracht door cilinderwand, [kw ] Q fr : de wrijvingswarmte, [kw ] Q guit : warmteoverdracht tussen gas uitlaat en koelwater, [kw ] Het gedeelte wrijvingswarmte in vergelijking 4.2 zou bepaald kunnen worden door het verschil te maken van het geïndiceerd en het effectief vermogen. Hierbij moet dan verondersteld worden dat al deze wrijvingswarmte naar het koelwater gaat en niet naar de carterolie, aangezien het begroten van de warmteverliezen naar de carterolie niet mogelijk is op deze motor. Verder worden ook andere mechanische verliezen (zoals bijvoorbeeld in de lagers) verwaarloosd. Het grote probleem van deze methode op de CFR-motor is dat de warmteoverdracht door de wanden van de cilinder niet uit deze balans te extraheren valt, omdat een niet verwaarloosbaar deel van de in- en uitlaat ook omgeven is door het koelwater (zie figuur 3.2). Verder is het, zoals al aangehaald werd, onmogelijk om de verliezen naar de carterolie te begroten. Deze zijn echter wel klein, zoniet onbestaande, en zouden dus nog verwaarloosd kunnen worden. Maar er is ook een koppelmeting op de as nodig om de wrijvingsverliezen te bepalen. Hiervoor zijn echter zeer dure toestellen nodig, want de in de vakgroep beschikbare koppelmeters kunnen niet gebruikt worden voor het lage toerental en kleine vermogen van de CFR-motor. Uit dit alles is het duidelijk dat het op deze proefstand onmogelijk is om de methode met de warmtebalans toe te passen. Deze optie werd dan ook verworpen. 4.2 Ogenblikkelijke fluxmeting De tweede methode om de warmteoverdracht te meten is gebruik te maken van een fluxmeter. In dit hoofdstuk wordt de toepasbaarheid van de verschillende types uit de literatuurstudie op de CFR-motor beschreven. De keuze van de meetmethode is op basis van de 31

44 Hoofdstuk 4. Keuze van meetmethode klassieke methoden voor de berekening van de flux gebeurd. Er wordt dus vanuit gegaan dat twee temperatuurmetingen op een bepaalde afstand van elkaar noodzakelijk zijn. De modernere methoden die later op het jaar ontdekt zijn, vergroten het aantal mogelijkheden en bieden verschillende interessante denkpistes voor verder onderzoek. Eerst en vooral wordt de mogelijke inbouw op de CFR-motor toegelicht. Daarna worden de verschillende types uit de literatuurstudie overlopen en worden er enkele uitgekozen om te realiseren Inbouw op de CFR-motor In het begin van het onderzoek werd de mogelijkheid bekeken om de bouw van een fluxmeter als dusdanig te omzeilen. Het oppervlakte- en het dieptethermokoppel zouden dan afzonderlijk van elkaar geïnstalleerd worden. Twee mogelijke oplossingen werden naar voor geschoven. Ten eerste zou de werkingseigenschap van de thermosifon gebruikt kunnen worden om het dieptethermokoppel te laten vallen. Vermits het water in de koelmantel tijdens de werking van de motor kookt, is de temperatuur van dit water de saturatietemperatuur horende bij de druk van het water. Deze druk zou via een drukmeting bepaald kunnen worden. Zo vervangt T 3 uit figuur 4.1 de temperatuur van het dieptethermokoppel. T 1 zou via een snelreagerend thermokoppel gemeten moeten worden. Hiervoor kan één van de types uit de literatuurstudie toegepast worden. Uit de kennis van deze twee temperaturen kan de gezochte warmteoverdracht berekend worden zoals aangetoond wordt in vergelijking 4.3: Figuur 4.1: Uitvergroting van de cilinderwand aan de rechterkant van de cilinder uit figuur 3.2: wandtemperatuur van de cilinder aan de kant van de verbrandingsgassen (T 1 ), wandtemperatuur van de cilinder aan de kant van het koelwater (T 2 ), temperatuur van het koelwater (T 3 ) 32

45 Hoofdstuk 4. Keuze van meetmethode De warmteoverdracht via conductie door de cilinderwand (toepassing van vergelijking 2.1b): Met: Q cond = k A cil T1 T 2 l k: de conductiecoëfficiënt van gietijzer, [ ] W mk A cil : de oppervlakte van de cilinderwand, [ m 2] T 1 en T 2 zoals in figuur 4.1, [K] l: de dikte van de cilinderwand, [m] (4.3a) De warmteoverdracht via convectie van de cilinderwand naar het koelwater (toepassing van vergelijking 2.2): Met: Q conv = h A cil (T 2 T 3 ) h: de convectiecoëfficiënt van het kokend water, [ ] W m 2 K T 3 zoals in figuur 4.1, [K] (4.3b) De warmteoverdracht via conductie is volgens het principe van behoud van energie gelijk aan de warmteoverdracht via convectie. Gelijkstellen van vergelijking 4.3a en 4.3b geeft voor T 2 : k l T 2 = T 1 + h T 3 h + k (4.3c) l T 2 invullen in vergelijking 4.3a of 4.3b geeft de warmteoverdracht in functie van de gekende temperaturen T 1 en T 3 : Q = Q cond = Q conv = h A cil (T 1 T 3 ) (4.3d) Met: h = h : de totale warmteoverdrachtscoëfficiënt, [ ] W m 2 K ( l k + 1 ) 1 (4.3e) h Het probleem verlegt zich naar de bepaling van de totale warmteoverdrachtscoëfficiënt h. De conductiecoëfficiënt van gietijzer varieert tussen 40 en 60 W mk [42]. De cilinderwand is 1 à 2 cm dik. De grootteorde van de eerste term in 4.3e is aldus 10 4 m2 K W. Waarden voor de convectiecoëfficiënt bij kokend water variëren voor verschillende geometrieën tussen

46 Hoofdstuk 4. Keuze van meetmethode en 10 4 W m 2 K [43], zodat de tweede term niet verwaarloosd kan worden ten opzichte van de eerste term. De convectiecoëfficiënt zou via correlaties uit de literatuur bepaald moeten worden. Enig onderzoek wees uit dat er voor deze geometrie geen correlaties voorhanden zijn. De nauwkeurigheid van de meetmethode zou door een onzekere bepaling van de convectiecoëfficiënt danig aangetast worden. Er werd bijgevolg beslist deze methode niet te gebruiken. Ten tweede werd onderzocht om de wandtemperatuur van de cilinderkop als temperatuur voor het oppervlaktethermokoppel te gebruiken. Zo worden fluxmetingen in verbrandingsmotoren in de literatuur meestal uitgevoerd. Bij de CFR-motor is de cilinder en de cilinderkop echter één massief stuk, waardoor de cilinderkop absoluut niet toegankelijk is en deze optie wegvalt. Geen van beide voorstellen leidt tot een oplossing en er kan geconcludeerd worden dat een fluxmeter als dusdanig gebouwd zal moeten worden. Deze sensor zal dan in een bout geïnstalleerd worden en in één van de vier voorziene gaten (zie figuur 3.1) worden gedraaid, omdat boren doorheen de koelmantel niet aan te raden is. Om er voor te zorgen dat de bout de cilinder goed afdicht en zijn kopvlak zo goed mogelijk gelijk komt met de cilinderwand, komen we tot het ontwerp in figuur 4.2. Figuur 4.2: Schets van het uitwendig boutontwerp De lengte van de opstaande rand net achter de schroefdraad tot het kopvlak (17, 3 mm) is zo bepaald dat wanneer gemonteerd met een koperen afdichtingsring van 1, 5 mm dikte, de sensor net gelijk zit met de cilinderwand. De grote en lange zeskant met sleutelwijdte 27 (SW 27) achteraan zorgt ervoor dat we voldoende plaats hebben om een steeksleutel te plaatsen. 34

47 Hoofdstuk 4. Keuze van meetmethode Coaxiale type Fluxmeters van het coaxiale type werden in het verleden al vaak gebruikt voor gelijkaardig onderzoek (zie 2.2.1) en meer bepaald het type van Yoshida [25]. Mede om deze reden worden de mogelijkheden van deze laatstgenoemde fluxmeter verder bekeken. Een andere reden voor de keuze van het type Yoshida is dat het qua opbouw één van de eenvoudigste coaxiale fluxmeters is. Maar ook de afmetingen van deze sensor zijn heel geschikt voor de inbouw in de bouten van de CFR-motor. Het nadeel van dit type is dat er geen gegevens zijn over de meetnauwkeurigheid die gehaald kan worden. Aangezien er geen gedetailleerde beschrijving te vinden is van de ontwerpstappen, dringt een eigen interpretatie ervan zich op. Voor het ontwerp en uitvoering van dit eigen type gebaseerd op de informatie van Yoshida verwijzen we naar hoofdstuk Pair-wire type Het pair-wire type lijkt zeer sterk op het coaxiale type. Nu maakt het massieve deel van de sensor geen deel uit van het thermokoppelpaar, maar de constructie is even complex. Er moeten zelfs meer bewerkingen gebeuren om een fluxmeter te construeren met twee thermokoppels van het pair-wire type dan om het coaxiale type van Yoshida te maken. Daarom werd de eerste mogelijkheid van dit type niet verder onderzocht. De variant, het eroding ribbon type, lijkt op het eerste zicht zeer interessant. Dit type voldoet aan de eisen voor het oppervlaktethermokoppel, want de responstijd van 10 µs is zeker snel genoeg. Daarenboven heeft dit type als voordeel dat de verbrandingsgassen de junctie aan het oppervlak niet vernietigen in tegenstelling tot andere types. Er wordt telkens een nieuwe junctie gevormd. Een thermokoppel van dit type kan aangekocht en gebruikt worden om de oppervlaktetemperatuur te meten. In de aangekochte sensor kan een tweede thermokoppel gebracht worden op een zekere afstand van het kopvlak om dienst te doen als dieptethermokoppel. Om een dergelijke fluxmeter te construeren is dus maar één bewerking nodig. Nadeel van dit type is dat geen isolatie aangebracht kan worden opdat de flux tussen het oppervlakteen het dieptethermokoppel ééndimensionaal zou lopen. Dit komt omdat de hoogte van de banden van het thermokoppelpaar zeer klein zijn ten opzichte van de breedte (loodrecht op het kopvlak bekeken, zie figuur 2.6). Buttsworth [44] raadt dan ook af om het eroding ribbon type in onderzoek naar warmteoverdracht in verbrandingsmotoren te gebruiken. Hij beveelt het type van Piccini aan (zie punt en 4.2.5). In eerste instantie werd 35

48 Hoofdstuk 4. Keuze van meetmethode dan ook besloten dit type niet verder te onderzoeken, maar het werd niet volledig afgeschreven. Indien later blijkt dat de realisatie van de andere types geen goede resultaten opleveren kan een eroding ribbon sensor als alternatief geprobeerd worden. De kostprijs van zo n sensor ligt namelijk niet zo hoog. Dit type komt zeker in aanmerking indien de nieuwere berekeningsmethoden toegepast worden, aangezien dan enkel een oppervlaktetemperatuurmeting nodig is Film type Een fluxsensor construeren zoals Annand dit deed is op de CFR-motor niet mogelijk doordat de cilinder en de cilinderkop één geheel zijn. De technieken van Annand en Kreider zouden wel gebruikt kunnen worden om een sensor in een bout te bouwen. Dan evolueert de methode zeer sterk naar die van de constructie van de DHFG, enkel de thermistor wordt dan vervangen door een dunne-filmthermokoppel. Er werd dan ook geopteerd om niet zelf de techniek van Annand en Kreider te gebruiken omdat over de DHFG meer gegevens beschikbaar zijn en omdat het om een recentere methode gaat. Het type waarbij gebruik gemaakt wordt van een thermopile is wel zeer interessant bevonden. Vooral omdat bij de firma Vatell Corp. een sensor aangekocht kan worden die voldoet aan de eisen voor onze toepassing. De realisatie van dit type wordt in hoofdstuk 6 besproken Thermistor type De fluxmeter ontwikkeld door Piccini is een veelbelovende sensor om verschillende redenen. De responstijd van de sensor, die bepaald wordt door de dikte van het laagje platinum, voldoet aan de eisen voor de meting van de oppervlaktetemperatuur. Verder kunnen zoals reeds vermeld in de literatuurstudie meerdere TFG s voor één dieptethermokoppel geplaatst worden. Dit maakt meerdere temperatuurmetingen op een klein oppervlak mogelijk. Het is één van de enige fluxmeters in de literatuur waarvan een foutenschatting bekend is. Zoals vermeld in tabel 2.1 beweert Wilson dat de DHFG de flux met een procentuele fout van 5% meet. Piccini zelf begroot de fout op de kalibratie van de eigenschappen van de Upilex- en lijmlaag op 4,2%. Deze kalibratie veroorzaakt de grootste fout. Bij de verwerking van het signaal uit de sensor treden extra fouten op. Zoals eerder gezegd moet deze fluxsensor voor de CFR-motor in een bout geïnstalleerd worden door het feit dat de cilinder en de cilinderkop één geheel zijn. Rechtstreeks aanbrengen van de Upilex-s laag op de binnenkant van de cilinder is daardoor onmogelijk. 36

49 Hoofdstuk 4. Keuze van meetmethode In de literatuur worden enkele DHFG s op de kop van de zuiger aangebracht [34], maar op de CFR-motor is dit niet aangewezen. Veelvuldig demonteren van de cilinder is niet goed wegens het groot aantal zuigerveren (= 5). Deze hebben zich na de vele werkuren volledig gezet naar de cilinderwand. Wanneer ze opnieuw geïnstalleerd worden na een demontage, kunnen de veren nooit op dezelfde plaats terechtkomen. Hierdoor zetten ze zich op een andere manier naar de wand en zullen ze op de plaatsen waar ze bij de eerste werking afgesleten waren, niet meer aansluiten met de cilinderwand. Hierdoor ontstaat de mogelijkheid dat de gassen langs de zuigerveren naar het carter lekken (blow-by). Een deel van het voordeel dat veel temperatuurmetingen op een klein oppervlak uitgevoerd kunnen worden valt door de constructie van de sensor in de bout weg. In de literatuur is niet exact beschreven hoe de sensor opgebouwd moet worden waardoor een eigen constructiemethode zicht opdringt. Samen met de vakgroep Elektronica en Informaticasystemen van de UGent werd een mogelijke process flow uitgedacht: In het centrum van het kopvlak van de bout wordt een standaard verkrijgbaar thermokoppel geplaatst. De draden van dit thermokoppel worden via een doorlopend gat naar de achterkant van de bout geleid (zie figuur 4.3). Figuur 4.3: Zijaanzicht van het mogelijke boutontwerp voor de DHFG Op het kopvlak wordt een laag Upilex-s gekleefd. Upilex-s is in folievorm met een dikte van 25 µm voorhanden. Op de Upilex-s laag moeten één of meerdere platina baantjes aangebracht worden. Deze baantjes doen dienst als thermistor. Aangezien platinum niet rechtstreeks op de isolerende Upilex-s laag gesputterd kan worden, moet er eerst een geleidende laag 37

50 Hoofdstuk 4. Keuze van meetmethode aangebracht worden waarop het platinum kan groeien. Hiervoor zou een koperen of titanium laag gesputterd worden. De uiteindes van de TFG moeten verbonden worden met metaaldraden die geen temperatuurgevoelige weerstand hebben. Eerst worden die met gouden baantjes verbonden net zoals in de toepassing van Talib [32]. Na een patroondefinitie van de baantjes, kan het goud aangebracht worden via sputtering. De gouden baantjes worden verlengd met constantaan draden die door een boring naar de achterkant van de bout geleid worden. Het constantaan wordt via solderen met het goud verbonden. De vorm van de TFG kan vrij gekozen worden. Een u-vorm heeft ten opzichte van een i-vorm het voordeel dat de constantaan connectiedraden door één gat naar achter geleid kunnen worden (zie figuur 4.4). Figuur 4.4: Bovenaanzicht van het mogelijke boutontwerp voor de DHFG, links met een thermistor in i-vorm met twee boringen naar achter, rechts een thermistor in u-vorm met één boring Dit bleek een haalbare constructiemethode omdat alle stappen ooit al eens op de vakgroep van Elektronica en Informaticasystemen uitgevoerd zijn. De voorgestelde combinatie van stappen was weliswaar nog nooit toegepast waardoor verschillende experimenten nodig zijn om de processen af te stemmen. De uitvoering van de stappen wordt daardoor een kostelijke en tijdrovende bezigheid en vormt op zich een onderwerp voor een thesis. Er werd dan ook beslist om de constructie van de DHFG voor later onderzoek te houden. De constructie ervan lijkt evenwel onontbeerlijk omdat een hoge meetnauwkeurigheid vereist is. 38

51 Hoofdstuk 4. Keuze van meetmethode Optische methoden Optische methoden ogen zeer interessant en zijn veelbelovend voor onderzoek in motoren. Voor het onderzoek naar de warmteoverdracht blijkt dit uit vergelijkende onderzoeken gevoerd door Wilson et al. [34] en Husberg et al. [36]. De methoden staan nog in de kinderschoenen en voldoende experimenten zijn noodzakelijk om ze af te stellen. De CFRmotor is echter optisch niet toegankelijk waardoor deze methoden niet gebruikt kunnen worden. Er zouden minstens twee diametraal tegenover elkaar liggende gaten in de cilinder nodig zijn om een lichtstraal in en uit te leiden, of een spiegel zou een invallende lichtstraal door hetzelfde gat naar buiten kunnen reflecteren. De cilinder en kop van de CFR-motor vormen echter één geheel waardoor een spiegel aanbrengen niet mogelijk is. 39

52 Hoofdstuk 5 Ontwerp coaxiale fluxmeter De constructie van de eigen sensor is gebaseerd op de ogenblikkelijke fluxmeter van Yoshida [25] zoals beschreven in punt Hoe men tot deze opbouw kan komen wordt echter nergens in de literatuur beschreven, daarom wordt in dit hoofdstuk uitgelegd hoe de eigen constructie tot stand kwam. 5.1 Voorontwerp De eerste hindernis is de constructie van de constantaan cilinder (zie figuur 5.1) met een diameter van 3 mm en een lengte van 10 mm. Constantaan is enkel verkrijgbaar in folie-, draad- of staafvorm. Een constantaan staaf wordt op maat of met een overmaat aangekocht. De eventuele overmaat zou tot de juiste diameter afgedraaid worden en de staaf wordt in stukjes van 10 mm gezaagd. In het kopvlak van de bekomen pastille worden 2 gaten geboord met een diameter van 0, 5 mm. Eén gat gaat gans door de cilinder en het andere is een blind gat tot op 2 à 3 mm van kopvlak. Voor de volgende stappen is keramische pasta en thermokoppeldraad type T (koper en constantaan) met een draaddikte van 0, 3 mm nodig. De koperdraad wordt in het blinde gat gebracht en er wordt een junctie gevormd met het constantaan door middel van een kleine puntlas. De rest van het gat wordt daarna opgevuld met de keramische pasta. In het andere gat wordt eveneens een koperdraad gevoerd tot aan het andere oppervlak en opgevuld met dezelfde pasta. Wanneer deze keramische pasta volledig uitgehard is kan een koperlaagje opgedampt worden, zodat de junctie van het snelle thermokoppel gevormd is. Tussen de twee gaten wordt daarna de constantaandraad opgelast om de sensor af te werken. 40

53 Hoofdstuk 5. Ontwerp coaxiale fluxmeter Figuur 5.1: Schets van de fluxmeter van Yoshida [25] De laatste stap van de constructie, de inbouw in de motor, is verschillend met die van Yoshida. Hij brengt de pastilles, die omgeven zijn door een laag keramiek, rechtstreeks aan in gaten in de cilinderwand of de zuiger. De toegang tot de verbrandingskamer van de CFR-motor is echter beperkt tot vier gaten met een M18 schroefdraad (zie punt 3.1.1) en de sensor wordt in een bout gemonteerd. 5.2 Constructieve problemen en oplossingen Verschillende leveranciers werden gecontacteerd voor de aankoop van een constantaan staaf. De beste bleek Goodfellow (zie bijlage A), die een staaf met een diameter van 3, 2 mm en een lengte van 200 mm verkoopt. Het op maat maken van de lengte van de pastilles kan op machines die op de vakgroep aanwezig zijn. Ze worden met een lichte overmaat afgezaagd, omdat de kopvlakken niet vlak blijven. De overmaat wordt verwijderd door de kopvlakken vlak te draaien en een effen kopvlak is het resultaat. Enkel in het center bleef soms nog een puntje achter, maar deze kunnen weggeschuurd worden voordat het koperlaagje opgedampt wordt. 41

54 Hoofdstuk 5. Ontwerp coaxiale fluxmeter De volgende stap van de constructie is het boren van de gaatjes, maar het boren met een diameter van 0, 5 mm off center behoort niet tot de mogelijkheden van het eigen machinepark. Er werd dan op zoek gegaan naar firma s die deze bewerking wel konden uitvoeren. Het boren van deze kleine en relatief diepe gaten bleek echter niet evident en vonkboren (electrical discharge machining of EDM ) leek eenvoudiger. Vier van de gecontacteerde bedrijven stuurden hun offerte, twee van hen wilden effectief de gaten vonkboren, de andere twee stelden toch voor om gewoon te boren. Aangezien conventioneel boren veel goedkoper is dan het vonkverspanen, werd voor de goedkope oplossing gekozen, achteraf gezien een foutieve inschatting. De firma heeft lang geprobeerd om de juiste verspaningsparameters te vinden, maar zonder succes. Uiteindelijk stelden ook zij dan vonkboren voor, maar ook dat verliep bij hen niet naar behoren. Hierdoor is er natuurlijk kostbare tijd verloren gegaan en moest er terug contact opgenomen worden met één van de andere bedrijven. Zij konden de bewerkingen wel uitvoeren binnen tolerantie. Uit hun eerste proefstukje bleek wel dat een gat van 0, 5 mm diameter te nauw was om een draad van 0, 3 mm, die al voorzien is van een keramische laag, in te brengen. Daarom zullen de gaten met een diameter van 0, 6 mm uitgevoerd worden. Een geschikte keramische pasta vinden was ook niet eenvoudig, aangezien hij voldoende thermisch en elektrisch moet isoleren, om de ééndimensionaliteit van de flux te garanderen en geen kortsluiting te verkrijgen in de meetkring. Al even belangrijk is dat hij moet hechten op metalen, omdat de constructie anders niet zou standhouden bij de hoge drukken in de verbrandingskamer. De eerst gevonden keramieken zoals zirkoniumdioxide en aluminiumdioxide hebben zeer goede isolerende eigenschappen, maar hechten niet op metalen. In de paper van Heichal [24] vonden we een keramische pasta (OMEGA CC High Temperature cement, zie bijlage C) terug die voldoet aan de eisen en al gebruikt werd voor gelijkaardig onderzoek op motoren. Voor het maken van de las voor het dieptethermokoppel konden we terecht bij het Belgisch Instituut voor de Lastechniek (BIL). Zij stelden voor om te werken met hun percussielastoestel, een apparaat waarin een condensator opgeladen wordt en bij contact van de twee polen weer zeer snel ontlaadt. Op deze manier wordt een soort van mini puntlas bekomen. Voor het maken van deze inwendige las moest de koperdraad eerst voorzien worden van een keramisch laagje. Anders zou de las gebeuren op dat stuk van de koperdraad dat als eerste de kant raakt van het gat in het constantaan lichaam en dus niet onderaan in het gat. Vervolgens wordt met dezelfde percussielasmachine een constantaandraad op de constantaan cilinder gelast tussen het reeds gevulde en het nog lege gat. Daarna worden er nog 42

55 Hoofdstuk 5. Ontwerp coaxiale fluxmeter enkele druppels keramische pasta aangebracht rond de twee gelaste draden en tegen de cilinder, zodat de mechanische sterkte van de verbinding kan vergroot worden en er geen contact kan optreden tussen de twee draden. Op deze manier kan het werkstukje zonder problemen gehanteerd worden, zonder daarbij de fijne las stuk te maken. Er moet echter wel op gelet worden dat het andere gat vrij blijft. Enkel het gat dat gans door de cilinder gaat moet nu nog voorzien worden van een koperdraadje. Het is hier van belang dat de ruimte tussen de koperdraad en inwendige wand van het gat goed opgevuld kan worden, zodat bij montage van de sensor in de cilinder er geen compressieverlies kan optreden. Er werden daarom een groot aantal proeven uitgevoerd, om een optimale vulling te garanderen. Verder is het ook van belang dat deze koperdraden op voorhand voorzien zijn van een keramische laag, om te voorkomen dat ze bij het inbrengen de wand van het gaatje zouden raken en ongewenst contact veroorzaken tussen de twee metalen. In een eerste reeks proeven werd het gat volledig of gedeeltelijk opgevuld met keramische pasta alvorens de koperdraad erdoor te duwen. Hieruit bleek echter dat wanneer het gat volledig gevuld wordt, de pasta snel hard wordt en het onmogelijk is om de koperdraad nog tot aan het andere uiteinde te duwen. Er werd overgegaan naar het deels opvullen (en aandrukken) van het gat. Wanneer slechts enkele druppels aangebracht werden in het gat, was de ruimte tussen draad en wand onvoldoende gevuld. Indien meer druppels werden aangebracht, perste de draad te veel pasta uit het gat aan de andere zijde. Daardoor werd ook een slechte vulling bekomen van de ruimte tussen de draad en de wand. Succes bleef uit bij de eerste reeks van proeven, er moest dus gezocht worden naar andere mogelijkheden. Na het brainstormen over een nieuwe methode, werd een tweede reeks testen uitgevoerd. Er werd hierin geëxperimenteerd met verschillende mogelijkheden: Aanbrengen van een druppel op het gaatje en stapsgewijs de koperdraad in het gat duwen. Wanneer de draad het meeste van de druppel mee in het gaatje heeft genomen, wordt een nieuwe druppel aangebracht. Deels opvullen (en aandrukken) van het gat (met variatie van de vulling van het gat) en verder zoals in vorig punt. Het gat deels opvullen maar niet aandrukken en verder zoals in eerste puntje. De draad van een dikke tweede laag pasta voorzien en hem in het gat aanbrengen wanneer deze nog vloeibaar genoeg is. 43

56 Hoofdstuk 5. Ontwerp coaxiale fluxmeter Combinaties van bovenstaande methoden en al dan niet verschillende stappen aan een verschillend uiteinde van het gat uitvoeren. Uit de tweede reeks proeven bleek dat best vier druppels in het gat worden gebracht, zonder ze aan te drukken, langs één uiteinde van het gat. Daarna wordt de constantaan cilinder best omgekeerd om langs de andere zijde een druppel te leggen en de draad dan stapsgewijs in te voeren en meer druppels aan te brengen. De koperdraad wordt tot ongeveer 5 mm voorbij het uiteinde gebracht. Op deze manier wordt de beste vulling bekomen. Als de koperdraad op zijn plaats zit, worden op de achterzijde nog enkele druppels keramische pasta aangebracht, zodat ook deze draad mechanisch versterkt wordt en vast zit aan de andere draden (zie figuur 5.2). Aangezien de koperdraad nu wel voorbij het uiteinde zit wordt die in een volgende stap afgeknipt en gepolijst tot deze gelijk zit met de constantaan cilinder en er geen pasta meer op het kopvlak aanwezig is (zie figuur 5.3). Op dit vlak wordt dan nog een laagje koper gesputterd bij de vakgroep Vaste-stofwetenschappen, zodat de junctie van het oppervlaktethermokoppel gevormd wordt. De sensor wordt in de bout gemonteerd en op zijn plaats gehouden door de bout eerst op te vullen met de keramische pasta (zie figuur 5.4). Figuur 5.2: Foto van de eigen sensor Figuur 5.3: Foto van het kopvlak van de eigen sensor zonder opgedampt koperlaagje 44

57 Hoofdstuk 5. Ontwerp coaxiale fluxmeter 5.3 Finaal ontwerp De constructiestappen die uiteindelijk gevolgd zijn om de coaxiale sensor te maken kunnen als volgt samengevat worden: De aangekochte constantaan staaf in stukken zagen en effen maken van de kopvlakken zodat pastilles met een lengte van 10 mm bekomen worden. Twee koperen draadjes met een lengte van 10 cm voorzien van isolatie door er een laag van keramische pasta op aan te brengen. De pasta 24 u laten drogen. Het eerste koperen draadje in het blinde gat brengen en de junctie van het dieptethermokoppel maken met een percussielas. Een constantaan draadje met een lengte van 10 cm verbinden aan de achterkant van de pastille met een percussielas. De draadjes isoleren en vastzetten met keramische pasta. De pasta 24 u laten drogen. Vier druppels van de pasta in het doorlopende gat brengen, zonder ze aan te drukken. De pastille omkeren en langs de andere zijde een druppel van de pasta leggen. De tweede koperen draad stapsgewijs in het gat duwen en meer druppels aanbrengen. De draad tot ongeveer 5 mm voorbij het uiteinde brengen. De pasta 24 u laten drogen. De uitstekende koperen draad afknippen zodat er nog een klein beetje koper uit de sensor steekt. Daarna de sensor polijsten tot het kopvlak effen is. Het koperen laagje opdampen. Keramische pasta in de bout brengen en de sensor erin monteren. De pasta 24 u laten drogen. 45

58 Hoofdstuk 5. Ontwerp coaxiale fluxmeter 5.4 Boutontwerp In punt werd de uitwendige opbouw van de bout al beschreven. Inwendig moet de bout de eigen sensor kunnen borgen zodat deze gelijk zit met de cilinderwand en dit zonder dat er compressieverlies optreedt. Zo kwamen we tot het ontwerp in figuur 5.4. De volledige werkstuktekening bevindt zich in bijlage D. Figuur 5.4: Schets van het inwendig boutontwerp 46

59 Hoofdstuk 6 De Heat Flux Microsensor (HFM) 6.1 Beschrijving van de sensor Vatell produceert een serie van kleine fluxmeters: HFM-6, 7 of 8. De HFM voldoet aan de eis voor de reactiesnelheid van het oppervlaktethermokoppel en de nauwkeurigheid van de fluxmeting is de beste die in de literatuur gevonden werd (zie tabel 2.1). Nadeel van de HFM zijn de iets grotere buitenafmetingen (8, 75 mm), maar omdat op de CFR-motor M18 gaten voorhanden zijn is dit geen belemmering. De HFM kan perfect in een bout gemonteerd worden die in één van de gaten past. Hoewel de HFM sensoren al voor onderzoek naar de warmteoverdracht in verbrandingsmotoren gebruikt zijn, bleek het toch niet gemakkelijk om een juiste sensor te kiezen. De HFM moet bestand zijn tegen hoge temperaturen en tegen hoge drukken. Deze twee eisen bleken niet goed te combineren. De temperaturen in de verbrandingskamer lopen zeer hoog op. De gastemperaturen bereiken waarden van 800 à 1000 C met pieken tot 1500 à 2000 C. De wandtemperatuur van de cilinder loopt echter niet zo hoog op door de koeling ervan. In de literatuur worden voor benzinemotoren temperaturen rond de 200 à 250 C opgegeven [3]. De papers van Shudo [45, 46] en Wei [7] bevestigen dit voor waterstofmotoren. Er valt wel te verwachten dat de oppervlaktetemperatuur van de sensor kortstondig hoger kan oplopen als de vlam erop dooft. De druk in de CFR-motor kan oplopen tot ongeveer 60 bar [41]. Dit werd nog eens gecontroleerd tijdens een meting op de CFR-motor. Indien een HFM gekozen wordt die tegen zeer hoge temperaturen (tot 700 C) kan, dan is die maar bestand tegen een druk van 10 bar. Aangezien de sensor zeker hoge drukken moet aankunnen, werd de HFM-7 E/L aangekocht met volgende aanpassingen: De behuizing is uit nikkel gemaakt i.p.v. uit koper om hogere drukken aan te kunnen. Vatell garandeert een druk van 60 bar. 47

60 Hoofdstuk 6. De Heat Flux Microsensor (HFM) De kop van de sensor is met epoxy afgeschermd i.p.v. met keramiek om beter fluctuerende schuifspanningen, die door de fluctuerende drukken veroorzaakt worden, aan te kunnen. Normaal wordt de HFM in een gat met een diepte van 12 mm geklemd met behulp van een flens en een moer. Voor de montage in een langere bout voor de CFR-motor is een spacer toegevoegd tussen de flens en de moer van de sensor. De Zynolyte coating die standaard aangebracht wordt op het voorvlak van de sensor is achterwege gelaten zodat een snellere responstijd gehaald wordt. De sensor levert twee signalen. Enerzijds wordt de flux gemeten met behulp van een thermopile, anderzijds wordt de oppervlaktetemperatuur gemeten door middel van een thermistor die in een lus op het oppervlak van de sensor loopt (zie figuur 6.1). De eigenschappen van de HFM-7 E/L staan opgesomd in tabel 6.1 Tabel 6.1: Eigenschappen van de HFM-7 E/L sensor van Vatell Corp. Max. temp. kopvlak Max. temp. draden 230 C 200 C Responstijd 17 µs 0-95% stijgtijd 50 µs Behuizing Bedrading Thermistor Thermopile nikkel teflon platinum nichroom en constantaan Nauwkeurigheid 3% 6.2 Boutontwerp In punt werd de uitwendige opbouw van de bout al beschreven. Inwendig moet de bout de HFM kunnen borgen zodat deze gelijk zit met de cilinderwand. De inbouwaf- 48

61 Hoofdstuk 6. De Heat Flux Microsensor (HFM) Figuur 6.1: Bovenaanzicht van een Heat Flux Microsensor van Vatell: centraal op het kopvlak ligt de serieschakeling van thermokoppels en in een cirkelvorm erond de thermistor metingen zijn door Vatell zelf opgegeven, maar de bout voor de sensor is langer dan de opgegeven inbouwdiepte. Hierdoor is het nodig een spacer te gebruiken om de sensor in de bout te klemmen. Zo komt men uiteindelijk tot het ontwerp in figuur 6.2. De volledige werkstuktekening bevindt zich in bijlage E. Figuur 6.2: Schets van het inwendig boutontwerp De afmetingen vooraan de bout met de fijne toleranties moeten de sensor borgen en zorgen ervoor dat in de motor geen compressieverlies kan optreden. Een spacer met lengte van 35 mm zorgt ervoor dat de flens van de sensor aangedrukt kan worden door een kleinere bout (M12) achteraan in het gat. 49

62 Hoofdstuk 6. De Heat Flux Microsensor (HFM) 6.3 Meetkring Zoals eerder vermeld levert de HFM twee signalen die opgemeten moeten worden. Enerzijds een spanning evenredig met de warmteflux en anderzijds de weerstand van de thermistor die varieert met de temperatuur van het laagje van de thermopile. Het eerste signaal wordt het HFS-signaal genoemd en het tweede is het RTS-signaal. Om de weerstandswaarde op te meten geeft Vatell aan dat er een stroom van 100 µa door de thermistor gestuurd moet worden. Als de spanningsval over de thermistor gemeten wordt, dan kan de weerstand hieruit bekomen worden. De sensor is door Vatell gekalibreerd en via de meegeleverde kalibratiecoëfficiënten kan de correcte flux uit deze twee signalen berekend worden. Deze coëfficiënten worden weergegeven in bijlage G. Bij Vatell kan een bijhorende versterker en software aangekocht worden die de twee signalen uitleest en omzet naar een correcte flux (zie bijlage H). Er werd echter eerst geprobeerd om met reeds aanwezige toestellen een meetkring op te bouwen en ervaring met de sensor op te doen. Het HFS-signaal varieert met ongeveer 139 µv/ W cm 2, de weerstand van de thermistor varieert met ongeveer 0, 24 Ω/ C (de exacte waarden staan in de kalibratie certificaat van Vatell, bijlage G). Een versterker is zeker noodzakelijk om de signalen zichtbaar te krijgen op een oscilloscoop en om ze met de bestaande DAQ-kaart in te lezen. De meetkring is na enkele aanpassingen (zie punt 8.1) als volgt opgebouwd: De sensor wordt geleverd met een vrouwelijke Lemo connector. Het bedradingschema is weergegeven in figuur 6.3. Figuur 6.3: Bedradingschema van de Lemo connectoren van de HFM sensor 50

63 Hoofdstuk 6. De Heat Flux Microsensor (HFM) Een afgeschermde kabel wordt aan de ene kant voorzien van een mannelijke Lemo connector. Aan het andere uiteinde wordt een Lumberg connector geplaatst. Deze is verbonden met de twee uitgangen van het HFS-signaal om ze aan te sluiten op de versterker. De twee uitgangen van het RTS-signaal worden aan de voorkant van de connector met een tweede afgeschermde kabel naar buiten gebracht. Deze worden open gelaten om met de stroombron te verbinden. Een derde kabel wordt aan de ene kant van een Lumberg connector voorzien en aan de andere kant opengelaten om ook op de stroombron aangesloten te worden. Deze kabel brengt de spanning over de thermistor naar de versterker. Een gelijkstroombron van Fluke die stromen kan leveren tussen 1 en µa, stuurt een stroom van 101 µa (100 µa kan niet ingesteld worden) door de thermistor. Een gelijkspanningsversterker van Honeywell versterkt de twee spanningssignalen. Versterkingsfactoren van 10 tot 1000 kunnen ingesteld worden. Achteraan de versterker worden twee coaxiale kabels aangesloten zodat de twee versterkte signalen op een oscilloscoop kunnen weergegeven worden. De twee coaxiale kabels kunnen zo ook in de bestaande meetkast van de motor aangesloten worden om de signalen met de DAQ-kaart in te lezen en te verwerken. 6.4 Signaalverwerking Hieronder worden de vergelijkingen uit de handleiding van de sensor besproken die nodig zijn voor de signaalverwerking. Vatell geeft volgende vergelijkingen op om uit de gemeten spanning over de thermistor de weerstand te halen: R = V RT S I RT S G RT S + R 0 R 0 = e T 0 + f (6.1a) (6.1b) Met: R: de weerstand van de thermistor, [Ω] V RT S : de versterkte spanningsval over de thermistor, [V ] I RT S : de stroom die door de thermistor gestuurd wordt, [A] 51

64 Hoofdstuk 6. De Heat Flux Microsensor (HFM) G RT S : de versterkingsfactor T 0 : temperatuur waarbij de uitgelezen spanning op nul gelegd wordt, [ C] R 0 : de weerstand van de thermistor horende bij de temperatuur T 0, [Ω] e en f: kalibratiecoëfficiënten gegeven in bijlage G Voor iedere meting moet V RT S bij een gekende temperatuur T 0 op nul gelegd worden om zo een referentie te bekomen. De weerstand van de thermistor die bij deze referentietemperatuur hoort wordt met vergelijking 6.1b berekend en bijgeteld in vergelijking 6.1a. Het lukte niet om met de versterker de uitgelezen spanning naar nul te verschuiven bij omgevingstemperatuur. Daarom zal voor iedere meting V RT S bij omgevingstemperatuur opgemeten worden. Deze waarde wordt afgetrokken van de opgemeten spanningen en zo wordt vergelijking 6.1a omgevormd tot: R = V RT S V RT S,0 I RT S G RT S + R 0 (6.1c) Met: V RT S,0 : de versterkte spanningsval over de thermistor bij T 0, [V ] De temperatuur van de thermopile wordt uit de berekende weerstand gehaald met volgende vergelijking: T = a R 3 + b R 2 + c R + d (6.1d) Met: T : de te bepalen temperatuur, [ C] a, b, c en d: kalibratiecoëfficiënten gegeven in bijlage G De warmteflux kan uit het HFS-signaal gehaald worden met volgende vergelijking, waarbij de temperatuur van de thermopile optreedt als correctie op de gemeten spanningswaarde: 52

65 Hoofdstuk 6. De Heat Flux Microsensor (HFM) q = V HF S G HF S (g T + h) (6.2) Met: q: de warmteflux, [ W cm 2 ] V HF S : de versterkte spanningsval over de thermopile, [V ] G HF S : de versterkingsfactor g en h: kalibratiecoëfficiënten gegeven in bijlage G 6.5 Opmerkingen Soort warmtebron De HFM meet de totale flux die door de thermopile loopt. Indien deze flux door een stralingsbron opgelegd wordt, is de gemeten flux niet gelijk aan de opgelegde flux doordat de emissiviteit van het oppervlakte van de HFM niet gelijk is aan 1. Deze emissiviteit wordt bij de kalibratie van de sensor gemeten en wordt bij de gevoeligheid (coëfficiënt h, bijlage G) in rekening gebracht, zodat de warmteflux van een stralingsbron correct gemeten kan worden met vergelijking 6.2. Indien de flux opgelegd wordt door conductie of convectie, dan is een correctie op de berekende flux nodig. q b = q g ɛ (6.3) Met: q b : de warmteflux opgelegd door de convectie- of conductiebron, [ ] W cm 2 q g : de warmteflux gemeten met de HFM, [ ] W cm 2 ɛ: de emissiviteit van de oppervlakte van de sensor Indien de flux veroorzaakt wordt door een combinatie van straling en convectie of conductie, dan kan de flux niet correct gemeten worden omdat het aandeel van de straling op voorhand gekend moet zijn, gezien enkel op dit deel vergelijking 6.3 niet toegepast moet worden. De effecten zouden gescheiden moeten kunnen optreden om het aandeel van de straling te bepalen. 53

66 Hoofdstuk 6. De Heat Flux Microsensor (HFM) Invloed versterkingsfactor op stijgtijd De tijdsconstante van de aangekochte sensor bedraagt 17 µs en de 0-95% rise time bedraagt 50 µs. Deze kunnen echter door de versterker aangetast worden. De versterkingsfactor en bandbreedte van de versterker hebben een invloed op de tijdsconstante en de stijgtijd van de instrumentatiekring, er bestaat een afweging tussen beide. De bandbreedte van de versterker moet verkleinen indien de versterkingsfactor vergroot om dezelfde stijgtijd te behouden. Deze trade-off wordt door het zogenaamde Gain-Bandwidth product weergegeven: F = G B (6.4) Met: F: het Gain-Bandwidth product van de versterker, [ Hz] G: de versterkingsfactor B: de bandbreedte van de versterker, [ Hz] Eenvoudige versterkers hebben een constante F, waardoor de stijgtijd van de sensor bepaald wordt door de ingestelde versterking. Om de volle snelheid van de sensor te benutten zou de versterker een bandbreedte van 40 khz moeten hebben (B = 2/rise time = 2/( ) = ). Neem bijvoorbeeld een versterker met een Gain-Bandwidth product van 1 MHz. De maximale versterking kan dan als volgt bepaald worden: G = F B = = 25 (6.5) De maximale versterking zou dus slechts 25 bedragen. De versterkers die bij Vatell gekocht kunnen worden hebben geen constante Gain-Bandwidth product. F is afhankelijk van de versterking en deze staan opgegeven in de datasheets. Er is geen datasheet teruggevonden van de versterker die in de huidige meetkring gebruikt wordt. Bovenstaande invloed zal bij de eerste metingen op de kalibratieproefstand onderzocht worden. 54

67 Hoofdstuk 7 Kalibratie 7.1 Kalibratie van de rise time Om zeker te zijn dat gemeten waarden daadwerkelijk een betekenis hebben, is het van belang dat de rise time van de sensor veel kleiner is dan de karakteristieke tijd van de opgelegde warmteflux. Indien we bijvoorbeeld 10 metingen per graad krukhoek wensen, moet de rise time volgens vergelijking 2.3 minstens 27 µs bedragen voor de CFR-motor, die een vaste rotatiesnelheid heeft van 600 rpm. De kalibratie van de rise time kan gebeuren met behulp van een opstelling zoals beschreven in punt 2.4. Om de rise time van de eigen sensor te bepalen, werd een kalibratieproefstand opgebouwd. Voor deze opstelling wordt een verticale oven gebruikt als bron. Hierboven wordt een houten plaat, afgeschermd met een gegalvaniseerde plaat (reflectie), op een statief bevestigd. In deze dubbele plaat worden drie gaten voorzien, één voor de bevestiging van de motor, twee voor bouten met sensoren in. Op die manier kunnen we de sensoren positioneren boven de oven en net achter de vlinder. Het signaal van de te controleren sensor wordt via de geschikte meetkring in de DAQ-kaart ingelezen. Het toerental van de elektromotor wordt ingesteld via een potentiometer. De gekozen motor (zie bijlage J) zend 36 pulsen per toer uit naar een frequentieteller. Hierdoor kan het toerental van de motor nauwkeurig bepaald worden. Met de variatie van de omwentelingssnelheid van deze elektromotor kan een wisselend toerental van de verbrandingsmotor gesimuleerd worden. De vlinder veroorzaakt twee pieken per omwenteling van de elektromotor, waardoor 1 omwenteling van de elektromotor overeenkomt met 4 omwentelingen in een viertaktmotor of 2 omwentelingen in een tweetaktmotor. De proefstand is weergegeven in figuren 7.1 en

68 Hoofdstuk 7. Kalibratie Figuur 7.1: Foto van de rise time kalibratieproefstand Figuur 7.2: Onderzijde van de rise time kalibratieproefstand (de vlinder en de twee gaten met bout en sensor zijn zichtbaar) 56

69 Hoofdstuk 7. Kalibratie Uit de bekomen metingen, zoals bijvoorbeeld in figuur 8.11, kan de stijgtijd bepaald worden. Hierbij moet wel rekening gehouden worden met de stijgtijd van het blootstellen van de bron aan de sensor, met andere woorden er is een bepaalde tijd tussen het blootstellen van het eerste deel van de sensor door de vlinder en het blootstellen van het ganse sensoroppervlak. Die tijd wordt bepaald door de diameter van de sensor en de afstand van de sensor tot de as van de vlinder. Voor elke sensordiameter en afstand tot de motoras moet dus de openingshoek bepaald worden. Samen met de rotatiesnelheid van de vlinder bepaalt deze openingshoek de stijgtijd van het blootstellen van de bron aan de sensor. Deze proefopstelling wordt ook gebruikt voor het bepalen van de stijgtijd van de meetkring van de HFM. Aangezien de datasheets van de versterkers niet meer beschikbaar zijn, is het twijfelachtig of de rise time van de gemeten waarden voldoen voor toepassing op de CFR. De bandbreedte en de versterkingsfactor van de gebruikte versterker hebben namelijk een invloed op de rise time van het geheel (zie punt 6.5.2). De resultaten van deze metingen worden besproken in hoofdstuk Kalibratie van de warmteflux Om de warmteflux te berekenen uit de twee temperaturen van de eigen sensor via de Fouriermethode is het nodig de thermische diffusiviteit en de conductiecoëfficiënt van de sensor te kennen. De conductiecoëfficiënt van het constantaan is opgegeven door de leverancier, hierdoor moet enkel de thermische diffusiviteit nog bepaald worden. De kalibratie van de warmteflux door de eigen sensor kan dan op twee manieren gebeuren. De eerste mogelijkheid is door het bepalen van de thermische diffusiviteit van de sensor op de rise time kalibratieproefstand (zie punt 7.1). Een tweede methode is de eigen sensor te refereren aan een gekalibreerde sensor en zo de thermische diffusiviteit te bepalen. De kalibratie aan de hand van beide methoden zal hier kort worden toegelicht, de uitvoering ervan kon echter niet meer gerealiseerd worden wegens tijdsgebrek Warmteflux kalibratie op de rise time proefstand Bij deze methode wordt in een eerste stap een steady state warmteflux aangelegd op de sensor. De warmteflux kan dan bepaald worden met de formule 2.5 aangezien de conductiecoëfficiënt k van het aangekochte constantaan gekend is (zie bijlage B). In de tweede stap worden fluctuaties aangelegd in de oppervlaktetemperatuur door de vlinder te activeren. De bekomen signalen van oppervlakte- en dieptethermokoppel worden dan 57

70 Hoofdstuk 7. Kalibratie ingelezen met de DAQ-kaart en opgeslagen op de pc. De verwerking van deze meetsignalen en dus de bepaling van de thermische diffusiviteit zal dan gebeuren via de ééndimensionale Fourieranalyse beschreven in punt Hierbij wordt de thermische diffusiviteit iteratief bepaald, door deze in de Fourieranalyse in te voegen. De correcte thermische diffusiviteit wordt bekomen wanneer het maximum van de warmteflux overeenkomt met de eerder gemeten flux onder steady state condities en wanneer het minimum gelijk is aan nul. Deze methode heeft echter twee nadelen. Ten eerste is de warmteflux van de bron veel kleiner dan de flux die verwacht wordt in de verbrandingskamer, waardoor we een klein verlies hebben op de nauwkeurigheid van de bepaalde thermische diffusiviteit. Ten tweede is het voor deze methode noodzakelijk om de afstand tussen de twee meetpunten (oppervlakteen dieptethermokoppel) nauwkeurig te bepalen. Aangezien de junctie van het dieptethermokoppel inwendig in het constantaan tot stand komt, is het echter niet evident om deze afstand te bepalen. Er werd gedacht om via radiografisch onderzoek een vergroot beeld te maken van de cilinders en zo de afstand tussen de twee juncties te bepalen. Bij het BIL zijn ze er echter niet in geslaagd om voldoende contrast op de foto s te krijgen, waardoor bepaling van de afstand niet mogelijk was. Deze methode is dus enkel toepasbaar als een oplossing kan gevonden worden voor de afstandsbepaling Warmteflux kalibratie met gekalibreerde referentie Door toepassing van de Fourieranalyse beschreven in punt bepalen we de numerieke coëfficiënten in de randcondities 2.7 en 2.8. De warmteflux kennen we doordat we gebruik maken van een tweede, gekalibreerde sensor, die als referentie dienst doet. In vergelijking 2.10 is de thermische diffusiviteit dan de enige onbekende en kan dus hieruit bepaald worden. Eens we de thermische diffusiviteit van de sensor kennen, kan de Fouriermethode worden toegepast op de eigen sensor voor het berekenen van de warmteflux. Als referentie zou de HFM gebruikt kunnen worden, maar ook bij WarringtonFireGent was men bereid hun nauwkeurige referentie ter beschikking te stellen. Bij hen zouden de proeven kunnen plaatsvinden in een cone calorimeter. Beide referenties hebben een nauwkeurigheid van 3%. Voor deze methode gelden echter dezelfde nadelen als bij de kalibratie van de warmteflux op de rise time proefstand. Ook hier is de bron onvoldoende sterk en is een nauwkeurige kennis vereist van de afstand tussen de twee juncties. De conclusie is dus dat naar een nieuwe methode gezocht moet worden om deze afstand te bepalen of eventueel een andere kalibratiemethode moet worden gebruikt. 58

71 Hoofdstuk 8 Metingen In dit hoofdstuk worden enkele initiële metingen besproken die uitgevoerd zijn met de aangekochte HFM sensor. Er wordt stapsgewijs te werk gegaan om de gevoelige sensor niet te sterk te belasten en om ervaring te krijgen met het gebruik ervan. Eerst worden metingen besproken die uitgevoerd zijn op de proefopstelling voor de kalibratie van de rise time van de sensoren. Daarna wordt het nut beschreven van metingen bij compressorwerking (geen ontsteking van de brandstof) op de CFR-motor. Deze metingen zelf zijn niet meer uitgevoerd. De code gebruikt voor de verwerking van de metingen is gegeven in bijlage K. Aan het begin van het programma worden enkele bestandsnamen aan de gebruiker gevraagd. Dit zijn de bestanden waarin de metingen opgeslagen zijn. De gebruiker krijgt ook de mogelijkheid om het aantal cyclussen van het HFS-signaal waarmee hij/zij wil verder werken op te geven. Ook de eerste cyclus kan opgegeven worden. 8.1 Metingen met de rise time kalibratieproefstand De proefstand beschreven in punt 7.1 is de eerste stap om het gebruik van de aangekochte HFM sensor en de opgebouwde meetkring te testen. De eerste opbouw van de meetkring werd niet goed bevonden omdat er te veel ruis op de gemeten signalen zat. De signalen waren zelfs niet van de ruis te onderscheiden. Daarom werd de meetkring zo zorgvuldig mogelijk opgebouwd zoals beschreven in hoofdstuk 6. Elke bron van ruis werd zo goed mogelijk afgeschermd of geëlimineerd. Voor het HFS-signaal leverde dit gunstige resultaten. Dit hoofdsignaal was duidelijk van de ruis te onderscheiden en er kon overgegaan worden op eerste metingen. Voor het RTS-signaal werd daarentegen geen vooruitgang geboekt. Onversterkt bleef de ruis 20 à 50 mv bedragen terwijl bij kamertemperatuur de spanning 59

72 Hoofdstuk 8. Metingen over de thermistor ongeveer 13 mv bedraagt. Daarenboven is de voedingsfrequentie van 50 Hz duidelijk in het opgemeten signaal zichtbaar. Het met een multimeter uitgemiddelde gemeten RTS-signaal bleek wel niet noemenswaardig te stijgen tijdens de testen op de kalibratieproefstand. De temperatuur van de thermopile loopt dus niet snel op, waardoor de sensor zonder gevaar op vernietigen in de proefstand gebruikt kon worden. Indien via een fast Fourier transform (FFT) het spectrum van het RTS-signaal bekeken wordt, dan lijkt het dubbele van de vlinderfrequentie (twee openingen per toer) toch in het temperatuursignaal aanwezig te zijn. De amplitude horende bij die frequentie is wel zeer klein tegenover amplitudes van storingsfrequenties. In figuren 8.1 en 8.2 wordt het FFT-spectrum van de temperatuur van de thermistor opgemeten met een vlindersnelheid van 700 rpm getoond. Figuur 8.1 geeft de frequentie tot aan 150 Hz weer. De amplitude Figuur 8.1: FFT-spectrum van het berekende temperatuursignaal van de thermistor (700 rpm) horende bij de storingsfrequentie van 50 en 100 Hz is duidelijk overheersend. De derde harmonische piek van 50 Hz is zichtbaar bij 150 Hz. Figuur 8.2 is een uitvergroting van figuur 8.1. Daar valt een extra storing met een frequentie van 6 à 7 Hz op te merken. Van deze storing zijn twee pieken zichtbaar, één met de frequentie van 6 à 7 Hz en één met het dubbele ervan (2de harmonische). Belangrijk is dat er een klein piekje te zien is met een frequentie van ongeveer 23 Hz. Deze komt overeen met het dubbele van de frequentie van de vlinder. Hetzelfde valt op te merken bij het FFT-spectrum van het tem- 60

73 Hoofdstuk 8. Metingen Figuur 8.2: FFT-spectrum van het berekende temperatuursignaal van de thermistor (700 rpm) peratuursignaal opgemeten bij een vlindersnelheid van 600 rpm (zie figuur 8.3). De pieken bij 6 à 7, 13 en 50 Hz zijn terug aanwezig. Nu is er echter een klein piekje bijgekomen bij 20 Hz, het dubbele van de vlinderfrequentie. Ook bij het temperatuursignaal opgemeten bij een rotatiesnelheid van 500 rpm (zie figuur 8.4) verschijnt er een extra piekje bij het dubbele van de vlinderfrequentie (16, 8 Hz). Met de huidige meetkring kan de temperatuur van het laagje van de thermopile door de ruis dus niet nauwkeurig bepaald worden. Voorlopig wordt in vergelijking 6.2 het gemiddelde van het temperatuursignaal ingevuld. 61

74 Hoofdstuk 8. Metingen Figuur 8.3: FFT-spectrum van het berekende temperatuursignaal van de thermistor (600 rpm) Figuur 8.4: FFT-spectrum van het berekende temperatuursignaal van de thermistor (500 rpm) 62

75 Hoofdstuk 8. Metingen In figuur 8.5 wordt het temperatuursignaal getoond dat opgemeten is bij een vlindersnelheid van 700 rpm. De storing met een frequentie van 50 Hz is aangeduid. In figuren 8.6 tot Figuur 8.5: Berekende temperatuursignaal (700 rpm) 8.8 worden enkele digitale laagdoorlaat Butterworth filters toegepast op het temperatuursignaal van figuur 8.5 in de hoop de ruis te onderdrukken. De doorlaatfrequentie wordt stap voor stap verkleind van 100 tot 10 Hz. Bij de eerste en de tweede filter is de storing met een frequentie van 50 Hz nog overwegend, maar eens deze eruit gefilterd wordt is enkel nog de frequentie van 6 à 7 Hz zichtbaar. Het is evenwel niet mogelijk om het dubbele van de vlinderfrequentie eruit te halen. 63

76 Hoofdstuk 8. Metingen Figuur 8.6: Berekend temperatuursignaal (700 rpm, laagdoorlaatfilter tot 100 Hz) Figuur 8.7: Berekend temperatuursignaal (700 rpm, laagdoorlaatfilter tot 50 Hz) 64

77 Hoofdstuk 8. Metingen Figuur 8.8: Berekend temperatuursignaal (700 rpm), laagdoorlaatfilter tot 10 Hz) Ook het HFS-signaal werd ingelezen voor verschillende toerentallen van de vlinder. De verwachte kanteelvormen werden bekomen en enkele daarvan worden verder besproken. Doordat de juiste temperatuur niet bepaald kan worden uit het opgemeten RTS-signaal is de exacte waarde van de flux niet te bepalen, maar de vorm klopt wel. De opgemeten fluxsignalen worden voor twee rotatiesnelheden van de vlinder weergegeven in figuren 8.9 en Er zijn 10 cycli weergegeven bij een rotatiesnelheid van 700 rpm en 50 bij 3150 rpm. Deze opeenvolgende cycli zijn uit het volledig opgemeten signaal gehaald. In figuur 8.10 vallen er meer uitschieters op te merken. Dit komt doordat tussen de eerste en de tweede meting het pyrex glas boven de oven verwijderd is. Hierdoor is er meer luchtbeweging boven de oven door convectieverschijnselen en hebben de kanteelvormen geen vlakke bovenkant bij 3150 rpm. Het gemiddelde van de temperatuur van de thermistor is, zoals eerder gezegd, gebruikt om de absolute waarde van de flux te bepalen. De twee signalen zijn opgemeten bij een verschillende stand van de oven en ondanks de grote onzekerheid op de absolute waarde van de flux is dit zichtbaar in de hoogte van de kanteelvormen. Bij 700 rpm schommelt de hoogste flux tussen 0, 4 en 0, 5 W/cm 2 en bij 3150 rpm schommelt deze tussen 0, 9 en 1, 2 W/cm 2. In figuren 8.11 en 8.12 wordt van de vernoemde cycli de gemiddelde cyclus weergegeven. 65

78 Hoofdstuk 8. Metingen Figuur 8.9: Warmteflux van 10 cycli, gebruikt om de gemiddelde cyclus te berekenen (700 rpm) Figuur 8.10: Warmteflux van 50 cycli, gebruikt om de gemiddelde cyclus te berekenen (3150 rpm) 66

79 Hoofdstuk 8. Metingen Figuur 8.11: Gemiddelde warmteflux (700 rpm) Figuur 8.12: Gemiddelde warmteflux (3150 rpm) 67

80 Hoofdstuk 8. Metingen Twee willekeurige cycli van de opgemeten fluxsignalen worden gebruikt om een idee te krijgen van de rise time. In figuur 8.13 en 8.14 is een uitvergroot stuk van een stijgende flank bij respectievelijk 700 rpm en 3150 rpm weergegeven. Eerst moet de tijd berekend worden van het begin van de blootstelling tot de volledige blootstelling aan de flux. Deze moet immers van de gemeten stijgtijd afgetrokken worden, zoals beschreven in punt 7.1. De diameter van de HFM (y) bedraagt 8, 75 mm, de afstand tot de as van de motor (= x) is gelijk aan 99, 7 mm. Via volgende vergelijking wordt de openingshoek bekomen: openingshoek = 2 arcsin( y 2 x ) 180 8, 75 = arcsin( π 2 99, 7 ) 180 π = 5, 0 (8.1) Deze openingshoek resulteert in een openingstijd van 1196 µs bij 700 rpm en 266 µs bij 3150 rpm. Hieruit valt een 0-95% stijgtijd van ongeveer 474 µs af te leiden bij 700 rpm en 254 µs bij 3150 rpm. Beide liggen een stuk boven de verwachte waarde van 50 µs. Hoogstwaarschijnlijk is dit te wijten aan de invloed van de Gain-Bandwidth product van de versterker, zoals beschreven in punt Er is een klein verschil tussen beide stijgtijden, dit komt doordat ze arbitrair uit de figuren bepaald zijn. Figuur 8.13: Willekeurige stijgende flank van het fluxsignaal (700 rpm) 68

81 Hoofdstuk 8. Metingen Figuur 8.14: Willekeurige stijgende flank van het fluxsignaal (3150 rpm) 8.2 Metingen bij compressiewerking Eerst wordt er gecontroleerd of het nut heeft om warmteoverdracht te meten als de motor op compressiewerking draait. De warmteoverdracht tussen lucht en brandstofmengsels wordt vergeleken om een idee te hebben van de invloed van de molfractie van de brandstof. Bij compressiewerking moet de hoeveelheid geïnjecteerde brandstof beperkt worden om geen ontsteking van het mengsel en bijhorende ongecontroleerde verbranding te krijgen. Indien de warmteoverdracht reeds bij kleine molfracties van de brandstof een significant verschil ten opzichte van lucht vertoont, kunnen metingen bij compressiewerking uitgevoerd worden. De correlatie voor de convectiecoëfficiënt van Annand [5] wordt als basis gebruikt (het aandeel van de straling wordt achterwege gelaten, zie punt 2.1.3): 69

82 Hoofdstuk 8. Metingen Nu = a Re b (8.2a) Met: Nu: het Nusselt-getal a en b: paramters van de correlatie Re: het Reynolds-getal Parameter b varieert tussen 0,7 en 0,8 en wordt verder gelijk gesteld aan 0,7. Annand verwaarloosde de invloed van het Prandtl-getal om de berekeningen te vereenvoudigen, maar tegenwoordig is dit niet meer nodig. In correlaties voor warmteoverdracht wordt het Reynolds-getal meestal vermenigvuldigd met het Prandtl-getal tot de macht 1 3 : Nu = a Re 0,7 P r 1 3 (8.2b) De definities van het Nusselt-, Reynolds- en Prandtl-getal: Nu = L h k Re = L v ν P r = µ c p k (8.2c) (8.2d) (8.2e) Met: P r: het Prandtl-getal L: een karakteristieke lengte, voor motoren de cilinderdiameter D, [m] h: de gezochte convectiecoëfficiënt, [ ] W m 2 K k: de conductiecoëfficiënt van het brandstofmengsel, [ ] W mk v: karakteristieke snelheid, Annand gebruikte de zuigersnelheid, [ ] m s [ ] ν: de kinematische viscositeit, m 2 s ] µ: de dynamische viscositeit, [ kg ms c p : de warmtecapaciteit van het brandstofmengsel, [ ] J K 70

83 Hoofdstuk 8. Metingen Zo wordt de vergelijking voor de convectiecoëfficiënt: h = k D a (D v ν )0,7 ( µ c p k ) 1 3 k 2 3 = ν 0,7 (µ c p ) 1 3 a v0,7 D 0,3 (8.2f) Enkel de eerste breuk is afhankelijk van de samenstelling van het brandstofmengsel: [ k 2 ( ) 1 ( ) 3 J 3 s ] term =, ν 0,7 (µ c p ) 1 3 kgk m 52 (8.2g) Vergelijking 8.2g geeft de invloed van de samenstelling van het brandstofmengsel op de warmteoverdracht weer. Om het nut van compressiewerking in te schatten wordt deze term berekend voor lucht, waterstof-lucht en methaan-lucht mengsels met verschillende molfracties aan waterstof en methaan. Het procentueel verschil van de term voor de mengsels ten opzichte van lucht wordt bekeken. Methodes om ν, µ, k en c p voor gasmengsels te berekenen werden genomen uit [47]. In tabel 8.1 staat de berekende term voor lucht bij twee verschillende temperaturen, in tabellen 8.2 tot 8.5 staat het resultaat voor waterstof-lucht en methaan-lucht mengsels bij dezelfde twee temperaturen. Een hogere temperatuur heeft een kleine verandering ten opzichte van kamertemperatuur, maar enkel bij waterstof-lucht mengsels valt een significant verschil met lucht te verwachten. Reeds vanaf een molfractie van 0,05 toont de berekening een verschil van ongeveer 30% met lucht. Bij 0,3 (luchtfactor λ ongeveer 1) loopt dit verschil al op tot ongeveer 130%. Dit komt door het grote verschil in densiteit en warmtecapaciteit tussen waterstof en lucht. Bij methaan is de invloed van de temperatuur groter, maar bij een molfractie van 0,1 (ongeveer luchtfactor 1) toont de berekening een verschil met lucht tussen 4% en 10%. De druk heeft enkel invloed op de kinematische viscositeit en deze invloed is dezelfde voor zowel lucht, waterstof-lucht als methaan-lucht mengsels. De druk heeft dan ook geen invloed op de berekende term. Enkel bij een waterstof-lucht mengsel is er een significant verschil met lucht ten opzichte van de meetnauwkeurigheid. Het lijkt dus enkel voor deze mengsels nuttig om bij compressiewerking te meten. 71

84 Hoofdstuk 8. Metingen Tabel 8.1: Berekende term voor lucht temperatuur ( C) term 54,58 40,27 Tabel 8.2: Invloed van de molfractie waterstof op de warmteoverdracht bij 25 C molfractie H2 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 gewichtsfractie H2 0,0007 0,0014 0,0022 0,0029 0,0037 0,01 0,01 0,02 0,02 0,03 0,04 λ 41,40 20,49 13,52 10,04 7,95 3,76 2,37 1,67 1,25 0,98 0,78 term 56,31 59,86 63,29 66,61 69,82 84,49 97,12 107,94 117,12 124,76 130,95 % verschil met lucht 7,01% 13,76% 20,28% 26,59% 32,70% 60,58% 84,57% 105,15% 122,58% 137,11% 148,88% Tabel 8.3: Invloed van de molfractie methaan op de warmteoverdracht bij 25 C molfractie CH4 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,15 0,2 0,25 gewichtsfractie CH4 0,0056 0,0112 0,0169 0,0226 0,0284 0,0343 0,04 0,05 0,05 0,06 0,09 0,12 0,16 λ 10,39 5,14 3,39 2,52 1,99 1,64 1,39 1,21 1,06 0,94 0,59 0,42 0,31 term 52,86 53,11 53,35 53,60 53,84 54,07 54,31 54,54 54,77 55,00 56,11 57,17 58,18 % verschil met lucht 0,47% 0,94% 1,40% 1,86% 2,32% 2,77% 3,21% 3,66% 4,10% 4,53% 6,64% 8,66% 10,57% 72

85 Hoofdstuk 8. Metingen Tabel 8.4: Invloed van de molfractie waterstof op de warmteoverdracht bij 300 C molfractie H2 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 gewichtsfractie H2 0,0007 0,0014 0,0022 0,0029 0,0037 0,01 0,01 0,02 0,02 0,03 0,04 λ 41,40 20,49 13,52 10,04 7,95 3,76 2,37 1,67 1,25 0,98 0,78 term 42,50 45,14 47,69 50,16 52,54 63,47 72,91 81,03 87,95 93,74 98,46 % verschil met lucht 5,54% 12,10% 18,42% 24,55% 30,48% 57,60% 81,04% 101,21% 118,40% 132,78% 144,50% Tabel 8.5: Invloed van de molfractie methaan op de warmteoverdracht bij 300 C molfractie CH4 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,15 0,2 0,25 gewichtsfractie CH4 0,0056 0,0112 0,0169 0,0226 0,0284 0,0343 0,04 0,05 0,05 0,06 0,09 0,12 0,16 λ 10,39 5,14 3,39 2,52 1,99 1,64 1,39 1,21 1,06 0,94 0,59 0,42 0,31 term 40,71 41,14 41,57 42,00 42,42 42,84 43,26 43,68 44,09 44,50 46,52 48,46 50,35 % verschil met lucht 1,08% 2,16% 3,23% 4,29% 5,34% 6,39% 7,43% 8,46% 9,49% 10,51% 15,51% 20,35% 25,02% 73

86 Hoofdstuk 9 Besluiten Met deze scriptie zijn de eerste stappen gezet in de richting van een nieuwe correlatie voor de warmteoverdracht in een waterstofverbrandingsmotor. Een uitgebreide literatuurstudie naar de bestaande meet- en berekeningsmethoden is uitgevoerd, hierbij werden twee verschillende methoden aangetroffen, een warmtebalans en een fluxsensor. De warmtebalans van de beschikbare testmotor kon niet sluitend gemaakt worden, vooral omdat een groot deel van de in- en uitlaat omgeven is door koelwater. Een fluxsensor meet de ogenblikkelijke flux, de grootste uitdagingen bij de constructie ervan zijn de kleine afmetingen en de snelle responstijd. Drie verschillende sensoren op basis van twee temperatuurmetingen op een afstand van elkaar zijn geselecteerd voor uitvoering. Bij deze selectie is er vooral rekening gehouden met de bevindingen van voorgaande onderzoeken en de inbouwmogelijkheden in de beschikbare CFR-motor. De eerste sensor is een zogenaamde coaxiale sensor. Een eigen constructiemethode op basis van de sensor van Yoshida is uitgedacht. De constructiestappen zijn uitgevoerd en de sensor is klaar voor gebruik. Voor de metingen met deze sensor van start kunnen gaan, zal een kalibratie van de stijgtijd en de meetsignalen uitgevoerd moeten worden. De tweede sensor, de HFM-7 E/L, is van het film type en is aangekocht bij Vatell. De sensor meet de flux met behulp van een thermopile. Vatell heeft enkele aanpassingen aangebracht zodat de sensor gebruikt kan worden voor metingen in een verbrandingsmotor. Een meetkring werd opgebouwd met een stroombron en versterkers die op de vakgroep beschikbaar waren. Uit initiële metingen blijkt echter dat deze kring niet voldoet aan de vooropgestelde eisen. De opgemeten signalen worden te veel beïnvloed door ruis ondanks het feit dat afgeschermde kabels gebruikt zijn. Bovendien is de stijgtijd van de kring niet snel genoeg. Bij de opbouw van een nieuwe instrumentatiekring zal dus zeker gebruik 74

87 Hoofdstuk 9. Besluiten moeten gemaakt worden van dubbel afgeschermde kabels. Het Gain-Bandwidth product van de nieuwe versterker moet gekend zijn in functie van de ingestelde versterking, omdat die de stijgtijd van de sensor beïnvloedt. De versterker die Vatell ter beschikking stelt lijkt de beste optie. De derde sensor is van het thermistor type. Een process flow werd opgesteld voor de bouw van de DHFG van Piccini. Voor deze geconstrueerd kan worden, zijn er nog verschillende experimenten nodig om de opeenvolgende constructiestappen op elkaar af te stemmen. De uitvoering wordt daardoor een kostelijke en tijdrovende bezigheid. Het zou een mooi onderwerp zijn voor een thesis in samenwerking met de vakgroep Elektronica en Informaticasystemen. Een proefstand voor de kalibratie van de stijgtijd en meetsignalen van eigen geproduceerde sensoren is gebouwd. Deze is echter voor verbetering vatbaar. De huidige warmtebron zou vervangen moeten worden door een zwarte, stroomvoerende plaat. Daarenboven mogen geen convectieverschijnselen optreden in de ruimte tussen de bron en de sensor. De te volgen stappen in toekomstig onderzoek om het doel, een nieuwe correlatie te bereiken, zijn volgens de auteurs als volgt: Instrumentatiekringen moeten opgebouwd worden voor de drie fluxmeters, met speciale aandacht voor ruisonderdrukking. Om de meetnauwkeurigheid van elke kring te bepalen moet er een foutenanalyse uitgevoerd worden. Van eigen gemaakte sensoren moet een kalibratie uitgevoerd worden. Op basis van metingen moet er een vergelijkende studie gemaakt worden tussen de verschillende sensoren en meetmethoden, waarbij best gestart kan worden met metingen op compressiewerking. Bij deze studie kunnen een aantal pas ontdekte methoden, die gebruik maken van slechts één temperatuurmeting, gebruikt worden naast de reeds gekozen sensoren. Volgens Wimmer en Oldfield is het namelijk mogelijk om de warmteflux te berekenen met enkel de oppervlaktetemperatuur. Wimmer gebruikt hiervoor de conventionele Fouriermethode maar geeft een andere invulling aan de randcondities. Oldfield maakt gebruik van zijn recent gepubliceerde impulsresponsmethode. Vooral het eroding ribbon type komt daarbij op de voorgrond. Met de nieuwe berekeningsmethoden biedt dit type sensor zeker perspectieven, daar waar het met de oude methode afgeschreven werd omwille van de niet-ééndimensionaliteit. 75

88 Hoofdstuk 9. Besluiten Het grote voordeel van dit type is dat de junctie van het thermokoppelpaar niet aangetast wordt door de verbrandingsgassen. De beste combinatie van meet- en berekeningsmethode kan op basis van de vergelijkende studie gekozen worden. Met deze combinatie kunnen metingen gestart worden op verschillende waterstofverbrandingsmotoren om in eerste instantie de bevindingen van Wei en Shudo te verifieren. De invloed van diverse parameters (compressieverhouding, ontstekingstijd, luchtfactor,... ) op de warmteoverdracht moet onderzocht worden. Op basis van vele metingen zou een nieuwe correlatie opgesteld kunnen worden. Hoewel er al heel wat werk verricht is, biedt dit onderwerp genoeg mogelijkheden voor jaren onderzoek. 76

89 Bijlagen 77

90 A Extract catalogus van Goodfellow Goodfellow Cambridge Limited Ermine Business Park, Huntingdon PE29 6WR England Telephone : Fax Constantan 1 - Resistance Alloy Cu55/Ni45 Insulated Wire CU Xn CU Xn CU Xn CU Xn CU Xn Conductor diameter mm Insulation thickness mm Insulation Polyimide Quantity Web Code Length 1 Reel m EUR m EUR m EUR m EUR m EUR Typical Analysis : Fe 2500, Mn 7500, Ni 45%, Cu balance. Rod Diameter mm Temper Annealed Quantity Web Code Length 1pc 2pcs 5pcs 10pcs mm EUR EUR EUR EUR mm EUR EUR EUR EUR mm EUR EUR EUR mm EUR EUR Typical Analysis : Fe 2500, Mn 7500, Ni 45%, Cu balance. Diameter mm Temper Annealed Quantity Web Code Length 1pc 2pcs 5pcs 10pcs mm EUR EUR EUR EUR mm EUR EUR EUR EUR mm EUR EUR EUR mm EUR EUR Typical Analysis : Fe 2500, Mn 7500, Ni 45%, Cu balance. Diameter mm Temper Annealed Quantity Web Code Length 1pc 2pcs 5pcs 10pcs mm EUR EUR EUR EUR mm EUR EUR EUR EUR mm EUR EUR EUR mm EUR EUR Typical Analysis : Fe 2500, Mn 7500, Ni 45%, Cu balance. Diameter mm Condition Cold finished Quantity Web Code Length 1pc 2pcs mm EUR EUR mm EUR EUR mm EUR Typical Analysis : Fe 2500, Mn 7500, Ni 45%, Cu balance. Alloy Constantan 1 - Resistance Alloy Printed prices are correct as at 9-May For current prices see 22 # Goodfellow Cambridge Limited 78

91 B Eigenschappen van constantaan Constantan - Resistance Alloy Cu55/Ni45 Common Brand Names: Constantan, Ferry, Hecnum, Telconstan General Description: Resistance alloy with moderate resistivity and low temperature coefficent of resistance with a flat resistance/temperature curve over a wider range than the "manganins". Constantan also shows better corrosion resistance than the manganins. Uses tend to be restricted to ac circuits. Constantan is also the negative element of the type J thermocouple with Iron being the positive; type J thermocouples are used in heat treating applications. Also, it is the negative element of the type T thermocouple with OFHC Copper the positive; type T thermocouples are used at cryogenic temperatures. Electrical Properties Temperature coefficient ( K -1 ) +/ Electrical resistivity ( µohmcm ) 52.0 Mechanical Properties Elongation at break ( % ) <45 Hardness - Brinell Izod impact strength ( J m -1 ) 107 Modulus of elasticity ( GPa ) 162 Tensile strength ( MPa ) Physical Properties Density ( g cm -3 ) 8.9 Melting point ( C ) Thermal Properties Coefficient of thermal expansion ( x10-6 K -1 ) C Maximum use temperature in air ( C ) 500 Thermal conductivity ( W m -1 K -1 ) 23 C 79

92 C Datasheet keramische pasta OMEGABOND TM High Temperature Chemical Set Cements CC HIGH TEMPERATURE CEMENT BINDER Heat Conductive Thermal Shock Resistant Electrical Insulator Resists Oils, Solvents, Most Acids Adhere To Practically All Clean Surfaces ** Basic Unit 12 ALL MODELS AVAILABLE FOR FAST DELIVERY! CC HIGH TEMPERATURE CEMENT FILLER OMEGABOND TM 600 OMEGABOND TM 700 Chemical Set Cements set or cure by an internal chemical action which does not require exposure to air. Chemical Set Cements can be used in thick applications (applied in thicknesses greater than 6 mm)*. SELECTION CRITERIA FOR CEMENTS 1. Type of Application Potting, sealing, encapsulating, assembling, bonding. Is a thick or thin film of cement required? This dictates whether or not an air set or a chemical set cement can be used. 2. Thermal Considerations What is the maximum temperature that the cement must withstand? What degree of thermal conductivity is needed? What degree of thermal expansion is allowed? These properties are then matched to the appropriate cement. 3. Solvent 10% Sodium Hydroxide. However it s difficult to remove cured cement. 4. Substrate What materials will the cement be in contact with? 5. Application Consideration Pot life, set time, method of dispensing, batch size, cure procedure. 6. Miscellaneous Considerations Porosity, moisture absorption, electrical resistance, volume stability, clearances/tolerances. To Order (Specify Model Number) Model No. Price Description OB OMEGABOND TM 600 Powder, 235 ml (one part cement; just mix with water) OB OMEGABOND TM 700 Powder, 235 ml (one part cement; just mix with water) CC HIGH TEMP 12 CC High Temperature Cement Kit, contains 64g powder and 21g liquid by weight CC Filler 24 CC High Temperature Cement Powder, 225g by weight (Two part cement; mix liquid with CC Binder) CC Binder 24 CC High Temperature Cement Liquid, 225g by weight (Two part cement; mix liquid with CC Filler) OB-KIT-2 36 Chemical Set Cement Kit. Ideal for research purposes. Includes 59 ml. each of OB-600 and OB-700 and also one CC High Temp Kit OB-TL 24 OMEGABOND TM Thinning Liquid, 235 ml used to dampen porous substrates before application of mixed OB-300 or OB-400 cements Ordering Example: OB-KIT-2 is a chemical set cement kit containing OB-600, OB-700, and one CC High Temp Kit, 36. F (0)

93 APPLICATIONS: OMEGABOND TM 600 OMEGABOND TM 700 CC High Temperature Cement Potting Coating Cementing on and Insulating Bonding Assembling Thermocouples for Surface Insulating Sealing Temperature Measurement Embedding Coating Physical Properties Cement OMEGABOND 600 OMEGABOND 700 CC High Temperature Type of Cement (One or Two Part) One Part One Part Two Part Coefficient of thermal expansion, in/in/ F 2.6 x x x 10-6 Colour Off White White Tan Compressive strength, PSI Density, lbs/ft Dielectric constant to 7.0 Dielectric strength at 20 C (70 F), Volts/mil 76.0 to to 51.0 Dielectric strength at 400 C (750 F), Volts/mil 25.0 to to 25.0 Dielectric strength at 795 C (1475 F), Volts/mil 12.5 to 25.0?1.3 Maximum service temperature, C ( F) 1426 (2600) 871 (1600) 843 (1550) Modulus of rupture, PSI 450 Tensile strength, PSI Volume resistivity at 20 C (70 F), ohm-cm Volume resistivity at 400 C (750 F), ohm-cm Volume resistivity at 795 C (1475 F), ohm-cm Flexural strength, PSI 435 Absorption, % Shrinkage, % 0.5 Thermal Conductivity, Btu-in/ft 2 -hr- F to Mix Ratio Mix 100 Parts Mix 75-80% powder with Mix 3 parts powder to 1 powder with 20-25% water by weight. part liquid by weight, or 2 13 parts parts filler to 1 part liquid water by weight. by volume. ADHESIVES & EPOXY Curing Schedule OMEGABOND 600 TM OMEGABOND 700 TM CC High Temperature cures at room cures at room Cement hardens with an temperature by internal temperature with a chemical internal chemical-setting chemical action in set action in hours, action with an initial set in hours. Cure time Cure time can be accelerated approximately 30 minutes. can be accelerated by by low temperature oven The final set is reached in low temperature oven drying at 82 C (180 F). If the 18 to 24 hours when cured drying at 82 C (180 F). If cement is to be exposed at room temperature. the cement is to be exposed to elevated temperatures, If it is desired to accelerate to elevated temperatures, cure for hours at the curing time, set the cure for hours at ambient temperature, drying oven to 65 C(150 F) ambient temperature, then oven dry for 4 hours and the cement will cure in 4 then oven dry for 4 hours at 82 C (180 F) and for an hours. If the drying oven at 82 C (180 F) and for an additional 4 hours at is set to 105 C (220 F), the additional 4 hours at 105 C (220 F). This helps to cement will cure in 3 hours. 105 C (220 F). This helps prevent spilling. to prevent spilling. Distinguishing Characteristics High dielectric strength. Used on metals or other Used to cement on and and Applications Used to pot nickel materials which have a insulate thermocouples for chromium resistance high coefficient of thermal surface temperature heating wire. Won t expansion. Excellent measurement. stick to smooth quartz. bonding characteristics. These physical properties were determined under laboratory conditions using applicable ASTM procedures. Actual field data may vary. Do not use physical properties data for specifications. * Air Set Cements are also available See OMEGABOND TM 300, OMEGABOND TM 400 and OMEGABOND TM 500 see omega.co.uk. These cements set or cure through loss of moisture by evaporation. Atmospheric conditions therefore affect the drying rate. Air Set Cements are used mainly in the thin film applications (less than 6 mm thickness.) ** Porous substrates may require dampening with Thinning Liquid before application of mixed cement. For OMEGABOND TM 600 and OMEGABOND TM 700 (one part cements), order OMEGABOND TM Thinning Liquid, Model No. OB-TL, Price 24 (235 ml). For CC High Temperature Cement, use CC High Temperature Cement Liquid Binder to dampen porous substrates. sales@omega.co.uk +44 (0)

94 D Werkstuktekening bout voor coaxiale sensor A 3 11 A SECTION A-A B ,30 14,80 ±0,01 TITLE: SIZE A SCALE: 1:1 boutyoshida DWG. NO. REV SHEET 1 OF SW 27 M ,5 2 x 45 0,50 DETAIL B SCALE 4 : 1 82

95 E Werkstuktekening bout voor HFM B SECTION B-B B 6,60 D 2 x 45 1,910 ±0,025 0,50 M ,80 17,30 ±0,01 DETAIL D SCALE 4 : 1 TITLE: SIZE A bouthfm DWG. NO. SCALE: 2:1 WEIGHT: REV SHEET 1 OF SW 27 6, ,025 M 12 8,80 5,10 83

96 F Datasheet HFM 240 Jennelle Road, Christiansburg, VA 24073, USA HFM (Heat Flux Microsensor) Vatell s Heat Flux Microsensors are made using patented thin film processes. Thin film construction gives the sensors many unique advantages. HFM-6 D/H (high temp.) HFM ADVANTAGES The Industry s Fastest Response Time Minimal Effects on Measured Variables Operates in Temperatures up to 850 C Measures Both Heat Flux and Temperature of the Face of the Sensor Measures Heat Flux in all 3 Modes Low Electrical Noise Guaranteed Quality Warranted for 1 Year HFM Specifications HFM-7 E/L (low temp.) HFM-7 E/H (high temp.) HFM-8 E/L (low temp.) Max. Face Temp. ( C) Uncoated Response time (µs) Coated Response time (µs) Minimum HFM Sensitivity (µv/w/cm²) HFM Source Impedence (Ohms) HFM-8 E/H (high temp.) Thermopile Platinum/ Platinum Rhodium Nichrome/ Constantan Nichrome/ Constantan Nichrome/ Constantan Nichrome/ Constantan RTS Sensitivity (Ohms/ C) N/ A RTS Resistance (Ohms) N/ A RTS Metal Thermocouple Housing Wiring Platinu m N/ A Nickel Mineral Sheath Platinu m N/ A Copper Teflo n Platinu m When purchased with an AMP, your sensor arrives with software containing user friendly programs for signal conversion and temperature correction. The calibration coefficients needed for each sensor are automatically included in the software. N/ A Nickel Mineral Sheath N/ A Type E Copper Teflo n N/ A N/ A N/ A Type E Nickel Mineral Sheath 84

97 G Kalibratiecoëfficiënten van HFM 85

98 H Datasheet AMP-6 AMP-6 Signal Conditioning Amplifier for Heat Flux and Temperature AMP-6 ADVANTAGES Isolated From Power Lines to Eliminate Ground Loops Captures the Full Range and Bandwidth of Heat Flux Signals Powered by long life 9-Volt Nickel- Cadmium Cells 12 Hours of Operation on One Battery Charge Input Cables & Battery Charger Included Principles of Operation: The Amp-6 Signal Conditioning Amplifier is designed for use with the HFM series of Vatell Heat Flux Microsensors. Heat flux signals of the microsensor are amplified by a low noise, wide-band differential amplifier whose gain may be set at one of five discrete values between 1 and The Resistance Temperature Sensor (RTS) is driven by a constant current of 100 µamps. The resulting voltage is amplified by a low noise differential amplifier whose gain may be set at one of four discrete values between 1 and 500. Construction: All signal connections are at the rear panel of the amplifier. A four-pin female Lemo connector is provided for leads from the Heat Flux Microsensor. Male BNC connectors are provided for amplified heat flux and temperature output signals. Batteries are recharged using a NiCd charger that uses 120V AC power. The amplifier has a power switch on the front panel. Gains for heat flux and temperature signals are selected by multiple position switches. Ten-turn potentiometers are provided for screwdriver adjustment of the heat flux amplifier offset and setting of the temperature reference point. A battery test switch, state of charge, and charging indicator allow checking of the battery state and monitoring of the recharge process. 86

99 Amp-6 Specifications Heat Flux Channel Temperature Channel Gain Settings 1, 100, 500, 1000, , 100, 200, 500 Gain Accuracy % Gain = 1 ± 0.6 ± 0.6 Gain = 100 ± 1.5 ± 1.5 Gain = 200, 500 ± 1.5 ± 1.5 Gain = 1000 ± 2.1 Gain = 5000 ± 3.6 Bandwidth Gain = 1 1 MHz 1 MHz Gain = khz 150 khz Gain = khz Gain = khz 50 khz Gain = 1000 Gain = khz 5 khz Input Impedence 10 9 Ω 10 9 Ω Input Noise 0.2 µvolts 0.2 µvolts Full Scale Output 6 Volts 6 Volts Dimensions: Height = 1.7 inches Width = 7.5 inches Depth = 11 inches Weight = 46 oz. 87

100 I Prijsofferte AMP-6 QUOTATION Attention: Joachim Demuynck Date: Company: Universiteit Gent From: Lindsey Lake Sint-Pietersnieuwstraat 41 CC: Nick Lidington 9000 Gent Ref: RFQ1352 Belgie Dear Joachim, Thank you for giving us this opportunity to offer you our current pricing for you consideration. Supplier Part. No. Description Qty Unit Price Availability EUR Vatell AMP-06 Signal Conditioning Amplifier Weeks AMP-08 Signal Conditioning Amplifier Weeks AMP-10 Signal Conditioning Amplifier Weeks Kind Regards Lindsey Lake Internal Sales Contact DDI: Lindsey.lake@sequoia.co.uk Leading edge technology solutions including Wireless, Silicon, Sensors and Display Solutions Log onto Winner of the Electronics Industry Design 2004 Award for Design to Manufacture We would like to remind you that Sequoia Technology has a minimum order value of and there will also be a charge for packaging and carriage. The above pricing is valid for 30 days and our standard terms and conditions apply (a copy is available upon request). Please note that the above quotation is linked to an exchange rate of 1=$1.95 and 1.24 euros as at today s date. We reserve the right to reprice any orders received as a result of the quotation if the exchange rate exceeds the +/-2.5% window on the rate quoted. Stock correct at time of quotation. Basingstoke Road, Spencers Wood, Reading RG7 1PW Tel: Fax:

101 J Datasheet van elektromotor Brushless motor with integrated electronics BLDC 58 Description The BLDC 58 is a variable speed 24 Vdc brushless motor with integrated drive electronics providing up to 50 watts continuous output power and a variable speed proportional to a 0-5 V control signal. The unit provides a compact solution to a variety of light industrial applications such as conveyor drives, paper feed and pump drives. Scientific applications include stirring equipment, peristaltic pumps, mixing machines, as well as any variable speed application that requires long maintenance free life and operating speeds from 100 to 3000 rpm. The motor s design incorporates an external rotor and magnet system which provides particularly smooth running, high grade bearings and drive electronics, all of which are housed in an enclosure suitable for use up to IP55 operating conditions. The inclusion of the drive electronics within the motor greatly simplifies the use of the motor as well as reducing overall system cost. Dimensions: mm point fixing: M4 x 5 deep equi-spaced on 50 mm PCD h9 Specification Order Code BLDC58-35L BLDC58-50L Continuous output power Watts Maximum speed rpm 3,650 3,650 Minimum regulated speed rpm < 100 < 100 Maximum rated torque rpm 3,000 3,000 Rated Torque Nm Rotor inertia Kgcm Motor Supply voltage Vdc Motor supply current Amps Analogue speed control signal V/1000 rpm Alternative digital speed control signal khz Digital output speed monitor ppr Internal Over-temperature protection standard standard Bearing type Ball Ball Connections: Motor supply voltage: (14 32 Vdc) Motor supply Ground Analogue speed control input (0-4V ) Lead colours red black white Frequency generator signal (36 ppr ) Direction control input * green brown BLDC 58 Brushless motor Lead wire Shield connect to motor ground Note* Do not leave open circuit Mclennan Servo Supplies Ltd. Tel: +44 (0)

102 BLDC 58: Integrated electronics for complete drive solution Frequency counter Speed monitor Digital Control Loop 2500 Complete drive inside Speed 0-5 V control signal Direction signal Analogue Speed Loop Power Amplifier Direction The integration of power amplifier and speed loop circuitry within the motor greatly simplifies control. Simply connect a speed control potentiometer and direction switch for bi-directional velocity control. A digital output signal also enables motor speed to be accurately monitored. BLDC58 Typical connections for simple speed control 24 Vdc 8.2KΩ MOTOR Lead colours 8.2KΩ red SPEED CONTROL INPUT 2.2KΩ black white DIRECTION 2.2KΩ n/c BLDC 58 Brushless motor green brown Lead wire Shield connect to motor ground Mclennan Servo Supplies Ltd. Tel: +44 (0)