Sachlicher Abschlussbericht zum Forschungsthema : „Entwicklung einer Hochtemperatur – online – Analytik bis 300°C auf der Basis von Infrarotanalysatoren“ Projektleiter: Prof. Dr. rer. nat. habil H. Gatzmanga Ausführende Stelle: Institut für Medizin & Technik e.V. Aninstitut der Hochschule Anhalt (FH) Bernburger Straße 57 06366 Köthen Förderung: aus Haushaltsmitteln des Bundesministeriums für Wirtschaft und Technologie (BMWi) über die AiF gefördertes IGF-Forschungsvorhaben AiF-Vorhaben-Nr.: 13706 BR Bewilligungszeitraum: 01.05.2003 – 31.08.02005 Bearbeiter: Dr.-Ing. J. Kodura Dr.-Ing. D. Baschant Dipl.-Ing.(FH) R. Wolff
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Sachlicher Abschlussbericht
zum Forschungsthema :
„Entwicklung einer Hochtemperatur – online – Analytik
bis 300°C auf der Basis von Infrarotanalysatoren“
Projektleiter: Prof. Dr. rer. nat. habil H. Gatzmanga Ausführende Stelle: Institut für Medizin & Technik e.V.
Aninstitut der Hochschule Anhalt (FH) Bernburger Straße 57 06366 Köthen
Förderung: aus Haushaltsmitteln des Bundesministeriums
für Wirtschaft und Technologie (BMWi) über die AiF gefördertes IGF-Forschungsvorhaben
AiF-Vorhaben-Nr.: 13706 BR Bewilligungszeitraum: 01.05.2003 – 31.08.02005 Bearbeiter: Dr.-Ing. J. Kodura Dr.-Ing. D. Baschant Dipl.-Ing.(FH) R. Wolff
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Inhaltsverzeichnis
1 Einleitung und Zielstellung ..................................................................................................3
2 Auslegung von Hochtemperaturoptiken............................................................................4
1 Einleitung und Zielstellung Die Infrarot-Gasanalyse ist in der Prozesstechnik weit verbreitet. Der Einsatz der kon-ventionellen Messanlagen ermöglicht zwar eine Probenahme bis weit über 1000 °C, die Messungen selbst können jedoch meist nur bei max. 60 °C durchgeführt werden. Dämpfe und Sublimate mit höheren Kondensationstemperaturen können daher nicht mehr direkt gemessen werden, obwohl eine Vielzahl von Reaktoren gerade solche Stof-fe verarbeitet. Damit können nur off-line Analysen erstellt werden, die eine schnelle Konzentrationserfassung und Regelung dieser Prozesse nicht ermöglichen. In der che-mischen Industrie werden eine Vielzahl chemischer Stoffe in Kreislaufreaktoren herge-stellt, aus denen vor allem auch die technischen Anforderungen an die Hochtemperatur-infrarotanalyse kommen [20; 21; 22; 23; 24] Daraus resultiert ein Bedarf nach einer relativ kostengünstigen, stabilen, mechanikar-men, photometrischen und kontinuierlichen optischen Analytik, die durch eine Online-Analytik mit Hochtemperatur-Entnahmetechnik und einer Hochtemperaturoptik im Ana-lysator, bei der Strahlungsquellen und Detektoren thermisch entkoppelt sind. Das Ziel des Forschungsvorhabens besteht somit in der Entwicklung eines Infrarotana-lysators, der eine Direktmessung der Konzentrationen in Gasen, Dämpfen und Sublima-ten bei Prozesstemperaturen von bis zu 300 °C ermöglicht und damit die Vorausset-zungen für eine schnelle Überwachung und Regelung solcher Hochtemperaturprozesse schafft. Bei der Entwicklung von Infrarotoptiken, die die notwendige Temperaturfestigkeit besit-zen sind die folgenden Probleme zu lösen:
- Aufbau einer beheizbaren, gasdichten und in ein Messgerät integrierbaren Messküvette,
- Entwurf und Realisierung der thermischen Entkopplung von Konzentrationsmess-trecke sowie Strahlungsmessung und Signalverarbeitung,
- Spezifikation der Strahlungsmessung - Modellierung der Gasabsorptionseigenschaften zur Vorhersage der Temperatur-
abhängigkeit der Analysatorkennlinie (Einschätzung von Anforderungsprofilen be-züglich Selektivität und erreichbare Konzentrationsauflösung)
- Realisierung einer Hochtemperatur-Prozesskopplung - Aufbau, Kalibrierung und Test eines Funktionsmusters
Im Ergebnis der Arbeiten liegt ein Analysatormuster vor, das mit Propan und Kohlen-monoxid getestet wurde, wobei bei einer Gastemperatur von 300 °C eine Auflösung von 50 ppm Propan erreicht wird.
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2 Auslegung von Hochtemperaturoptiken Bei der Auslegung von Hochtemperaturoptiken hat die Temperaturfestigkeit der Bautei-le eine entscheidende Bedeutung. Ein wesentliches Problem besteht in der Temperaturabsenkung zwischen der Hoch-temperatur-Gasmessstrecke und den übrigen Analysatorbaugruppen. Überhitzungen von Baugruppen können zur Zerstörung der Bauelemente sowie zu unübersichtlichen Driften führen. Konventionelle IR-Gasanalysatoren sind im allgemeinen dadurch gekennzeichnet, dass Strahlungsquelle, Messkammer und Strahlungsempfänger ohne Spalte in Strahlungs-richtung hintereinander liegend montiert sind, wodurch eine bestmögliche Stabilität des Strahlführungssystems sowie eine optimale Ausnutzung der von der Strahlungsquelle erzeugten IR-Strahlung durch Mehrfachreflexion diffuser Strahlungsanteile auf den Strahlungsdetektor gewährleistet werden. Die thermische Entkopplung zwischen den Baugruppen muss dabei über entsprechen-de Blindküvetten aus einem thermisch gut isolierenden Werkstoff erfolgen. Die allge-meinen Anforderungen an die zu verwendenden Materialien sind:
- Temperaturfestigkeit bis 300 °C - Formstabilität bei diesen Temperaturen - hohe Ausgasungsresistenz - chemisch neutral - Gasdiffusion klein.
Neben der thermischen Entkopplung erfordert der Aufbau einer beheizbaren, gasdich-ten Hochtemperatur-Messkammer langzeitstabile gasdichte Verbindung von Mess-kammerkörper und infrarotdurchlässigem Fenster sowie den Aufbau einer Messkam-merthermostatisierung. Für diese Aufgaben mussten Materialkombinationen erkundet und getestet werden.
2.1 Materialspezifikation
2.1.1 Material für temperaturbeständige Konstruktionselemente Hinsichtlich des Materialeinsatzes für temperaturbeständige Konstruktionselemente er-gaben die Recherchen, dass folgende Materialien prinzipiell eingesetzt werden können: Tabelle 2.1 Verwendbare Materialien für die Konstruktionselemente [33-39] Material Dauerbelastung kurzzeitige
Belastung. Wärmeleitfähigkeit
PBI (Polybenzimitazol) ≤ 310 °C 500 °C K) W/(m40 ⋅= ,λ PI (Polyimid) ≤ 340 °C 400 °C K) W/(m220 ⋅= ,λ PEEK GF 30 ≤ 260 °C 300 °C K) W/(m430 ⋅= ,λ TPI PVX (Tecalor PVX) ≤ 250 °C 330 °C PTFE ≤260 °C (300 °C) 300 °C K) W/(m80 ⋅= ,λ Duratec 750 (Calciumsilicat) < 1000 °C K) W/(m570 ⋅= ,λ Bearbeitbare Glaskeramik Typ 9140
≤ 395 °C 500 °C K)W/(m 42,0 ⋅=λ
bearbeitbare Al2O3-Keramik < 1400 °C K) W/(m34 ⋅= ,λ
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Keramiken besitzen, wie auch die obige Auflistung zeigt, eine sehr hohe Temperatur-verträglichkeit. Bei Verwendung dieser Materialien muss jedoch beachtet werden, dass diese im Rohzustand mechanisch noch bearbeitbar sein müssen. Außerdem gibt es bei Zulieferern aus der Maschinenbaubranche wegen des Bearbeitungsstaubes und der damit verbundenen Gefahr der schleichenden Lagerabnutzung Vorbehalte gegen die Bearbeitung von Keramiken Von den Kunststoffen scheint das PBI für den vorgesehenen Einsatz am besten geeig-net. Es ist bis zu hohen Temperaturen stabil, hat nur eine geringe Ausgasung im Vaku-um und besitzt eine ausgezeichnete Beständigkeit. Nachtteilig bei diesem Werkstoff ist der extrem hohe Preis. Ein Rundstab von 25,4 mm Durchmesser und einer Länge von 305 mm kostet gegenwärtig ca. 460 €.
2.1.2 Hochtemperaturklebstoffe Als bevorzugte Verbindungstechnik für die Herstellung einer gasdichten Fensterverbin-dung wurde die Klebetechnik angesehen. Da Kalziumfluorid als Fenstermaterial einen Längenausdehnungskoeffizient besitzt, der mit dem von Aluminium übereinstimmt, wurde auf eine Materialkombination Aluminium-messkammer/Kalziumfluoridfenster orientiert. Erste Untersuchungen mit einer elastischen Verklebung der Fenster mit Silikonklebstoff RTV 162 [47] zeigten eine Undichtheit gegenüber Kohlendioxid und die Verwendung von temperaturbeständigen Epoxidharzkleber Aremco Bond 526N [48] zeigte bereits nach zwei Temperaturzyklen 200°C/Raumtemperatur ein Reißen der Klebeverbindung. Aus diesem Grund wurden auf der Basis von Auswahltabellen unterschiedlicher Her-steller [59, 52, 53] zehn weitere Klebstoffe ausgewählt, mit denen Versuchsklebungen durchgeführt wurden.
2.1.3 Beheizung und Prozesskopplung Für die Aufrechterhaltung einer durchgängigen Betriebstemperatur von 300 °C inner-halb des gesamten Gasführungssystems müssen Messkammer und Gaszuführungen thermostatisiert werden. Als Heizleitungen kommen auf Grund einer zum Energietrans-port erforderlichen Übertemperatur nur Metallmantel Wärmekabel [44] oder Glasseide-Heizschnur [43] in Frage. Auf Grund der für den Anwendungsfall günstigeren elektrischen Eigenschaften wurde Glasseide-Heizschnur eingesetzt. Für die Prozesskopplung müssen auf Grund der hohen thermischen Anforderungen Metallwellschläuche mit Mineralisolation eingesetzt werden, die bis zu Maximaltempera-turen von 380 °C betrieben werden können. [42] Weitere Hersteller von Heizschläuchen und/oder Heizelementen können den Literatur-angaben entnommen werden [45, 46]. Mit den Materialdaten konnte jetzt eine Modellierung der Hochtemperaturkopplung vor-genommen werden.
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2.2 Modellierung von Hochtemperaturkopplungen Den Ausgangspunkt für die Modellierung bildete die in Bild 2.1 dargestellte Messan-ordnung.
MC
Direktmodulation
direkt modulierter IR - Strahler
Blindküvette
Materialmit Inertgas gefüllt
Blindküvetteaus schlecht wärmeleitenden
Materialmit Inertgas gefüllt
3...2
70 beheizte Messküvette (300 °C)
Xa
ø18
30...
5050
...12
0
aus schlecht wärmeleitenden
Innen verspiegelt
Strahlungsdetektor und Verstärker
und innen verspiegelt
Bild 2.1 geplanter Messaufbau für das Hochtemperatur-IR-Messsystem
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Aus den Daten für den Strahlungsdetektor ist bekannt, dass dieser temperaturmäßig mit maximal 100 °C belastet werden darf. Allerdings bedeutet das Ausschöpfen der maxi-malen Temperaturfestigkeit eine drastische Erhöhung des Rauschens, so dass auf eine minimale Übertemperatur orientiert wird. Des Weiteren gibt es bezüglich der kommer-ziell verfügbaren direkt modulierbaren Strahlungsquellen keine gesicherten Angaben zur Temperaturfestigkeit. Die Vertriebseinrichtungen schränken den garantierten Ein-satzbereich aber im allgemeinen auf 60 °C ein. Aus diesem Grund macht sich eine thermische Entkopplung der Messzelle von Strah-lungsquelle und Strahlungsdetektor erforderlich. Zur Bestimmung der erforderlichen Längen für die Entkopplungsstrecke wurden entsprechende Berechnungen durchge-führt. Ausgehend vom 1. Fourierschen Gesetzes
dxdT
AQ ⋅⋅−= λ& (2.1)
mit Q& : dem Wärmestrom [W] A : der Fläche senkrecht zur Wärmestromrichtung [m2] λ : der Wärmeleitfähigkeit des eingesetzten Materials [W/(m K)] T : der Temperatur [°C; K] x : der Ortskoordinate [m] erhält man für ein Rohr mit axialem Wärmetransport durch Leitung die Beziehung
( ) ( )
Rohr
EAia
l
TTdDQ
−⋅−⋅=
22
4π
λ& (2.2)
mit aD : dem Außendurchmesser des Rohres [m] id : dem Innendurchmesser des Rohres [m] AT : der Temperatur auf der heißen Seite [°C, K] ET der Temperatur auf der kalten Seite [°C, K] und Rohrl : der Länge des Rohres in Wärmestromrichtung [m]. Bei diesen Berechnungen wird das Rohr selbst als adiabat betrachtet. Beispielhaft für die Berechnungen sind die an der kalten Seite abzuführenden Wärmemengen für ein Rohr mit den Abmessungen: mmDa 16= mmd i 12= berechnet worden, wenn auf der heißen Seite 300 °C und auf der kalten Seite 50 °C herrschen sollen. Die Berechnungen erfolgten für unterschiedliche Rohrlängen (10 ... 300 mm) und unterschiedliche Rohrmaterialien (λ = 1 W/(m K) sowie λ = 0,4 W/(m K)).
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Die Ergebnisse, die in Bild 2.2 dargestellt sind zeigen, dass selbst bei einem kleinen Rohr mit schlechter Wärmeleitfähigkeit und 300 mm Länge auf der kalten Seite noch ca. 30 mW kontinuierlich abgeführt werden müssen, um die Temperatur von 30 °C zu hal-ten. Eine geringere Wärmeabfuhr würde zu einer stetigen Erwärmung auf der kalten Seite führen, was eine Überhitzung des Detektors und damit dessen Zerstörung zur Folge hätte. Zur Verdeutlichung der Abhängigkeit wurden auch die Daten für ein Rohr 22 x 2 mm berechnet. Bei diesen Abmessungen, die für eine Realisierung mindest er-forderlich gewesen wären, müssen bereits ca. 42 mW abgeführt werden, wenn das Rohrmaterial eine Leitfähigkeit von 0, 4 W/(m K) besitzt und 300 mm lang ist. Bei Ver-kürzung der Rohrlänge ist ebenfalls ein starker Anstieg des Wärmestroms zu verzeich-nen. Zusätzlich zu der durch Leitung zum Detektor transportierten Wärme kommt noch die durch Wärmestrahlung. Diese kann man, bei Vernachlässigung der Reflexionen der Strahlung an der Rohrwandung, aus der Beziehung
)( 441212 EA TTACQ −⋅⋅=& (2.3)
worin A : die Strahlungsfläche [m2] AT : der Temperatur auf der heißen Seite [K]
ET der Temperatur auf der kalten Seite [K] und
12C die Strahlungsaustauschzahl sind. Letztere ist für parallel Platten definiert als
111
21
12
−+=
εε
σC (2.4)
50
100
150
200
250
300
0 1 2 3
abzuführende Wärmemenge / W
Tem
per
atu
r / °
C10 100 200 30010 100 200 300
Rohrlänge / mm λ = 1 W/(m K)
λ = 0,4 W/(m K)
50
100
150
200
250
300
0 1 2 3 4abzuführende Wärmemenge / W
Tem
per
atu
r / °
C
300 200 100 10300 200 100 10
Rohrlänge / mm λ = 1 W/(m K)
λ = 0,4 W/(m K)
Bild 2.2 bei unterschiedlichen Temperaturen und verschiedenen Rohrlängen abzuführen-de Wärmeströme bei 2 ausgewählten Wärmeleitfähigkeiten der Rohrwandung für Rohre 16 x 2 mm (linkes Bild) und Rohre 22 x 2 mm (rechtes Bild)
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mit σ : Strahlungskonstante eines schwarzen Körpers (= 4281067,5 −−− ⋅⋅⋅ KmW ) 1ε : Emissionsgrad der heißen Oberfläche 2ε : Emissionsgrad der kalten Oberfläche. Bei Verwendung eines Wertes von ε = 0,93 (Quarzglas) für beide Seiten erhält man bei Vernachlässigung der Wandstrahlung und der Strahlungsabsorption durch das im Rohr befindliche Gas für den auf den Strahlungsdetektor auftreffenden Wärmestrom einen Wert von Q& = 0,54 W bei einem 12 mm Rohrinnendurchmesser und Q& = 1,2 W bei einem Rohrinnendurchmesser von 18 mm. Insgesamt müssen damit mindestens 0,57 W bzw. 1,25 W Wärme abgeführt werden, wenn es nicht zu einer Zerstörung des Sensors kommen soll. Dieser Wärmestrom erscheint zwar relativ klein, bereitet tech-nisch aber Probleme, da neben dieser Wärme auch noch die von der Elektronik erzeug-te Wärme abgeführt werden muss und die Möglichkeit der Anbringung von Kühlflächen praktisch nicht möglich ist. Bei der Betrachtung dieser Problematik darf nicht unberück-sichtigt bleiben, dass die Messzelle selbst beheizt werden muss und sich nicht unter 300 °C abkühlen darf, um Gasveränderungen z.B. durch Kondensation zu verhindern. Ein besonderer Schwachpunkt bei einer zu starken Kühlung stellt das Küvettenfenster dar, da an diesem dann Kondensations- oder Sublimationseffekte auftreten können, die zu einer Verfälschung der Messwerte oder zum Ausfall des Messsystems führen wür-den. Eine Kühlung der Außenrohrwand der Blindküvette durch freie Konvektion führt zu einer geringfügigen Verbesserung der Wärmebilanz. Die Untersuchungsergebnisse zeigten, dass der damit verbundene Einfluss auf die Gesamtwärme relativ klein ist, so dass hier-zu keine weiteren Daten angegeben werden sollen. Zur Berechnung der Wärmeüber-gangszahlen an der Außenseite wurde die Gleichung )(04,08 UW TT −⋅+=α [W/(m2 K)] (2.5) verwendet, in der sowohl der konvektive Wärmeübergang als auch die Wärmestrahlung berücksichtigt wird [62]. Die Modellrechnungen haben gezeigt, dass das iterativ zu lö-sende Modell schlecht konvergiert. Die Modellierungsergebnisse zeigen, dass bei der Realisierung von Hochtemperatur-kopplungen der Wärmeabfuhr von den „kalten“ Teilen große Beachtung gewidmet wer-den muss und es nicht ausgeschlossen ist, dass hier erhebliche Probleme auftreten werden.
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2.3 Entwicklung von Hochtemperaturküvetten Für den Aufbau von Hochtemperaturküvetten ist die Gasdichtheit der Fensterverbin-dung von entscheidender Bedeutung. Nachdem erste Aufbauten keine ausreichende Dichtheit bzw. eine ungenügende Stabilität gegenüber thermischen Wechselbelastun-gen gezeigt hatten, wurden entsprechend Tabelle 2.2 Versuchsklebungen mit zehn ver-schiedenen Kleberstoffen auf zwei unterschiedlichen Aluminium-Werkstoffen durchge-führt. Tabelle 2.2 Versuchsklebungen zur Gasdichtheit der Fensterverbindung Küvettennummer Material Kleber / Links / 1 Kleber / Rechts / 2
Cotronics 7030 Kager 3300 Zur Untersuchung der Gasdichtheit der Fensterklebungen wurde ein Messplatz ent-sprechend Bild 2.3 aufgebaut.
Bild 2.3 Messplatz zur Dichtheitsuntersuchung von Fensterklebungen
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Die Küvetten wurden geklebt und anschließend in einem Temperaturschrank über den Zeitraum von 5 Monaten Temperaturzyklen unterworfen. Wobei während der ersten vier Monate, die Maximaltemperatur auf 200 °C festgelegt wurde. Zum Dichtheitstest wurden die Küvetten in speziell angefertigte Kohlendioxidsensoren gesteckt, wobei der innere Gasraum der Kohlendioxidsensoren mittels O-Ring über den Messkammerumfang gegen Umgebung abgedichtet wird und separat mit Gas bespült werden kann. Durch Verwendung von zwei derartigen Kohlendioxidsensoren erfolgt ein gleichzeitiger Dichtheitstest von beiden Fensterklebungen. Zu Beginn der Testprozedur werden Messkammer und Kohlendioxidsensoren mit Um-gebungsluft gespült. Die Ausgangssignale der Kohlendioxidsensoren werden kontinuier-lich aufgezeichnet. Nach Einschwingen des Messsignals wird die Spülung der Kohlen-dioxidsensoren eingestellt und die Spülstutzen werden mittels Gasschlauch „kurzge-schlossen“. Danach wird die Küvettenspülung von Umgebungsluft auf Kohlendioxid umgeschaltet. Ist an der Fensterklebung eine Undichtheit vorhanden, wird unmittelbar im Anschluss an den Beginn der Kohlendioxidspülung der Küvette ein Ansteigen des entsprechenden Kohlendioxidsensorsignals beobachtet. Bild 2.4 zeigt typische Signalverläufe für den Dichtheitstest.
Wie aus der Darstellung ersichtlich wird, ist die Gewährleistung der Gasdichtheit für Be-triebstemperaturen von 200 °C erreicht worden. Aus verarbeitungstechnischen Gründen wurde der Kleber Cotronics 4700 als beste Variante eingeschätzt. Unter diesem Aspekt wurden für die Erhöhung der Betriebstemperatur auf 300 °C eben-falls positive Ergebnisse erwartet, da alle ausgewählten Kleber für Dauergebrauchs-temperaturen größer/gleich 300°C spezifiziert waren. Es zeigte sich jedoch, dass die sehr temperaturbeständigen Keramikkleber Cotronics 7030, 950, 954 keine ausreichende Gasdichtheit aufwiesen und die Epoxide Cotronics 4700, 4703 bei 300 °C in der Nähe ihrer maximalen Temperaturbelastbarkeit keine aus-reichende Langzeitstabilität nachweisen konnten.
Bild 2.4 Typische Signalverläufe beim Dichtheitstest der Fensterklebung (hier nach 5 Temperaturzyklen mit 200°C)
Obwohl Cotronics 4700 nach Herstellerangaben durch eine sehr hohe Haftfähgkeit im Hochtemperaturbereich gekennzeichnet ist, zerfielen mehrere Klebungen nach kurzer Zeit. Auch wenn dafür u.U. ein Temperaturüberschwingen beim Hochheizen verantwortlich ist, zeigten die Versuche eine extreme Zerfallneigung bei Temperaturen von 320 °C. Generell wurden bei allen Klebeverbindungen kurz oberhalb 300 °C kritische Zustände beobachtet, z.B ein zunehmendes Verspröden der silikonbasierten Klebungen, so dass letztendlich die Klebetechnik als für die Fensterabdichtung ungeeignet eingeschätzt und verworfen wurde. Aus diesem Grund musste als Aufbauvariante für die Hochtemperaturküvette eine Ver-schraubungstechnik gewählt werden, wobei die Küvette auch nicht mehr aus Aluminium gefertigt werden konnte, weil zum einen Aluminumverschraubungen leicht festgehen und zum zweiten die Gasanschlüsse ebenfalls nicht geklebt sondern angeschweißt werden sollten. Für den Aufbau der Hochtemperaturküvette wurde dementsprechend ein Aufbau ge-mäß Bild 2.5 gewählt.
Als Fensterdichtungen können O-Ringe aus Kalrez 4079 eingesetzt werden. Damit der Spannring das Fenster nicht zerstört, werden Zwischenringe aus Polyimid verwendet. Die Küvettenfüße werden so kurz ausgeführt, dass sie von der benötigten Wärmeisola-tion komplett eingeschlossen sind. Die Gaszuführungen werden angeschweißt und über Swagelok Verschraubungen weitergeführt. Somit sind die wesentlichen mechanischen Komponenten der Hochtemperaturoptik spezifiziert worden, und es wird mit der Betrachtung des optischen Systems fortgesetzt.
Bild 2.5 Aufbau der Hochtemperaturküvette für Temperaturbelastungen bis 300 °C
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3 Spezifikation der Strahlungsmessung Die Strahlungsmessung bildet die Basis für die Kalibrierung eines optischen Analysa-tors. Strahlungsquelle, Strahlungsdetektoren und Strahlungsführung müssen den Tem-peraturbedingungen angepasst sein, damit stabile Messergebnisse erzielt werden kön-nen.
3.1 Verfügbare Strahlungsquellen In Infrarot-Gasanalysatoren wird zur Driftunterdrückung modulierte Infrarot-Strahlung eingesetzt, wobei aus Kostengründen meist thermische Breitbandstrahler verwendet werden und die Strahlungsmodulation entweder mechanisch mittels Chopperung einer statischen Strahlung oder durch direkte Modulation der Ansteuerleistung der Strah-lungsquelle erfolgt. Die Strahlungsquelle hat für die Mess- und Betriebseigenschaften des Analysators da durch entscheidende Bedeutung, dass Stabilität und Stärke der modulierten Strahlungs-leistung den Signal-Rausch-Abstand beeinflusst und dass die für die Strahlungserzeu-gung erforderliche elektrische Leistung eine weitere Temperaturerhöhung im Gerätein-nern bewirkt. Dies bedingt, dass bei der Spezifikation der Strahlungsquelle letztendlich ein Kompro-miss zwischen Ansteuerleistung und Strahlungsleistung eingegangen werden muss. Für den Einsatz in Hochtemperatur-Messsystemen ist außerdem eine gute Fokussie-rung der emittierten Strahlung vorteilhaft, da im Zusammenhang mit den auftretenden hohen Temperaturen Totvolumina zwischen Gasmesstrecke und Strahlungssender und Strahlungsempfänger unvermeidlich sind. Als direkt modulierbare Strahlungsquellen für Infrarot-Gasmesssysteme werden sowohl speziell entwickelte Strahlungsquellen, deren Strahlerelemente im allgemeinen aus speziellen Folien gefertigt sind, wie z.B. die CalSourceTM-Strahler der Serie SVF [10] oder der reflectIR-P1 [11], als auch Miniaturglühlampen [12] angeboten, wobei bezüg-lich der Anwendung von Miniaturglühlampen eine Vielzahl Anbieter am Markt existieren. [13, 14, 15]. Die Folienstrahler sind durch einen geringen Innenwiderstand gekennzeichnet der im Bereich zwischen 0.6 Ohm und 3.5 Ohm liegt, was angepasste Ansteuerschaltungen und hohe Stromspitzen in der Elektronik bedingt. Des Weiteren sind die speziell die CalSourceTM-Strahler empfindlich gegen hohe Umgebungstemperaturen, da die Ge-häuse mit Inertgas gefüllt sind und die Ansteuerleistung bei ca. 1.4 W liegt. Demgegenüber sind bei der Anwendung von Miniaturglühlampen keine Temperatur-probleme zu erwarten. In den letzten Wochen wurden durch Einsatz der mikromechanischer Fertigungsverfah-ren Dünnschicht-Strahlungsquellen für Infrarot-Gassensoren neu verfügbar, die hier nur erwähnt werden können.
3.2 Temperaturfeste Glühlampen-Strahlungsquelle Um eine temperaturfeste Glühlampen-Strahlungsquelle zu erhalten wird ein angepass-ter temperaturstabiler Reflektor benötigt. Damit die Strahlung trotz Totvolumina möglichst effektiv auf die Strahlungsdetektoren gerichtet werden kann, wurden elliptische Reflektoren mit Brennpunktabständen von
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200 mm und 280 mm entworfen. Die Reflektoren wurden als Drehteile aus Aluminium gefertigt, wobei der Herstellungsprozess die Ausbildung einer glatten Reflektionsfläche ermöglichen muss. Dementsprechend wurden unterschiedliche Werkstoffe und Nach-bearbeitungsverfahren getestet. Als Materialien kamen gut zerspanbares Konstruktionsaluminium AlMgSi0.5 sowie Alu-minium 99.5 zum Einsatz, wobei angemerkt werden muss, dass die Verwendung von Reinaluminium mit höherem Reinheitsgrad an Beschaffungsproblemen scheiterte. Als Nachbearbeitungsverfahren wurden getestet:
- chemisches Glänzen, - elektrolytisches Vergolden, - mechanisches Polieren - nachträgliches Besputtern der polierten Oberfläche mit einer Golddünnschicht
Die so hergestellten Reflektoren wurden mit Miniaturglühlampen MGG 1160-0 bestückt und an einem Analysatormuster vermessen. Im Ergebnis der Versuche mussten die chemischen Verfahren verworfen werden. Die chemische Nachbearbeitung erzeugte in keinem Fall eine glänzende Oberfläche. So-wohl die Reflektoren aus AlMgSi0.5 als auch die Muster aus Al99.5 wiesen nach der chemischen Nachbehandlung charakteristische Ablagerungen auf und zeigten im Schnitt eine um mehr al 50% niedrigere Strahlungsausbeute an einem Sensor-Testmuster. Die Vakuum-Dünnschicht-Vergoldung zeigte ebenfalls keine nachweisbaren Effekte bezüglich der Erhöhung der Strahlungsausbeute, so dass auf die Optimierung der spangebenden Fertigung mit anschließendem Polierschritt orientiert wurde. Zur Bewertung der erreichten Leistungsdaten wurde ein Vergleich der Glühlampen-Strahlungsquelle, die eine Ansteuerleistung von ca. 0.5 W (5 V, 100 mA) benötigt mit einigen kommerziell verfügbaren Strahlungsquellen an einem Analysatormuster durch-geführt, das zwischen Strahlungsquelle und Strahlungsdetektor einen Abstand von 280 mm besitzt. Als Strahlungsdetektoren wurden Pyrodetektoren mit 4 optischen Kanälen verwendet, die eine gleichzeitige Bewertung mehrerer Wellenlängen ermöglichen und gleichzeitig spezifische Messwellenlängen für die Gasanalyse repräsentieren. Tabelle 3.1 Vergleich von am Detektor auftreffenden Strahlungsleistungen in Abhän-
gigkeit von Wellenlänge und Strahlungsquelle Arbeitswellenlänge
Strahler 5.3µm 4µm 2.7µm 1.85µm MGG-1160 in elliptischem Reflektor 1 1 1 1 SVF350-5M2, TO5, 0.9V, 1.5 A [10] 0.59 0.17 0.084 0.028 NL8ACC, TO8, CaF2, 2.8V, 0.8A [11] 0.73 0.19 0.074 0.021 NM8ASB, TO8, 2.8V, 0.8A [11] 1.01 0.29 0.13 0.041 reflectIR-P1S, 1.7V, 1A [11] 2.73 0.91 0.39 0.13 Wie aus Tabelle 3.1 ersichtlich wird, liefert die Glühlampen-Strahlungsquelle bis zu ei-ner Wellenlänge von 4 µm trotz der deutlich geringeren Ansteuerleistung mehr nutzbare Strahlungsleistung am Detektor. Um den Abbruchbereich der Glühlampen-Strahlungsquelle genauer erfassen zu können, wurde der Strahlungsdetektor gewech-selt und ein erneuter Versuch mit der Glühlampen-Strahlungsquelle und dem reflectIR Strahler durchgeführt, wobei die Standard-Vergleichswellenlänge 4 µm wieder verwen-det wird, und einen Vergleich der Versuche ermöglicht.
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Tabelle 3.2 Vergleich von am Detektor auftreffenden Strahlungsleistungen im Wellen-längenbereich zwischen 3.4 µm und 4.7µm (Abgasanalytik)
Arbeitswellenlänge Strahler 4.7µm 4.4µm 4µm 3.4µm
MGG-1160 in elliptischem Reflektor 1 1 1 1 reflectIR-P1S, 1.7V, 1A [11] 1.72 1.32 0.92 0.86 Wie Tabelle 3.2 zeigt sind die Strahlungsverhältnisse reproduzierbar. Aus den in den Bildern 3.1 und 3.2 darstellten Spektren der Strahldichte und des Transmissionsgrades des Lampenglases werden die Ursachen deutlich. Die Messun-gen wurden auf einem Messplatz bestehend aus einem Spektroradiometer SR5000 und einem Kalibriersrahler SR 2-SA durchgeführt. Durch die hohe Arbeitstemperatur der Glühlampe erhält man trotz der kleinen strahlenden Flächen im kurzwelligen Bereich verhältnismäßig hohe Strahlungsleistungen, die jedoch auf Grund des Abbruchs der Lampenglastransmission oberhalb von 4.2 µm schnell gegen null abfallen. Im Signal-verhältnis wird der Abfall durch die unterschiedlichen Arbeitstemperaturen noch ver-stärkt. Damit wird deutlich, dass angepasste Glühlampen-Strahlungsquellen bis zu Wellenlän-gen von ca. 4.7 µm vorteilhaft eingesetzt werden können und dass für langwellige Messwellenlängen spezielle Strahlungsquellen eingesetzt werden müssen, die entspre-chend höhere Anforderungen an die Ansteuerschaltungen stellen. Da der reflectIR-Strahler auch als fensterlose Bauform erhältlich ist, ist die Temperaturfestigkeit auch gegeben.
Es wäre jedoch wünschenswert Strahler einsetzen zu können, die eine hinreichende Strahlungsemission oberhalb von 5 µm aufweisen aber gleichzeitig eine geringere An-steuerleistung und/oder niedrigere Arbeitsströme benötigen. Aus diesem Grund wurden Versuche unternommen in Kooperation mit der Micro-Glühlampen-Gesellschaft Menzel GmbH eine entsprechende Strahlungsquelle zu realisieren.
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1 2 3 4 5 6
Wellenlänge / µm
Tran
smis
sion
sgra
d
MGG1160
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
1 3 5 7 9
Wellenlänge / µm
Ml /
W /
(cm
² *
µm)
reflectIR-P1S
MGG 1160
Bild 3.1 Spektrale Ausstrahlung der Strah-lungsquellen in Normalenrichtung
Bild 3.2 Lampenglastransmission einer Miniaturglühlampe MGG 1160
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3.3 Entwurf temperaturfester Strahlungselemente Das Problem des Abfalls der Strahlungsleistung bei Wellenlängen größer 4.2 µm resul-tiert bei der Glühlampen-Strahlungsquelle primär aus der Absorption der Infrarotstrah-lung im Lampenglaskolben. Deshalb bestand das Ziel der im nachfolgenden Abschnitt beschriebenen Versuche darin, eine Infrarotstrahlungsquelle zu entwerfen, die an Um-gebungsluft betrieben werden kann und eine hinreichende Modulation der Infrarotstrah-lung gewährleistet. Als Material für das Strahlungselement wurde Kanthal- bzw. Nikrothal-Draht angestrebt. Um die Realisierbarkeit abzuschätzen wurde im ersten Schritt eine dynamische Model-lierung eines über den gesamten Mantel abstrahlenden Drahtstrahlers durchgeführt und mit verfügbaren Drähten abgeglichen. Ausgangspunkt für die Modellierung des Zeitverhaltens eines Strahlers ist die Energiebilanz. Es wird näherungsweise eine Differentialgleichung erster Ordnung mit konzentrierten Parametern aufgestellt (Gleichung (3.1) bis (3.3))
ZeitEnergie tengespeicherder Änderung
Q - Q + P abzuel =&& (3.1)
) T - T ( A + ) T - T ( A k + ) T - T ( A l
= Q - Q 4u
4ouuabzu εσ
λλ&& (3.2)
dtdT
c m = ) T - T ( A + ) T - T ( A k + ) T - T ( A l
+ U R1 4
u4
uu2 εσ
λλ (3.3)
Nach Trennung der Variablen ergibt sich (3.4)
T A + T ) A k + A l
( + dtdT
c m = T A + T ) A k + A l
( + U R1 44
uu2 εσ
λεσ
λλλ (3.4)
Die linke Seite von Gleichung (3.4) beschreibt den Erregungsterm. Die Bewertung der Dynamik ergibt sich aus der homogenen Differentialgleichung (3.5).
T A + T ) A k + A l
( + dtdT
c m = 0 4εσλ
λ (3.5)
Diese wird linearisiert, umgestellt und durch Koeffizientenvergleich kann eine von der Temperatur abhängige Zeitkonstante T1 abgeleitet werden.
T ) T A 4 + A k + A l
( + dt
T d c m = 0 3
o ∆∆
εσλ
λ (3.6)
1 + dtx d
T = 0 a1 (3.7)
) T A 4 + A k + A l
(
c m = T
3o
1
εσλ
λ
(3.8)
17
Unter Vernachlässigung der Wärmeableitung über die Anschlüsse sowie des Konvekti-onsterms, der für Temperaturen größer 400°C klein gegenüber dem Strahlungsanteil wird, ergibt sich für den über die Mantelfläche strahlenden Drahtstrahler Gleichung (3.9) für die Zeitkonstante.
T 16c d
= T ld 4
cld =
T A 4c m
= T 3o
3o
3o
1 εσρ
πεσ
ρπ
εσ
2
4 (3.9)
Dabei haben die Formelzeichen in den Gleichungen die folgenden Bedeutungen und Werte: Qzu : zugeführter Wärmestrom [W] Qab : abgeführter Wärmestrom [W] Pel : elektrische Leistung [W] c : spezifische Wärmekapazität [J/(kg K)] Wolfram: 133 J/kgK; Kanthal: 460 J/kgK; Nikrothal: 460 J/kgK s : Strahlungskonstante (5,67 • 10-8 W/m2K4) ε : Emissionsgrad Wolfram: 0.3; Kanthal: 0.85; Nikrothal: 0.85 ? : Dichte [kg/m3] Wolfram: 19300 kg/m3; Kanthal: 7250 kg/m3; Nikrothal: 8300 kg/m3 k : Wärmedurchgangszahl [W/m2K] ? : Wärmeleitkoeffizient [W/mK] d : Drahtdurchmesser [m], MGG 1160: 23 µm A? : Wärmeableitfläche (bsw. Kontakquerschnit) [mm2] A : Oberfläche [mm2] m : Masse des Strahlers [g] U : Heizspannung [V] R : Strahlerwiderstand [ O ] T : absolute Temperatur des Strahlers [K] Tu : absolute Umgebungstemperatur [K] Index o : Arbeitspunktwerte Die aus Frequenzgangdarstellungen ablesbare Knickfrequenz von Verzögerungsglie-dern berechnet sich dabei entsprechend Gleichung (3.10)
121TK π
ω = (3.10)
Die Anwendung von Gleichung (3.9) und (3.10) auf die verwendete Glühlampe ergibt unter Annahme einer mittleren Temperatur von 900°C und eines mittleren Emissions-grades von 0.4 für Wolfram eine Knickfrequenz von ca. 2 Hz.
18
Die für Nikrothal zu erwartenden Verhält-nisse zeigt Bild 3.3. Der okerfarbene Be-reich markiert Knickfrequenzen kleiner 0.5 Hz und sollte vermieden werden. Damit wird deutlich, dass für die Erreichung von vergleichbaren dynamischen Eigenschaften Arbeitstemperaturen von ca. 800 °C und Drahtstärken im Bereich von 40 µm anzu-streben sind. Ausgehend von diesem angestrebtem Durchmesser war im nächsten Schritt zu prüfen, ob mit 40µm Nikrothaldraht Glüh-wendeln mit den angestrebten elektrischen Parametern aufgebaut werden können. Die verwendete Miniaturglühlampe besitzt einen Kaltwiderstand von ca. 6 Ohm der sich bei einer Betriebstemperatur von 1400 °C auf ca. 45 Ohm erhöht.
Bei Verwendung von 40µm Nikrothaldraht kann dieser als doppelt verdrillte Strahler-wendel (Bauform cc6) mit einem inneren Durchmesser von 45 µm und einem äußeren Durchmesser von 400 µm gewickelt werden, so dass Strahler mit 5 Wendeln und 7 Wendeln realisierbar erscheinen, die dann Widerstände im Bereich von 20 Ohm bzw. 27 Ohm erwarten lassen. Auf der Basis dieser Modellierungen wurden von MGG 40 Strahlerelemente gefertigt, wobei bezüglich Wendellänge und Vorglühen der Wendeln nach der Wicklung vier ver-schieden Mustertypen bereitgestellt wurden. Das Vorglühen wird bei der Lampenher-stellung nach dem Wickeln der Wolframwendel durchgeführt, um die durch den Wickel-prozess entstandenen mechanischen Spannungen auszugleichen. Im Falle der Nikrothalwendeln würde eine Glühtemperatur von 1100 °C gewählt, was signifikant un-ter dem Schmelzpunkt von 1400°C liegt. Zur Untersuchung der Muster wurden als erstes die Wendelwiderstände im Anliefe-rungszustand und nach einem ersten Glühen vermessen. Dabei zeigte sich, dass die vorgeglühten Wendeln kleinere Widerstände besaßen als die unbehandelten, wobei das Widerstandsverhältnis nicht mehr mit dem Längenverhältnis korrelierte. Nachfolgend wurden Strahlermuster hergestellt, indem die Wendeln in Glühlampenre-flektoren eingeklebt wurden. Vergleichsmessungen erfolgten an Analysatormustern und mit dem Spektroradiometer SR5000. wobei im Radiometerbetrieb des SR5000 bei Wel-lenlängen von 2.2 µm, 4 µm und 4.7 µm Frequenzgangmessungen durchgeführt wur-den.
Bild 3.3 Abschätzung der Knickfrequenz von Nikrothal-Drahtstrahlern unter variablen Ge-ometrie und Betriebsbedingungen
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
400
500
600700
800900
2030405060708090100
Kni
ckfr
eque
nz /
Hz
Arbe
itstem
perat
ur / °C
Drahtdurchmesser / µm
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
19
Die Messergebnisse zeigen eine gute Übereinstimmung zwischen den Modellierungs-ergebnissen und den tatsächlich aufgebauten Strahlern. Auf Grund der notwendiger-weise niedrigeren Betriebstemperatur der Nikrothalwendeln ist bei kurzen Wellenlängen eine sehr viel geringere Strahlungsausbeute zu verzeichnen, während bereits bei 4.7 µm ähnliche Strahlungsleistungen erreicht werden wie von den Glühlampen-Strahlungsquellen. Die Lage der Knickfrequenzen entspricht ebenfalls den Erwartun-gen, wobei das Muster 82 offenbar eine Knickfrequenz kleiner 1 Hz besitzt. Als problematisch erwies sich jedoch die mechanische Stabilität der Wendeln. Offenbar gelingt es nicht die durch das Herstellen der Glühwendel, den Wickelprozess, in der Wendel vorhandenen Spannungen auszugleichen und das Material besitzt bei Erwär-mung dann keine ausreichende Festigkeit mehr, um die Form zu halten. Das Ergebnis ist in Bild 3.6 erkennbar. Praktisch alle in Betrieb genommenen Wendeln zeigten nach kurzer Zeit drastische Verformungen, so dass der eingeschlagene Weg letztendlich nicht weiter verfolgt werden konnte.
Messwellenlänge: 2.2 µm
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
1 10 100Modulationsfrequenz / Hz
20*l
og(P
Strx
/PS
tr.3
6(1
Hz))
36,1160, 5V
65,1160, 5V
80, 7 Windg., 6V
81, 5 Windg., 7V
82, 5 Windg., 7V
Bild 3.4 Vergleichende Frequenzgangmessung von Glühlampenstrahlern mit MGG 1160 mit 40 µm Nikrothalwendelstrahlern bei 2.2 µm
Bild 3.5 Vergleichende Frequenzgangmessung von Glühlampenstrahlern mit MGG 1160 mit 40 µm Nikrothalwendelstrahlern bei 4.7 µm
Messwellenlänge: 4.7 µm
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
1 10 100Modulationsfrequenz / Hz
20*l
og(P
Strx
/PS
tr.3
6(1
Hz))
36,1160, 5V
65,1160, 5V
80, 7 Windg., 6V
81, 5 Windg., 7V
82, 5 Windg., 7V
20
Damit bieten sich vor allem Glühlampen-Strahlungsquellen sowie der Strahler reflect-IR von ION Optics [10] für den Einsatz in Hochtemperaturanalysatoren an. Zusätzlich sind in den letzten Monaten verstärkt Neuentwicklungen direkt modulierbarer IR-Strahlungsquellen auf der Basis der MEMS-Technologie bekannt geworden [19] und seit kurzer Zeit ist auch ein neues Produkt (MIRL17-900 [18]) kommerziell verfügbar, das Ansteuerleistungen ähnlich der Miniaturglühlampen benötigt. Diese Produkte konn-ten jedoch in die vorliegende Arbeit nicht mehr einbezogen werden.
3.4 Spezifikation der Strahlungsdetektoren Die Temperaturfestigkeit der Strahlungsdetektoren ist eine weitere einschränkende Be-dingung für die Entwicklung von Hochtemperatur-Gasanalysatoren. Standardmäßig werden die verwendeten Pyrodetektoren bis zu Betriebstemperaturen von 70°C [7] bzw. 85 °C spezifiziert [8]. Für Sonderanwendungen können Sensoren bis 100°C spezifiziert werden, wobei kurzzeitig Maximaltemperaturen bis 120°C zugelassen werden. Neben der Zerstörungsproblematik durch Überhitzung und der Berücksichtigung des höheren Bauelementerauschens bei erhöhten Temperaturen müssen Driftprozesse wei-testgehend kompensiert bzw. korrigiert werden. Insbesondere können sich Temperatur-driften negativ auf die Signalstabilität auswirken, da sich im Sensorsignal die Auswir-kungen optischer und elektronischer Effekte überlagern [9]. Aus diesem Grund wird für den Musteraufbau des Hochtemperatur-Gasanalysators auf eine Thermostatisierung des Strahlungsdetektors orientiert. Nach den Ausführungen zur Baugruppenoptimierung für Hochtemperatur-Infrarotgasmessungen soll im folgenden das Problem der Temperaturabhängigkeit der IR-Absorption der Messgase betrachtet werden.
Bild 3.6 Nikrothalwendeln im Anlieferungszustand und nach Alterung
21
4 Modellierung der Kennlinie eines Hochtemperaturanalysators Für die Realisierung des Messsystems und die Einschätzung von Anforderungsprofilen bezüglich Selektivität und erreichbare Konzentrationsauflösung ist die Temperaturab-hängigkeit der IR-Absorption der Messgase von entscheidender Bedeutung. Für eine Reihe von Gasen sind Modelldaten über spektralen Verlauf, Stärke und Tem-peraturabhängigkeit des Extinktionskoeffizienten in der HITRAN-Datenbank [25] katalo-gisiert, wobei auch komfortable Hilfsmittel für die Berechnung von Transmissions- und Extinktionsspektren zur Verfügung stehen [26]. Die Modellvorstellungen befinden sich jedoch teilweise im Fluss und sind für komplexere Kohlenwasserstoffe nicht verfügbar.
Bild 4.1 verdeutlicht diese Situation anhand der Modellierung der Linie R8 des CO-Spektrums für eine Tempera-tur von 302 K und einen Druck von 1022 mbar anhand der HITRAN Com-pilations aus den Jahren 1992 und 2000. Die Linienstärke wird aktuell als geringfügig niedriger angesehen als 1992, was im Modell eine ca. 4% niedrigere Maximalextinktion ergibt. Aus diesem Grund wurden Untersu-chungen zur Temperaturabhängigkeit des Extinktionskoeffizienten verschie-dener Gaskomponenten durchgeführt. Die Messungen erfolgten an einem FTIR-Spektrometer IFS120HR von
Bruker, wozu eine thermostatisierbare Gas-Durchflussmesszelle in das Vakuum-Spektrometersystem integriert wurde. Die Versuche hatten zwei Zielstellungen. Zur Bewertung der Funktionsfähigkeit der Gasthermostatisierung wurden Vergleiche zwischen Modellrechnungen und Messwer-ten für CO angestellt (Bild 4.2) und auf der Basis einer funktionsfähigen Gasthermosta-tisierung sollten weitere Gasspektren als Grundlage zur Modellierung von Analysator-kennlinien aufgenommen werden.
Bild 4.1 Veränderung der Modellvorstellung zum Extinktionsverlauf der Linie R8 von Kohlenmonoxid
CO; Linie R8, Modellentwicklung, 1992->2000
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
2175.5 2176 2176.5 2177
Wellenzahl / cm-1
ε /
cm-1 v
ol%
-1
HITRAN 92
HITRAN 2K
CO; Linie R8, Messung
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
2175.5 2176 2176.5 2177
Wellenzahl / cm-1
ε /
cm-1 v
ol%
-1
T = 302 K
T = 373 K
T = 443 K
T = 513 K
CO; Linie R8, Modell
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
2175.5 2176 2176.5 2177
Wellenzahl / cm-1
ε / c
m-1 v
ol%
-1
T = 302 K
T = 373 K
T = 443 K
T = 513 K
Bild 4.2 Vergleichende Darstellung von Modell- und Messspektren einer ausgewählten CO-Absorptionslinie bei Temperaturen von 29°C, 100°C, 170°C und 240°C
22
Die Ergebnisse zeigen bezüglich des Extinktionsmaximums der Linie eine relative Ab-weichung zwischen der Modellierung auf der Basis der 1992-Hitran-Datenbank und den Messwerten von ca. 2.4%, wobei die Schwankungen zwischen den Temperaturwerten kleiner 0.3% betragen. Bei einem theoretischen Temperaturgradienten der relativen Änderung des Extinktionsmaximums der CO R8 Linie von 0.18 %/K bei 300°C kann eine Ungenauigkeit der Gasthermostatisierung kleiner ±2 K angenommen werden.
4.1 Temperaturabhängigkeit der IR-Absorption der Gase Diese Bewertung der Gasthermostatisierung im Spektrometer rechtfertigt das Vorhaben den Messaufbau für die Ermittlung spektraler Daten für die Modellierung von tempera-turabhängigen Analysatorkennlinien zu benutzen. Als Testgase wurden neben Kohlenmonoxid des weiteren Methan und Propan verwen-det. Die Spektrenvariation mit der Temperatur ist aus den Bildern 4.3 für Kohlenmono-xid, 4.4 für Methan und 4.5 für Propan zu entnehmen. Die Spektren wurden mit einer Wellenzahlauflösung von 0.001 cm-1 aufgenommen und für die weitere Verarbeitung als Textdateien gespeichert. Bei den feinstrukturierten Li-nienspektren von CO und CH4 ergeben sich damit ca. 25000 Stützpunkte pro Absorpti-onsbande, bei den wenig strukturierten Spektren höherer Kohlenwasserstoffe kann die Stützwertzahl auf mindesten 1/5 reduziert werden.
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 3.6
Wellenlänge / µm
ε / c
m-1
vol%
-1
T = 303 K
T = 373 K
T = 443 K
T = 513 K
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
4.4 4.5 4.6 4.7 4.8 4.9 5.0
Wellenlänge / µm
ε / c
m-1
vo
l%-1
T = 303 KT = 373 KT = 443 K
T = 513 K
Bild 4.3 Variation des Extinktions-spektrums von Kohlenmono-xid mit der Temperatur zwischen 30°C und 240°C
Bild 4.4 Variation des Extinktions-spektrums von Methan mit der Tempera-tur zwischen 30°C und 240°C
23
Mit den vorliegenden Daten sind aus stofflicher Sicht die Voraussetzungen für die Ent-wicklung eines Analysatormodells gegeben.
4.2 Modellierung der Temperaturabhängigkeit der Analysatorkennline Die Modellierung der Analysatorkennlinie beinhaltet die Beschreibung der Abhängigkeit des Absorptionsgrades von der Konzentration der Messgaskomponente unter zusätzli-cher Berückichtigung der Temperatur, um daraus im Entwurfsprozess eines Messsys-tems zuverlässige Aussagen über dessen zukünftige Eigenschaften ableiten zu können. In der Literatur sind eine ganze Reihe von Ansätzen zur Beschreibung der Gasabsorp-tion angegeben, wobei ausgehend von der Erkenntnis über die spektralen Eigenschaf-ten von Gasabsorptionslinien (Ladenburg/Reiche 1912 [1]) Ansätze zur Beschreibung der Bandabsorption (Elsasser 1938 [2]) und zur Absorption in hintereinander liegenden Gasschichten (Kesseler 1967 [3]) entwickelt wurden bzw. aus den Integraleigenschaf-ten einer repräsentativen Absorptionslinie der prinzipielle Kennlinienverlauf von photo-akustischer Zellen abgeleitet wurde (Baecke 1998 [5]). Aus den Kennlinienvariationen von IR-Gasanalysatoren beim Vorhandensein bestimm-ter Trägergaskomponenten wurde wiederum deutlich, dass die Voraussetzung weitge-hend konstanter Extinktionsspektren nicht in vielen praktischen Fällen keinen Bestand hat. [4, 6, 27]. Insbesondere trifft dies auch auf den Fall von Hochtemperaturanwendun-gen zu. Letztendlich sind alle Reduzierungen des tatsächlichen spektralen Verlaufs des Extink-tionskoeffizienten auf einfache Modellannahmen ungeeignet, um bei drastisch variie-renden Umgebungsbedingungen anwendbare Aussagen zum Empfindlichkeitsverlauf von Infrarot-Gasanalysatoren zu gewinnen. Im Zusammenhang mit der Entwicklung der Rechentechnik ist es andererseits heute kein Problem mehr den tatsächlichen spektralen Verlauf des Extinktionskoeffizienten in das Kennlinienmodell eines Infrarot-Gasanalysators einfließen zu lassen. Als Ausgangspunkt können sowohl Modelldaten der HITRAN Datenbank als auch Messspektren verwendet werden. Eine an die jeweiligen Gaskomponenten angepasste Modellierung und die darauf aufbauende punktweise Berechnung einer Analysatorkenn-linie wird erforderlich, da auf Grund des unterschiedlichen spektralen Verlaufs des Ex-tinktionskoeffizienten (vgl. Bild 4.3 bis 4.5) die im Strahlungsdetektor stattfindende In-tegration über den meist durch die eingesetzten Schmalbandinterferenzfilter begrenzten
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
3.2 3.25 3.3 3.35 3.4 3.45 3.5 3.55 3.6
Wellenlänge / µm
ε / c
m-1
vo
l%-1
T = 303 K
T = 373 K
T = 443 KT = 513 K
Bild 4.5 Variation des Extinktions-spektrums von Propan mit der Temperatur zwischen 30°C und 240°C
24
wirksamen Spektralbereich in Abhängigkeit von Konzentration und Strahlführung keine verallgemeinerungsfähige Lösung zulässt. Die Modellierung setzt auf den messbaren Absorptionsgrad auf, wobei die Ableitung eines Absorptionsgradsignals durch Hard- und Softwarekomponenten der Signalverar-beitung nicht betrachtet wird. Dem Stand der Technik entsprechende Beschreibungen zur Primärsignalverarbeitung können der Literatur entnommen werden. [28 – 32] Die für die Modellierung getroffenen Annahmen und Vereinfachungen auf dem Gebiet der Messphysik werden nachfolgend beschrieben. Für die Messsignalgewinnung werden wie oben erwähnt, Halbleiter-Strahlungsdetekto-ren mit vorgeschalteten Schmalbandinterferenzfiltern verwendet. Die optischen Filter bestimmen den genutzten Wellenlängenbereich. Der Strahlungsdetektor „sieht“ ent-sprechend seines Blickfeldes verschiedene Strahlungswege der Infrarotstrahlung, die von der Strahlungsquelle durch die Gasmesskammer auf den Detektor gerichtet wird. Im folgenden wird der Index M zur Bezeichnung des Messdetektors und der Index V zur Bezeichnung des Vergleichsdetektors benutzt. Damit ergibt sich als Beschreibung des Absorptionsgrades A Gleichung (4.1). Der Signalquotient xV(0)/xM(0) wird während des Nullpunktabgleiches berechnet und somit auch als „reziproker“ Nullpunkt bezeichnet. Unter der Vereinfachung eines durch die Gaskomponenten unbeeinflussten Vergleichs-kanalsignals xV(0) = xV(c) wird nur noch xM betrachtet. (4.1) Als allgemeingültige Berechnungsgleichung für das Analysatorsignal im optischen Messkanal (xM) unter Einbeziehung mehrer Gaskomponenten sowie der für die Tren-nung von Hochtemperatur-Messkammer und Strahlungsquelle sowie Strahlungsdetek-tor erforderlichen Toträume ergibt sich Gleichung (4.2) (4.2) mit KSv : Übertragungsfaktor der Signalverarbeitung c : Konzentration Index i : Index der in der Messkammer auftretenden Gaskomponenten Index j : Index der im Totraum auftretenden Gaskomponenten IStr : Intensität der IR-Strahlungsquelle ν : Wellenzahl νo ,νu : Integrationsgrenzen, bestimmt durch Filtertransmission α : Abstrahlwinkel τ : „Summentransmissionsgrad“ aller Fenster ρ : Reflexionsgrad der Küvettenwand k : Anzahl der Wandreflexionen F : Filtertransmissionskurve ε : Extinktionskoeffizient TD : Detektortemperatur, Filtertemperatur
)0()(
1)0()0(
)()(
1)(M
M
M
V
V
M
xcx
xx
cxcx
cA −=⋅−=
( )
( )∫ ∫ ∑
∑
Ω
Ω
⋅⋅−
⋅⋅−⋅⋅⋅⋅⋅⋅= dd
lcTp
lcTp
ETFIKcxo
uj
TRjj
iMKii
DDk
StrSvM νανε
ανενανρνταν
ν
ν
α
)(),,(
)(),,(
exp)(),,()(),()( )(
25
T : Gastemperatur ED : Detektorempfindlichkeit l : Strahlweglänge
Ω : Raumwinkel Index MK : Messkammer Index TR : Totraum Für die Modellierung des Hochtemperaturanalysators soll als erste Vereinfachung ein System mit nur einer Gaskomponente betrachtet werden. Woraus sich zur Beschrei-bung von xM Gleichung (4.3) ergibt. (4.3) Die Spezifikation aller Einflussgrößen ist jedoch kaum beherrschbar, so dass die fol-genden Vereinfachungen vorgenommen werden sollen. Der Übertragungsfaktor der Signalverarbeitung, die Empfindlichkeit des Strahlungsde-tektors und die Fenstertransmission werden innerhalb des durch die Schmalbandinter-ferenzfilter eingeschränkten Wellenzahlbereiches (bzw. Wellenlängenbereiches) als konstant angesehen, ebenso die Strahlungsintensität. Die Integration über mehrere Strahlungswege und damit verbunden die Winkelabhän-gigkeit der Filtertransmission, die Wandreflexionen in der Gasmesskammer und die Weglängenverteilung der Strahlengänge werden vernachlässigt. Durch die zur Berechnung des Absorptionsgrades erforderliche Quotientenbildung kön-nen alle konstanten Faktoren gekürzt werden und es ergibt sich (4.4) als Modellglei-chung. (4.4) Die Struktur des spektralen Verlaufs des Extinktionskoeffizienten kann für Druckverhält-nisse nahe dem atmosphärischen Druck als Summe von Lorentzfunktionen beschrieben werden (4.5), mit εmax als Maximalextinktion (Linienhöhe), νz Zentralwellenzahl und w der Linienbreite. (4.5) Da das Integral über den Extinktionsverlauf einer separaten Linie bezogen auf Absorp-tionsweglänge und Moleküldichte eine Konstante ist, Linienstärke genannt, ergibt sich bei Änderungen der Absorptionsbedingungen eine indirekte Proportionalität zwischen εmax und w. Da innerhalb der Transmissionsbereiche der optischen Filter eine Vielzahl Absorptions-linien liegen und die aus den Messreihen gewonnenen Extinktionsdaten als Stützwert-
( )( )∫ ∫
Ω
Ω
⋅⋅−
⋅⋅−⋅⋅⋅⋅⋅⋅= dd
lcTplcTp
ETFIKcxo
uTRTRM
M KMDD
kStrSvM ν
ανεανε
νανρντανν
ν
α
)(),,()(),,(
exp)(),,()(),()( )(
( )( ) ( )( )
( ) νν
ννενν
ν
ν
ν
dFi
dclclTpFcA
o
u
o
uTRTRMKM
∫∫ ⋅+⋅⋅−⋅
−=(,,exp
1
( )∑⋅
−+
=i
i
z
wi
i
22
2max
5.01
)(νν
ενε
26
tabellen bereits vorliegen und auch die aus der HITRAN Datenbank modellmäßig gene-rierten Daten mit hoher spektraler Auflösung als Stützwerttabellen ausgegeben werden können, wird für die Modellierung der Analysatorkennlinie der Übergang vom Integral zur Summation vollzogen, Gleichung (4.6). (4.6) Wie aus Gleichung (4.4) ersichtlich ist, wird neben den Extinktionsdaten eine angepass-te Beschreibung der Filtertransmission benötigt. Während die Beschreibung der Extinktionsdaten wegen der Proportionalität zwischen Energie und Wellenzahl üblicherweise im Wellenzahlbereich erfolgt, arbeitet der Gerätetechniker meistens mit der Wellenlänge. Dementsprechend liegen Filterdaten häufig als Darstellungen im Wellenlängenbereich vor. Die Anpassung innerhalb der Summationsformel (4.6) hat dann derart zu erfolgen, dass die in die Formel einfließenden Stützwerttabellen für dieselben Wellenlängen bzw. Wel-lenzahlen gelten, wobei diese Anpassung auf Grund der einfacheren Form der Filter-kurven (Bilder 4.6 und 4.7 ) immer bei den Filterdaten erfolgt. Bei der Betrachtung der Filtertransmission ist auch der Temperaturgang der Transmis-sionskurve zu berücksichtigen. Typische Filter weisen hierbei einen positiven Tempera-turkoeffizienten beider Filterkanten von 0.2 nm/K auf [9]. Auf Grund der Thermostatisie-rung des Strahlungsdetektors im angestrebten Analysatoraufbau, kann die Filtertempe-ratur im Modell dann aber als konstant angenommen werden. Wenn vom Detektorhersteller keine Filterdaten als Tabelle vorliegen, kann durch visuel-len Vergleich mit Filterkurven eine Anpassung erfolgen, wobei Gleichung (4.7) zur Be-schreibung der Filtertransmission im Wellenlängenbereich eingesetzt werden kann. (4.7) Die Summation über k Modellkurven ermöglicht eine Anpassung des Modells an unter-schiedliche Transmissionsverläufe, wobei für k ein Wert von 2 oder 3 meist ausreichend ist. Der Parameter k1 bestimmt den Anstieg der Transmissionskurve und wird den Wert 2 oder 4 erhalten. Über k2 wird die Bandbreite der einzelnen Filtermodellkurven einge-stellt, Tr beschreibt deren Maximalwert und λ0 deren Zentralwellenlänge. Im einfachsten Fall mit k=1 entspricht Tr der Maximaltransmission und λ0 der Zentralwellenlänge der Transmissionskurve des Strahlungsfilters. Die Bilder 4.6. und 4.7 zeigen die modellierten Filterkurven für die Strahlungsfilter des HC-Kanals sowie des CO-Kanals des verwendeten Strahlungsdetektors.
( )( ) ( )( )
( )
1
max
1
max
1
][;][;/10000
)(exp1
−
=
=
===
⋅+⋅⋅−⋅−=
∑
∑
cmµm
F
clclFcA
ii
i
ii
i
iTRTRMKiMi
νλνλ
λ
νελ
( ) ( )∑
−−⋅=k k
ki
k kTrF
k
2
01
exp λλλ
27
Unter Einbeziehung von Filtermodell und Extinktionsdaten kann jetzt die Modellierung der Analysatorkennlinie entsprechend Gleichung (4.6) erfolgen. Entsprechend dem realisierten Aufbau wird eine Küvettenlänge von 10 cm verwendet. Die Totraumkonzentration kann mit null angenommen werden. Als Messbereiche wer-den 10000 ppm Propan und 10 %vol Kohlenmonoxid angenommen. Die Modellierung der Analysatorkennlinie für Propan erfolgt im Temperaturbereich der Spektrenaufnah-me. Für Kohlenmonoxid wird mit HITRAN Modelldaten gearbeitet, womit die Modellie-rung bis zur Maximaltemperatur von 300 °C durchgeführt werden kann. Die Ergebnisse der Modellrechnungen sind in den Bildern 4.8 und 4.9 darstellt.
HC-Filtermodell
0
0.2
0.4
0.6
0.8
3.2 3.3 3.4 3.5 3.6 3.7
Wellenlänge / µm
CO-Filtermodell
0
0.2
0.4
0.6
0.8
4.4 4.6 4.8 5
Wellenlänge / µm
Bild 4.6: Filtermodell für den HC-Kanal des Hochtemperaturanalysators
Bild 4.7 Filtermodell für den CO-Kanal des Hochtemperaturanalysators
Absorptionsgrad
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0 2000 4000 6000 8000 10000
c_C3H8 / ppm
30°C100°C170°C240°C
BBild 4.8: erwartete Variation der Propankennlinie mit der Gastemperatur im Hochtemperatur-IR-Gasanalysator (Detektorthermostatisierung 60°C)
28
Die Modellrechnungen zeigen einen sehr viel stärkeren Einfluss der Temperatur auf die Empfindlichkeit der CO-Kennlinie als auf die Empfindlichkeit der Propan-Kennlinie. Die Ursachen dafür werden deutlich, wenn man die Lage der Filterkurven in Relation zur temperaturabhängigen Variation der Gasabsorptionsbande betrachtet. Bei Kohlenmonoxid verbreitert sich die Absorptionsbande deutlich mit steigender Tem-peratur, und es werden Absorptionslinien wirksam, die im Raumtemperaturbereich au-ßerhalb der Filterkanten liegen. Damit sind die Voraussetzungen für den Aufbau eines Analysator-Funktionsmusters geschaffen.
5 Aufbau eines Hochtemperaturanalysators Für die Realisierung eines bis 300 °C beständigen Messsystems muss im ersten Schritt die Hochtemperatur-Gasmessstrecke in einen Geräteaufbau integriert werden.
5.1 Integration der Hochtemperatur-Gasmessstrecke in einen Analysator Im ersten Ansatz wurde ein Aufbau favorisiert, bei dem Strahlungsquelle, Messkammer und Strahlungsempfänger ohne Spalte in Strahlungsrichtung hintereinander liegend montiert werden. Die Vorteile dieses Aufbaus resultieren aus der optimalen Ausnutzung diffuser Strah-lungsanteile sowie der Minimierung von Strahlungsdriften. Diese Konstruktionsvariante wurde jedoch im Laufe der stufenweise Erhöhung der an-gestrebten Temperaturfestigkeit des Messsystems verworfen, weil bei Temperaturen größer 200°C und Flanschverbindungen zwischen der Messkammer und dem Strahlfüh-rungssystem ohne aktive Kühlung Überhitzungen auftraten. Es wurde ein schleichender stetiger Temperaturanstieg beobachtet, der bei 95 °C Detektortemperatur abgebrochen wurde.
Absorptionsgrad
0.0
0.1
0.2
0.3
0 2 4 6 8 10
c_CO / %vol
35°C100°C
170°C240°C
300°C
BBild 4.9: erwartete Variation der CO-Kennlinie mit der Gastemperatur im Hochtemperatur-IR-Gasanalysator (Detektorthermostatisierung 60°C)
29
Die geforderte Temperaturfestigkeit konnte nur mit einer Edelstahlmesskammer mit Fensterverschraubungen und Kalrez 4079 Dichtungen erreicht werden. Zur Integration der Konzentrationsmessstrecke in einen Analysator wurde die Form einer optischen Bank mit abgesetzten Strahler- und Detektoreinheiten gewählt. (Bild 5.1)
Das Bild verdeutlicht das angewandte Montageprinzip, auch wenn der hier gezeigte Aufbau auf Grund der nicht ausreichenden Sicherheitsreserve der Klebungen für die Temperaturstufe 300 °C verworfen wurde. Die Messkammer wird über thermisch isolierende Füße, deren obere Teile aus Glaske-ramik [39] und deren untere Teile aus PEEK [36] gefertigt sind, mit der Optikgrundplatte verschraubt. Die Gaszuführungen sind so dimensioniert, dass Glasseide-Heizschnur [43] um das gesamte Gasführungssystem gelegt wird. Die Isolation der Gasführungen gegen das Gehäuse erfolgte mittels Keramikbauteilen aus Duratec 750 [38]. Abschlie-ßend wird das gesamte Gasführungssystem mit Keramikfasermatten [41] isoliert. Entscheidend für die Stabilität des Aufbaus ist weiterhin, dass die Optikgrundplatte auf der nach dem Prinzip einer optischen Bank die Glühlampen-Strahlungsquelle (rechts) und der Strahlungsdetektor (links) montiert sind, im Analysator seitlich geführt wird aber auf einer Teflonplatte schwimmend gelagert ist, so dass die durch die hohen Tempera-turdifferenzen zwischen Betrieb und Lagerung auftretenden Längenänderungen der Gaszuführungen ausgeglichen werden und nicht zu mechanischen Spannungen führen. Die so realisierte räumliche „verbindungslose“ Trennung von Strahlungsquelle, Hoch-temperatur-Messkammer und Strahlungsdetektor hat den Nachteil, dass mit erhöhtem Rauschen zu rechnen ist, da die mechanische Stabilität geringer ist, machte jedoch durch den Vorteil des minimalen Wärmeüberganges die Realisierung einer derartigen Hochtemperatur-Messtechnik erst möglich. Ohne aktive Kühlung ergab sich damit eine Temperaturerhöhung im Geräteinnern um maximal 45 °C, was bei Verwendung speziell ausgelegter Strahlungsdetektoren einen Dauerbetrieb des Messsystems bei Umgebungstemperaturen von 45°C ermöglicht.
Bild 5.1: Integration der Hochtemperatur-Gasmesstrecke in einen Analysator
30
5.2 Aufbau der Steuerelektronik Für die Steuerung des Messsystems wurde eine Steuer- und Signalverarbeitungseinheit auf Basis eines Mikroprozessors MC68332 von Motorola aufgebaut. Die Rechnerplatine besitzt neben dem Controller 256 kByte Flash-EEPROM, 8 kByte NVRAM mit RTC, eine serielle Schnittstelle, Leistungstreiber zur Ansteuerung von Ven-tilen sowie eine Strahlerstromversorgung. Für Zeitsteuerungen und Regelungen mit PWM-Stellsignal sind mehrere TPU-Kanäle (time processing unit) herausgeführt. Zur Optiksignalverarbeitung sind Synchrongleichrichter vorhanden. Über Druck- und Temperaturmessungen ist eine Einflussgrößenkorrektur möglich. Zur Analog-Digital-Wandlung wird ein 16-Bit Sigma-Delta-Wandler mit vorgeschaltetem Multiplexer ver-wendet. Die verschiedenen Stufen der Synchrongleichrichter (Verstärker mit Polaritäts-umschaltung, Tiefpassfilter 2. Ordnung mit T = 1 s) können wahlweise zugeschaltet werden. Die Steuer- und Signalverarbeitungseinheit realisiert damit folgende Aufgaben.
- Strahleransteuerung bzw. Steuerung eines Chopperantriebes - Messung von drei Optikkanälen (CO, CH4, Referenz), - Messung und Regelung der Temperatur des Strahlungsdetektors, - Messung der Umgebungstemperatur, - Messung des Luftdruckes, - Berechnung der Messergebnisse und - Kommunikation mit Bedien-PC.
Als Strahlungsquellen wurden Glühlampen-Strahlungsquellen eingesetzt, da der zusätz-liche Energieeintrag minimal ist und bei Verwendung von Pyrodetektoren bis zu einer Wellenlänge von ca. 4.5 µm eine zuverlässige optische Strahlungsmessung realisiert werden kann. Durch die erreichte Isolation der Hochtemperatur-Gasmesstrecke wurde auch der Ein-satz kommerzieller Strahlungsquellen möglich. Insbesondere für die Kohlenmonoxid-messung erweist sich dies als Vorteil, wobei der mögliche Einsatzbereich eines derarti-gen Analysators durch die Verbreiterung des nutzbaren Strahlungsbereiches bis ober-halb 6 µm deutlich erweitert wird. Die Bilder 5.2 bis 5.4 zeigen das realisierte Analysatormuster.
Bild 5.3: Gasanschlüsse und thermostatisierba-res Gaszuführungssystem (300°C)
31
Bild 5.5 zeigt die Anordnung der wesentlichen Baugruppen des Analysators als sche-matische Darstellung. Im Funktionsmusterstadium wurde aus Sicherheitsgründen darauf verzichtet, die Ther-mostatisierungen in die Steuerelektronik zu verlegen. Unter diesem Aspekt wurden se-parate Regler für die äußere Gaszuführung und das innere Hochtemperatur-Gasführungssystem eingesetzt. (Bild 5.4) Der so ausgeführte Aufbau erwies sich als stabil. Die Anwärmzeit von Raumtemperatur auf 300 °C liegt in der Größenordnung von einer Stunde. Zusätzlich zum Einsatz von Glühlampen-Strahlungsquellen wurden Testmessungen sowohl mit einer direkt modulierbaren Strahlungsquelle reflectIR-P1S als auch mit ei-nem statische Drahtwendelstrahler mit mechanischer Chopperung und einer Verlustleis-tung von ca. 5 W durchgeführt.
Bild 5.4: Funktionsmuster mit separaten Temperatursteuer- und Überwachungs-einrichtungen
BBild 5.5: Schematische Darstellung der An-ordnung der wesent-lichen Baugruppen eines Hochtempera-turanalysators im Gerätegehäuse
32
5.3 Ergebnisse der Kalibrierung Die Kalibrierung des Messsystems zeigte eine gute Übereinstimmung zwischen der Kennlinienvorhersage und den Messwerten. Die Bilder 5.6 und 5.7 zeigen die aufge-nommenen Kennlinien des Analysatormusters. Die Bilder 5.8 und 5.9 typische Einlauf-kurven der Optiksignale beim Hochfahren des Systems.
BBild 5.6: gemessene Variation der Propankennlinie mit der Gastemperatur im Hochtemperatur-IR-Gasanalysator (Detektorthermostatisierung 60°C)
Absorptionsgrad
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0 2000 4000 6000 8000 10000c_C3H8 / ppm
35°C
170°C
300°C
BBild 5.7: gemessene Variation der CO-kennlinie mit der Gastemperatur im Hochtemperatur-IR-Gasanalysator (Detektorthermostatisierung 60°C)
Absorptionsgrad
0.0
0.1
0.2
0.3
0 2 4 6 8 10
c_CO / %vol
35°C
300°C
33
Die mathematische Beschreibung der Kennlinine kann für die Kohlenmonoxidmessung in geschlossener Form als Polynom 3. Grades erfolgen, für die Propanmessung erfolgt eine Umschaltung der Linearisierungsgleichungen bei 2000 ppm, wobei im hohen Kon-zentrationsbereich eine modifizierte Logarithmusfunktion verwendet wird und im niedri-gen Konzentrationsbereich ein quadratisches Polynom genutzt wird (vgl. auch [27]). Des Weiteren zeigt eine Rückrechnung der Kennlinien für 170°C und 300°C mittels Gasgesetzt auf die Ausgangskennlinie bei 35°, dass bei Propan auf Grund der nicht vorhandenen Feinstruktur des Spektrums auch eine einfache Vorhersage der tempera-turabhängigen Kennlinienvariation möglich ist. Mit dem realisierten Funktionsmuster konnte bei 300°C eine Konzentrationsauflösung von 50 ppm Propan erreicht werden.
23000
23500
24000
24500
25000
25500
26000
26500
0 60 120 180 240 300 360t / min
AD
-Wer
teCO
HC
Ref
BBild 5.8: Einlaufverhalten der Optiksignale im Hochtemperatur-IR-Gasanalysator (Detektor-thermostatisierung 60 °C) bei Inbetriebnahme mit 35 °C und beim Hochfahren der Be-triebstemperatur auf 300 °C, Zeitregime wie in Bild 5.9
BBild 5.9: Einlaufverhalten der Absorptionssignalwerte (vgl. Gleichung 4.1) im Hochtemperatur-IR-Gasanalysator (Detektorthermostatisierung 60 °C) bei Inbetriebnahme mit 35 °C und beim Hochfahren der Betriebstemperatur auf 300 °C (Nullpunktrückrechnung in jedem Abschnitt)
-0.010
-0.005
0.000
0.005
0.010
0 60 120 180 240 300 360t / min
Abs
orpt
ions
grad
CO
HC
35°C 35°C-300°C 300°C
34
6 Zusammenfassung und Ausblick In der vorliegenden Arbeit wurde eine Hochtemperaturoptik zur Direktmessung der Konzentrationen einzelner Komponenten in Gasen, Dämpfen und Sublimaten bei Pro-zesstemperaturen bis zu 300 °C mit Hilfe des infrarotoptischen Verfahrens entwickelt. Die geforderte Temperaturfestigkeit konnte durch Integration einer beheizbaren und gasdichten Edelstahlmesskammer mit Fensterverschraubungen und Kalrez 4079 Dich-tungen in einen Analysator erreicht werden, wobei die Konzentrationsmessstrecke in Form einer optischen Bank mit abgesetzten Strahler- und Detektoreinheiten realisiert wurde Im Rahmen von Vorausuntersuchungen wurden Untersuchungen zur Temperaturab-hängigkeit der IR-Absorption der Messgase durchgeführt, um Werkzeuge zu schaffen, die vor der Realisierung eines Messsystems und die Einschätzung von Anforderungs-profilen bezüglich Selektivität und erreichbare Konzentrationsauflösung gestatten. Die Vergleiche zwischen der durchgeführten Modellierung und der tatsächlich ermittel-ten Kennlinien zeigen, dass die Vorhersage des Geräteverhaltens und eine exakte Be-wertung der Realisierbarkeit einer Messaufgabe möglich sind. Bei der weiteren Umsetzung muss vor allem die Überhitzungssicherheit des Systems gewährleistet werden.
35
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36
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[32] Baschant, D. und Gatzmanga, H.: Verfahren zur Signalverarbeitung eines Gasanalysators mit Interferenzfil-tern und elektronischen Strahlungsdetektoren, DE 198 40 570 A1, 05. 09. 1998, M+R GmbH Köthe
![Landesentwicklungsplan Nordrhein-Westfalen (LEP NRW) · deelplan inzake grootschalige detailhandel [Sachlicher Teilplan Großflächiger Einzelhandel], het sinds 1995 geldende LEP](https://static.unterlagen.site/doc/80x56/610900647e50475ce6370899/landesentwicklungsplan-nordrhein-westfalen-lep-nrw-deelplan-inzake-grootschalige.jpg)
