СПОСОБ И УСТРОЙСТВО ДЕТЕКТИРОВАНИЯ ДОВЗРЫВНЫХ КОНЦЕНТРАЦИЙ МЕТАНА В ВОЗДУХЕ
METHOD AND APPARATUS FOR DETECTING PRE-EXPLOSION CONCENTRATION OF METHANE IN AIR

Предлагаемое изобретение относится к технике измерений довзрывных концентраций метана в воздухе производственных и жилых помещений с помощью термохимических (каталитических) газоанализаторов.
Термохимические газоанализаторы в настоящее время получили наибольшее распространение в практике газового анализа горючих газов и паров благодаря простоте принципиальных и конструкторских решений как первичных преобразователей (чувствительных элементов), так и датчика в целом; высокому выходному сигналу; избирательности только к горючим газам; небольшим массогабаритным параметрам датчика; диффузионному подводу анализируемой газовой смеси; простому способу защиты от пыли и скорости воздушных потоков с помощью металлокерамических газообменных фильтров.
Известный способ измерения и соответствующие конструкции газоанализаторов, изложенные в монографии [1], базируются на использовании мостовой измерительной схемы с двумя чувствительными элементами (рабочий и сравнительный), включенными в плечи моста и помещенными в реакционную камеру, сообщающуюся с анализируемой средой через металлокерамический газообменный фильтр. Питание мостовой измерительной схемы и соответственно чувствительных элементов осуществляют либо непрерывно, либо циклически, путем периодической подачи нагревно-измерительных импульсов тока определенной длительности, зависящих от массы и геометрических размеров чувствительных элементов. Импульсное питание, как правило, применяют в портативных метанометрах для сокращения энергопотребления и использования источников питания с меньшими массогабаритными параметрами.
Так как предлагаемое изобретение ориентировано на циклические режимы работы чувствительных элементов, то в качестве аналога выбран способ, который был реализован в ряде приборов (МСТ-01, МХ-2100 и др.).
В способе-аналоге [2] о содержании метана судят не по абсолютному значению сигнала мостовой измерительной схемы в статике, а по сигналу, измеряемому сразу после установления теплового равновесия между чувствительным элементом и окружающей средой, когда заканчивается процесс импульсного нагрева, т.е. после завершения теплового переходного процесса. Чтобы осуществить измерение, доступ в реакционную камеру ограничивают калиброванным отверстием, через которое осуществляется диффузионный поток анализируемой газовой смеси в реакционную камеру. При этом выбирают производительность рабочего чувствительного элемента, превышающую диффузионную пропускную способность калиброванного отверстия, и в течение непродолжительного времени наблюдается выгорание метана до установления диффузионного равновесия, при котором уменьшенный выходной сигнал от окисления метана строго соответствует диффузионной пропускной способности калиброванного отверстия. Процесс измерения осуществляют в период переходного процесса выгорания метана в реакционной камере и оценивают по разности сигналов, снимаемых в двух разнесенных во времени точках диффузионного переходного процесса. По завершению процедуры снятия информации цикл сразу прерывают и очередной цикл возобновляют после установления в реакционной камере концентрационного равновесия с окружающей анализируемой метановоздушной средой.
По сравнению со статическим методом циклический метод измерений позволяет избавиться от аддитивной составляющей погрешности, обусловленной дрейфом нулевых показаний моста, и сократить энергопотребление.
Недостаток - суммарная длительность цикла (импульс плюс пауза) зависит от массы чувствительных элементов и для существующих микромощных сенсоров составляет порядка 10 секунд, что для ряда случаев применения неприемлемо.
Известен другой способ [3] псевдонепрерывного метода измерений (прототип), отличающийся от аналога тем, что используют один рабочий чувствительный элемент, без сравнительного и выходной сигнал оценивают по разности тепловыделения рабочего чувствительного элемента при наличии в анализируемой газовой смеси горючей составляющей и при ее отсутствии.
1
2
Эту разницу тепловыделения определяют в фиксированном интервале времени переходного процесса, формируемого подачей нагревного импульса тока, при этом первая точка τ берется на начальной стадии нагревного импульса, когда горение (каталитическое окисление) на чувствительном элементе еще не началось, а вторая точка τ в начальный момент стадии теплового равновесия, когда в реакционной камере с ограниченным доступом анализируемой смеси происходит выгорание горючей составляющей. В результате так же, как и в аналоге, длительность цикла включает длительность нагревного импульса плюс длительность паузы, необходимой для установления концентрационного равновесия между реакционной камерой и анализируемой средой, что в конечном итоге затягивает во времени длительность цикла и снижает степень непрерывности измерений, что в ряде случаев недопустимо.
Целью настоящего изобретения является повышение эффективности циклического режима работы термокаталитического датчика (в части касающейся энергосбережения) за счет совершенствования метода измерения выходного сигнала и сокращения длительности нагревного импульса.
Поставленная цель достигается тем, что используют известный циклический метод питания мостовой измерительной схемы термокаталитического датчика метана, включающего рабочий и сравнительный чувствительные элементы, помещенные в реакционную камеру с диффузионным доступом анализируемой смеси, отличающийся тем, что форсирование тепломассообмена чувствительных элементов в переходном процессе достигают тем, что импульс тока (напряжения) в каждом цикле формируют путем ступенчатого изменения амплитуды импульса, первоначально подавая импульс с амплитудой, в 1,5-2 раза превышающей номинальное рабочее значение, и длительностью, достаточной для достижения номинальной рабочей температуры нагревателей, затем мгновенно снижают амплитуду до рабочего значения и отклик (выходной сигнал) измеряют в начальной стадии теплового равновесия (≥95% от установившегося значения выходного сигнала) в строго фиксированное время.
Настоящее изобретение помимо способа включает устройство, под которым подразумевается устройство микромощного чувствительного элемента термокаталитического датчика метана, пригодное для циклического режима работы. Наиболее распространены в отечественной и зарубежной практике детектирования довзрывных концентраций метана чувствительные элементы пелисторного типа. Из них наиболее предпочтительны для работы в циклическом режиме являются чувствительные элементы, конструкция которых описана в патенте [4], принятого авторами за аналог. Предпочтительность указанных пелисторов заключается в том, что они обладают наименьшими массогабаритными параметрами, и длительность нагревного импульса, достаточного для выхода чувствительного элемента на рабочий режим, составляет 1,5-2 с.
Недостаток - операции по изготовлению чувствительных элементов делаются вручную, отсюда значительный разброс характеристик чувствительных элементов, требующий тщательного трудоемкого подбора пар (сравнительного и рабочего чувствительных элементов). Кроме того, длительность переходного процесса в 1,5÷2 с не позволяет существенно снизить энергопотребление при работе в псевдонепрерывном режиме при соблюдении требований международных и российских стандартов по быстродействию промышленных газоанализаторов, которое для шахтных приборов должно быть ≤15 с, а для приборов общепромышленного назначения ≤30 с.
2
3
Известен другой тип чувствительного элемента (прототип), изготавливаемого по планарной технологии [5] с использованием платформ (мембран) из анодного оксида алюминия (АОА) в качестве подложки вместо носителя, применяемого в пелисторах и состоящего из высокопористого γ-AlO с порами, различными по форме и размерам.
Анодный оксид алюминия характеризуется высокоупорядоченной структурой пор; контролируемым диаметром пор и толщиной платформы в зависимости от условий анодирования, а также направленностью пор в строго перпендикулярном направлении по отношению к толщине платформы.
Платформы из АОА обладают достаточной механической прочностью, термической и химической устойчивостью и для настоящего уровня развития термокаталитической сенсорной техники являются наиболее предпочтительными для использования их в качестве подложек (платформ) для чувствительных элементов. В прототипе в основном изложены аспекты технологии получения платформ из АОА, но в нем также предлагается конструкция платформы для термокаталитического сенсора.
Недостаток, предложенный в прототипе конструкции платформы, заключается в том, что она в значительной степени повторяет конструкцию типовых платформ, применяемых в микроэлектронике в качестве подложек для микроэлектронных устройств (МЭУ), работающих при температурах в диапазоне -50÷50°C. Для высоких температур порядка 450-500°C, при которых работают термокаталитические сенсоры, важную роль играет оптимизация условий теплоотвода от нагревателя, расположенного на платформе, т.е. сокращение теплоотвода по элементам конструкции платформы из анодного оксида алюминия, обладающего большей теплопроводностью, чем окружающая газовоздушная среда. В прототипе не предусматривается конструктивных решений, существенно снижающих неэффективный отвод тепла по элементам конструкции платформы за счет теплопроводности, так же как и отсутствуют конструктивные решения по снижению конвективной составляющей теплоотвода от нагревателя и платформы в целом. Следствием таких решений является относительно высокое значение постоянной времени переходного процесса нагрева чувствительного элемента при работе его в импульсном режиме, а также зависимость выходного сигнала чувствительного элемента от его положения в пространстве за счет изменения конвективной составляющей теплоотвода.
Целью настоящего изобретения является разработка конструкции чувствительного элемента с подложкой (платформой) из анодного оксида алюминия, с минимизацией отвода тепла конвекцией и теплопроводностью материала платформы.
Другой целью настоящего изобретения является уменьшение постоянной времени переходного процесса нагрева чувствительного элемента для повышения его эффективности при работе в импульсном режиме.
Поставленные цели достигаются тем, что устройство чувствительного элемента термокаталитического датчика, изготовленного по микромашинным технологиям из нанопористого анодного оксида алюминия в форме платформы заданной конфигурации с напыленными на нее тонкопленочными платиновыми нагревателем, токоподводами и контактными площадками, отличающееся тем, что конфигурация платформы выполнена с выделением части ее, на которой расположен нагреватель, на отдельную площадку консольной формы, соединенной с основной частью платформы траверсами из материала платформы с напыленными на них тонкопленочными токоподводами, при этом геометрическая конфигурация консоли и ее определяющий размер d' минимизированы до значений, при которых реализуется пленочный режим теплоотвода в окружающую газовоздушную среду, характеризующийся коэффициентом теплоотдачи α=0,5λ/d',
где λ - коэф. теплопроводности газовоздушной среды, окружающей консоль, вт/м. град, d' - определяющий размер консоли, м.
Сущность способа и устройства поясняется примерами.
Пример 1, по способу
Предлагаемый способ пригоден для всех типов термокаталитических датчиков горючих газов и паров, работающих в циклическом режиме.
Особенно актуален он для портативных метанометров или портативных газоанализаторов на другие горючие газы и пары, работающих в так называемом псевдонепрерывном режиме. Под псевдонепрерывным режимом подразумевается циклический режим работы с длительностью нагревного импульса на существующих микромощных чувствительных элементах порядка 1,5-2 с и длительностью паузы, регламентируемой требованиями по быстродействию и составляющей обычно 15÷30 с.
В промышленно выпускаемых метанометрах, работающих в псевдонепрерывном режиме, в подавляющем большинстве используют батарею аккумуляторов типоразмер АА, емкостью 0,7-1,1 Ач, требующих периодической подзарядки.
Весьма выгодно с экономической и эксплуатационной точек зрения иметь в качестве источника питания не батарею аккумуляторов, а батарею гальванических элементов такого же типоразмера АА, которая могла бы обеспечить работу метанометра в течение не менее 1 года при соблюдении регламента, соответствующего 8-часовой работе в течение суток, при длительности паузы, не превышающей 15 с. Расчеты показывают, что при стандартной емкости гальванического элемента типа АА, равной 3,1 Ач, и значении тока в нагревном импульсе 50 мА, длительность импульса должна быть ≤0,25 с. Такая длительность импульса должна обеспечить не только разогрев чувствительного элемента до рабочей температуры порядка 450-500°C, но и быть достаточной для выполнения измерительных операций с требуемой нормативными документами погрешностью. Существующие в отечественной и зарубежной практике термокаталитические чувствительные элементы не могут обеспечить время разогрева и измерений, укладывающиеся в ≤0,25 с из-за их относительно больших массогабаритных параметров.
Поэтому экспериментальное подтверждение предлагаемого способа проведено на чувствительных элементах, разработанных авторами и декларируемых в п.2 формулы настоящего изобретения.
Экспериментальная оценка способа осуществлялась с использованием рабочего и сравнительного чувствительных элементов, помещенных в единый корпус с диффузионным заходом анализируемой смеси через металлокерамический газопроницаемый фильтр.
4
Чувствительные элементы, включенные в мостовую измерительную схему и образующие датчик метана, испытывались на стенде, оборудованном газовой измерительной камерой КИМ-1, в которую помещался датчик. Абсолютная погрешность создаваемых в камере КИМ-1 метановоздушных смесей была не хуже ±0,04% об. долей CH. Стенд включал также регулируемый источник питания, цифровой мультиметр (U, I, R), электронный блок, обеспечивающий импульсный режим работы с возможностью регулирования длительности и амплитуды импульса по току и напряжению, а также снятие и усиление выходного сигнала моста, подачу его в компьютер через встроенный аналого-цифровой преобразователь L-Card с последующей обработкой и представлением информации в цифровой и графической формах на монитор компьютера с распечаткой на принтере.
Ниже представлено краткое описание рисунков (фиг.1-9), иллюстрирующих результаты оценки способа:
Фиг.1. Импульс I=f(τ) нагревателя отдельного чувствительного элемента при подаче на него стабилизированного номинального (рабочего) напряжения.
Фиг.2. Характеристика переходного процесса I=f(τ) при форсированном импульсе нагревателей, включенных в ветвь моста.
Фиг.3. Характеристики (U, Т, W)=f(τ) форсированного переходного процесса чувствительных элементов мостовой измерительной схемы.
Фиг.4. Характеристики (U, Т, W)=f(τ) нефорсированного переходного процесса чувствительных элементов мостовой измерительной схемы.
4
Фиг.5. Пределы изменения абсолютной погрешности в зависимости от концентрации СН при снятии показаний в точке 125 мс от начала форсированного импульса.
4
Фиг.6. Пределы изменения абсолютной погрешности в зависимости от концентрации CH при снятии показаний о концентрации метана в точке 210 мс от начала форсированного импульса.
Фиг.7. Характер изменения выходного сигнала S=f(τ) (отклика) измерительной диагонали моста при выбранных параметрах форсажа и длительности импульса от 0 до 510 мс.
Фиг.8. Характер изменения выходного сигнала S=f(τ) измерительной диагонали моста на участке 90÷500 мс без форсирования импульса.
Фиг.9. Характер изменения выходного сигнала S=f(τ) измерительной диагонали моста на участке 20÷500 мс при форсированном импульсе.
Экспериментальная оценка способа выполнялась в следующей последовательности. Сначала была снята характеристика переходного процесса нагревного импульса тока при подаче на отдельный чувствительный элемент номинального рабочего стабилизированного импульса напряжения, достаточного для разогрева чувствительного элемента до рабочей температуры (фиг.1). Из этой характеристики I=f(τ) видно, что через 150 мс нагревный ток нагревателя выходит на его рабочее значение, продолжая разогревать тело чувствительного элемента до рабочей температуры.
Для сокращения времени разогрева чувствительного элемента были оценены различные режимы форсирования процесса нагрева путем первоначальной кратковременной подачи стабилизированного повышенного импульса напряжения с ограниченной длительностью, достаточной для достижения нагревателем чувствительного элемента рабочей температуры с последующим мгновенным переводом на пониженное стабилизированное рабочее напряжение, соответствующее значению тока, обеспечивающему поддержание рабочей температуры чувствительного элемента.
Форсирование нагрева отдельного чувствительного элемента отличается от форсажа двух чувствительных элементов, включенных в мост, из-за неупорядоченности начального разогрева чувствительных элементов, вследствие небольшой разницы в их массах, поэтому форсирующий импульс оценивался для мостовой измерительной схемы с чувствительными элементами, включенными в одну ветвь.
В результате оценки различных амплитуд и длительности форсирующего импульса установлено, что при амплитуде форсирующего импульса U фор=1,6 U раб и его длительности 20 мс на чувствительных элементах, включенных в мостовую измерительную схему, успевает установиться стабильное значение нагревного тока I=40 мА, необходимое и достаточное для поддержания рабочей температуры.
На фиг.2 представлена характеристика переходного процесса I=f(τ) для форсированного режима, из которой видно, что через 20 мс значение нагревного тока при выбранных параметрах форсажа (U ф=4,4 В, τ=20 мс) достигает своего номинального значения, равного 40 мА, обеспечивая таким образом ускорение процесса нагрева чувствительных элементов.
На фиг.3 представлены характеристики форсированного переходного процесса (U, Т, W)=f(τ), свидетельствующие о том, что температура Т нагревателя чувствительного элемента успевает за 20 мс прогреться до его рабочего значения (порядка 520°C). Для сравнения на фиг.4 представлены характеристики нефорсированного переходного процесса (U, Т, W)=f(τ), из которых видно, что прогрев нагревателя чувствительного элемента Т носит экспоненциальный характер и достигает установившегося значения за 250-300 мс.
4
4
4
Сравнение характеристик, изображенных на фиг.3 и 4, показывает, что при форсаже в интервале 100-150 мс температура нагревателя чувствительного элемента приобретает значение, равное значению Т в конце форсажа (τ=20 мс), что свидетельствует о завершении процесса разогрева всего чувствительного элемента и установлении его теплового равновесия. На основании полученных данных рекомендуется для метансигнализаторов (в которых не требуется высокая точность и погрешность ≤±0,2% об. долей CH в диапазоне 0÷1% об. долей CH вполне удовлетворительна) снимать показания о концентрации СН через 125 мс после начала форсированного импульса с одновременным прекращением импульса.
4
4
Для газоанализаторов метана, где абсолютная погрешность в диапазоне 0-1% об. долей СН не должна превышать ±0,1% об. долей CH, рекомендуется снимать показания о концентрации метана в интервале времени от 210 до 250 мс.
На фиг.5 представлены пределы изменения абсолютной погрешности (ошибки) для многочисленных измерений (не менее 50) в зависимости от концентрации метана при снятии показаний в точке 125 мс.
На фиг.6 представлена.аналогичная зависимость при снятии показаний о концентрации метана в точке 210 мс.
Характер изменения выходного сигнала S=f(τ) измерительной диагонали моста, снятого на чистом воздухе, усиленного в n раз операционным усилителем и искусственно смещенного (относительно нулевых показаний для наглядной демонстрации характера изменения во времени при выбранных параметрах форсажа), представлен на фиг.7.
На фиг.8 и 9 представлен характер изменения выходного сигнала S=f(τ), без форсажа (фиг.8) и при форсаже (фиг.9) процесса нагрева чувствительных элементов.
Пример 2, по устройству
Перечень и краткое описание рисунков (фиг.10-15), иллюстрирующих устройство.
Фиг.10а - рабочий чувствительный элемент консольного типа с вертикальным расположением платформы.
Фиг.10б - сравнительный чувствительный элемент консольного типа с вертикальным расположением платформы.
Фиг.11 - рабочий чувствительный элемент с горизонтальным расположением платформы.
Фиг.12 - сравнительный чувствительный элемент с горизонтальным расположением платформы.
Фиг.13 - схематическое изображение вертикального расположения чувствительного элемента консольного типа.
Фиг.14 - увеличенное фото чувствительного элемента консольного типа.
Фиг.15 - схематическое изображение составляющих термокаталитического сенсора.
Устройство представляет собой нанопористый чувствительный элемент, изготовленный по технологии АОА, конфигурация которого представлена на фиг.10а (рабочий чувствительный элемент) и на фиг.10б (сравнительный чувствительный элемент). Основное конструктивное отличие чувствительного элемента заключается в том, что для уменьшения теплоотвода от нагревателя, выполненного в виде платинового меандра из полосок шириной 30 мкм и толщиной 1 мкм, передача тепла осуществляется в основном через воздушное пространство, окружающее площадку нагревателя, и частично через траверсы токоподводов, соединяющих нагреватель с основной частью платформы (подложки). Толщина платформы 30 мкм. Размер пор 50-70 нм. На фиг.11 и 12 представлен вариант горизонтального расположения платформы. В таблицах, представленных под фигурами 10÷12, указаны основные размеры платформ.
На фиг.13 дано изображение вертикального расположения чувствительного элемента консольного типа. На фиг.14 - фото чувствительного элемента в 20-кратном увеличении. На фиг.15 представлены конструктивные составляющие термокаталитического сенсора, где 1 и 2 - рабочий и сравнительный чувствительные элементы; 3 - транспортные колпачки, предохраняющие чувствительные элементы при их поставке потребителю; 4 - втулка для размещения чувствительных элементов; 5 - втулка, образующая реакционную камеру; 6 - металлокерамический газопроницаемый взрывозащитный фильтр; 7 - корпус сенсора.
Выбор конфигурации и геометрических размеров платформы, консоли, траверс, а соответственно тонкопленочных платиновых покрытий, образующих меандр, токоподводы и контактные площадки, осуществлен с учетом реализации следующих технических и технологических решений:
- минимизация габаритных размеров нагревателя с целью снижения потребления электроэнергии, а также обеспечения возможности работы в импульсном режиме с τ, не превышающей 0,25 с;
- снижения теплопередачи через материал подложки (платформы) и сокращения конвективной составляющей теплоотвода до значения, при котором теплоотдача практически не зависит от положения платформы в пространстве;
- обеспечения технологичности нанесения каталитически активного покрытия на площадку нагревателя.
Ниже приведена теплотехническая оценка стационарных статических режимов работы нагревателя горизонтального и вертикального расположения.
1
Горизонтальный вариант. При работе в статическом (стационарном) режиме температура на каталитически активной поверхности нагревателя, (площадка меандра) за счет тока нагревателя поддерживается в пределах 450±5°С. Отвод тепла от разогреваемых электрическим током меандра и части платформы, на которой расположен меандр (площадка меандра), осуществляется за счет теплопроводности и конвекции в окружающую среду; теплопроводности по платиновым токоподводам и материалу траверс к основной части платформы; излучения в окружающую среду. Согласно закону Ньютона-Рихмана составляющая Р (отвод тепла за счет теплопроводности и конвекции в окружающую среду) равна:
где α - коэффициент теплоотдачи, Вт/м°С;
2
F - площадь поверхности, через которую происходит отвод тепла, м;
Δt - градиент температуры между поверхностью площадки меандра и окружающей средой, °C.
Для определения α воспользуемся математическим аппаратом теории подобия, согласно которой величина α может быть найдена из следующего уравнения:
m
где Nu - число Нуссельта, значение которого, в свою очередь, определяется по формуле:
здесь Gr - число Грасгофа; Pr - число Прандтля; C, n эмпирические коэффициенты, являющиеся функцией аргумента Gr·Pr и для нашего случая С=1,18, n=0,125;
λ - коэф. теплопроводности среды, Вт/м°C;
D' - определяющий размер, м.
2
где g - ускорение свободного падения, м/с;
c
t - температура среды, °C;
m
2
v - коэф. кинематической вязкости среды, м/с.
2
2
здесь а - коэф. температуропроводности, м/с, v - коэф. кинематической вязкости, м/с.
m
m
индекс «m» в формулах 2.2-2.5 означает, что отмеченные им величины вычисляются при определяющей температуре t, представляющей собой среднюю температуру пограничного слоя, °C.t=(450+20)/2=235°C.
m
m
m
Рассчитанные по приведенным формулам значения чисел Gr и Pr для нашего случая при рабочей температуре 450°C составляют Gr=0,420; Pr=0,677. Из теории теплопередачи известно, что при (Gr·Pr)<1, значение Nu=0,5 и остается постоянным. В нашем случае (Gr·Pr)=0,284, откуда:
т.е. коэффициент теплоотдачи зависит главным образом от теплопроводности среды и определяющего размера площадки, на которой размещен нагревательный меандр и каталитически активное покрытие. Для нашего случая за определяющий размер примем толщину пластинки, равную 0,00003 м. Общий размер нагреваемого тела: ширина - 300 мкм, длина 360 мкм, толщина пластинки - 30 мкм. Вся поверхность нагреваемого тела за вычетом поверхности токоподводов составляет
-2
Коэффициент теплопроводности окружающей среды равен коэффициенту теплопроводности воздуха, т.к. детектируемые газы составляют доли процента и на общую теплопроводность воздушной среды практически не влияют λ=4,268·10 Вт/м°C.
Значение величины α составит
1
Тогда отвод тепла, за счет теплопроводности и конвекции от нагретой площадки, составит - P:
.
2
Отвод тепла токоподводами и траверсами - Р:
т
где λ - коэффициент теплопроводности материалов токоподводов и траверс, Вт/м°C,
Δt - температурный градиент, °C;
Δℓ - длина токоподвода и траверсы, м;
т1
2
f - площадь поперечного сечения платинового токоподвода, м;
т2
2
f- площадь поперечного сечения траверсы, м;
Для горизонтального варианта расположения платформы имеем:
т
Коэф. теплопроводности платины - λ=70 Вт/м°С;
Т
Коэф. теплопроводности материала траверс (АОА) λ=3,349 Вт/м°С; Температурный градиент Δt=400°С; (температура поверхности каталитически активного покрытия - 450°С, температура стоек основания КТ-1, к которым прикреплен микрочип - 50°С);
Δℓ - длина токоподвода и траверсы - 375 мкм, ширина траверсы 90 мкм, ширина полоска 60 мкм;
т1
2;
f - площадь поперечного сечения платинового токоподвода 60 мкм
т2
2;
f - площадь поперечного сечения траверсы 2700 мкм
Отвод тепла 2-мя платиновыми токоподводами
Отвод тепла 2-мя траверсами из АОА:
Суммарный отвод тепла токоподводами и материалом траверс:
3
Отвод тепла излучением - Р:
где ε - коэф. (степень) черноты поверхности каталитически активного покрытия;
о
2
С=5,67 - постоянная Стефана-Больцмана, Вт/м°С;
к
Т - температура поверхности каталитически активного покрытия, °C;
с
Т - температура среды (воздуха), °C;
2
F - площадь поверхности излучения, м;
Для микрочипа I варианта имеем:
к
с
-10-9
2
ε=0,7; Т=450°С; Т=20°С; F=342,6 м.
Соответственно, отвод тепла излучением составит:
Суммарный отвод тепла за счет теплопроводности среды и конвекции, теплопроводности траверс и токоподводов, а также за счет излучения составит
По аналогии с приведенным тепловым расчетом горизонтально расположенного нагревателя, произведем теплотехническую оценку вертикального консольного типа нагревателя.
1
Отвод тепла за счет теплопроводности и конвекции в окружающую среду P составит
где
Δt=(450+20)/2=235°С
d'=0,00003 м
2
Отвод тепла токоподводами и траверсами Р:
- отвод тепла двумя платиновыми токоподводами
двумя траверсами из АОА:
Суммарный теплоотвод токоподводами и траверсами:
3
Отвод тепла излучением Р:
Суммарный отвод тепла за счет теплопроводности среды и конвекции, теплопроводности траверс и токоподводов, а также за счет излучения, для консольного вертикального положения платформы составит:
Таким образом, по теплоотдаче вертикальный консольный нагреватель предпочтительнее горизонтального в n раз
На основании проведенных теплотехнических расчетов предпочтение было отдано II варианту с вертикальным расположением платформы и поэтому исследования режимов импульсного питания проведены на образцах этого варианта.
Для платформы консольного типа имеем:
о
R - сопротивление нагревателя при комнатной температуре 10,5 Ом;
p
R - сопротивление при рабочей температуре 20,85 Ом;
U - напряжение питания ЧЭ 1,4 В; моста - 2,8 В;
I - установившееся значение тока 40 мА;
τ - время прогрева ЧЭ (90-95% от установившегося значения) - ≤0,25 с;
-3
α - температурный коэф. сопротивления платинового нагревателя 2,1·10 Ом/°С;
m - масса консольной части (расчетная) ≤0,1 г.
Туст.=495°С.
Основное применение разработанных чувствительных элементов: для портативных переносных метанометров - сигнализаторов метана и других горючих газов; для полустационарных газоанализаторов метана, применяемых при геолого-разведочных работах; для стационарных систем с передачей информации по радиоканалу и питанием датчика от батареи гальванических элементов.
Источники информации
1. В.Н.Тарасевич. Металлические терморезисторные преобразователи горючих газов. - Киев: Наукова думка. 1988. 283 с.
2. Е.Ф.Карпов и др. Устройство для измерения горючего газа. Авторское свидетельство СССР №1627960, Б.И. №6, 15.02.1991.
3. Д.Н.Федоров и др. Способ определения концентраций горючих газов в кислородосодержащей среде. Патент РФ №2360236. Зарегистрировано в Государственном реестре изобретений РФ 27 июня 2009 г.
4. А.В.Рязанов и др. Чувствительный элемент газоанализатора. Патент Россия №2204123. Зарегистрирован 10 мая 2003 г.
5. Руткевич и др. Nanostructured ceramic platform for micromachined devices and device arrays. Патент США №2002/0118027, опубликовано 29 августа 2002 г.