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Erprobung und Anwendung von Oberflächensensoren

und Sensorarrays zur Erfassung instationärer

Wandschubspannungen an Schaufelprofilen

Oliver Burkhardt

Von der Fakultät V

Verkehrs- und Maschinensysteme

der Technischen Universität Berlin

zur Erlangung des akademischen Grades

- Dr.-Ing. -

genehmigte Dissertation

Berlin, März 2004

(D 83)

Erprobung und Anwendung von Oberflächensensoren

und Sensorarrays zur Erfassung instationärer

Wandschubspannungen an Schaufelprofilen

vorgelegt von

Oliver Burkhardt

Von der Fakultät V

Verkehrs- und Maschinensysteme

der Technischen Universität Berlin

zur Erlangung des akademischen Grades

- Dr.-Ing. -

genehmigte Dissertation

Promotionsausschuss:

Vorsitzender: Prof. Dr.-Ing. C. Paschereit

Gutachter: Prof. Dr.-Ing. W. Nitsche

Prof. Dr.-Ing. Dr. hc. C. Haberland

Dr.-Ing. F. Haselbach

Tag der wissenschaftlichen Aussprache:

19.12.2003

Berlin, 2004

(D 83)

Vorwort

Die vorliegende Arbeit entstand während meiner Tätigkeit als wissenschaftlicher Mitarbeiter

im Fachgebiet Aerodynamik am Institut für Luft- und Raumfahrt der Technischen Universität

Berlin im Rahmen mehrere nationaler und europäischer Forschungsvorhaben.

Mein ganz besonderer Dank gilt meinem Doktorvater und Leiter des Fachgebietes

Aerodynamik, Herrn Prof. Dr. Ing. W. Nitsche, der mir stets mit Rat und Tat zur Seite stand

und es mir hierdurch ermöglichte, die gestellten Aufgaben in den mir anvertrauten

Forschungsprojekten fachgerecht zum Erfolg zu führen. Dank dieser Hilfe ist es mir gelungen

die erzielten Ergebnisse zusammenzutragen und in der vorliegenden Arbeit auf Papier zu

bringen.

Bedanken möchte ich mich auch recht herzlich bei den Herren Prof. Dr.-Ing. Ch. Haberland

und Dr.-Ing. F. Haselbach für die Übernahme des Koreferats sowie ihrer Unterstützung bei

der Ausarbeitung einiger Details. Ebenso danke ich Herrn Prof. Dr.-Ing. C. Paschereit für die

Übernahme des Prüfungsvorsitzes im Prüfungsausschuss.

Mein Dank gilt auch allen Kollegen der Nitsche-Arbeitsgruppe, die mich während meiner Zeit

als wissenschaftlicher Mitarbeiter begleitet haben. Insbesondere danke ich meinem

langjährigen Zimmerkollegen Uyung und seiner reizenden Familie. Während unserer

gemeinsamen kollegialen Zeit haben wir eine Vielzahl von anregenden fachspezifischen und

privaten Gesprächen geführt und eine tiefe Freundschaft aufgebaut.

Für die große Hilfsbereitschaft danke ich auch „der guten Seele des ILR“ Reiner Thiel, den

Mitarbeitern der Institutswerkstatt sowie dem Team des E-Labors. Dank ihrer Hilfe konnte

ich die experimentellen Untersuchungen zum Erfolg führen.

Auch möchte ich mich bei denjenigen Studenten und „HiWi’s“ bedanken, die durch ihre

Studien- und Diplomarbeiten zum Gelingen dieser Arbeit beigetragen haben. Sowohl ihre

Grundlagenuntersuchungen als auch ihre tatkräftige Unterstützung während der Prüfstand-

Messkampagnen bilden eine fundamentale Basis dieser Arbeit.

Zum Gelingen der experimentellen Untersuchungen haben auch H. Rohkamm und A.

Oehlmann beigetragen, die ihre Zeit und Prüfstände während der Messkampagnen zur

Verfügung stellten.

Bedanken möchte ich mich auch bei den industriellen Projektpartnern, die mir durch ihre

Interessenschwerpunkte eine Basis für meine Forschungsschwerpunkte boten.

Auch meiner Familie danke ich für ihre Hilfe, da diese Arbeit sicherlich nicht ohne ihre

Unterstützung zustande gekommen wäre. Ganz besonderes dankbar bin ich meiner

Großmutter, die mich durch die Jahre meines Studiums und der Zeit als WM begleitete und

mir hierdurch den notwendigen Rückhalt gab.

Selbstverständlich möchte ich mich an dieser Stelle auch von ganzem Herzen bei meiner

Freundin bedanken, die mein Privatleben in den letzten Jahre ganz schön kräftig

durcheinander würfelte, Grazie Tesoro!

Oliver Burkhardt Berlin, Februar 2004

Inhaltsverzeichnis

I) NOMENKLATUR

II) ÜBERSICHT

1 EINLEITUNG 1

2 STAND DER FORSCHUNG 3

2.1 Sensorik zur Erfassung von Wandschubspannungen 3

2.1.1 Oberflächenheißfilm 3

2.1.2 Oberflächenhitzdraht 9

2.1.3 MEMS-Oberflächensensoren 12

2.1.4 Beschichtung von Oberflächensensoren 15

2.2 Transitionsmechanismen in Turbomaschinen 16

2.3 Ziele der vorliegenden Arbeit 23

3 VERSUCHSANLAGEN, MESSSYSTEME UND SIGNALVERARBEITUNG 24

3.1 Versuchsanlagen 24

3.1.1 Axialventilator des Profilwindkanals (ILR) 24

3.1.2 Niedergeschwindigkeits-Verdichterprüfstand (PFI) 25

3.1.3 Niedermachzahl-Turbinenprüfstand (ILA) 27

3.1.4 Transsonik-Windkanal (ILR) 28

3.2 Messsysteme 29

3.2.1 Mehrkanal Konstant-Temperatur Anemometer (M-CTA) 29

3.2.2 Mehrkanal Datenerfassungssystem (MEDES) 30

3.3 Signalverarbeitung 32

3.3.1 Statistische Größen 32

3.3.2 Fourier-Analyse 34

3.3.3 Korrelation 35

4 EXPERIMENTELLE VORUNTERSUCHUNGEN 36

4.1 Oberflächenheißfilm 36

4.2 Oberflächenhitzdraht 40

4.3 MEMS-Oberflächenheißfilm 42

4.4 Vergleich der Oberflächensensoren 45

4.5 Voruntersuchungen am Axialventilator 46

4.6 Wertung der Voruntersuchungen 49

5 EXPERIMENTELLE HAUPTUNTERSUCHUNGEN 51

5.1 Ergebnisse am Niedergeschwindigkeits-Verdichterprüfstand (LSRC) 51

5.1.1 Untersuchungen an einem Stator 52

- Einflüsse auf die saugseitige Transitionslage 52

- Anwendung eine Oberflächenhitzdrahtarrays 54

- Grenzschichtentwicklung bei m

=6.4 kg/s (ηmax) 56

5.1.2 Untersuchungen an einem Rotor 60

- Einflüsse auf die saugseitige Transitionslage 60

- Grenzschichtentwicklung bei m

=6.4 kg/s (ηmax) 62

- Grenzschichtentwicklung bei m

=6.0 kg/s 67

- Grenzschichtentwicklung bei m

=5.85 kg/s 71

5.2 Ergebnisse am Niedermachzahl-Turbinenprüfstand (LSTR, NGV-2) 74

5.2.1 Erfassung von Kühllufteinfluss 75

- Saugseite 75

- Druckseite 76

5.2.2 Erfassung von Sperrlufteinfluss R16 80

- Saugseite 80

- Druckseite 81

5.2.3 Erfassung von Sperrlufteinfluss R19 82

- Saugseite 82

- Druckseite 83

5.3 Wertung der Hauptuntersuchungen 84

6 ZUSAMMENFASSUNG 86

LITERATUR

Nomenklatur Lateinische Buchstaben

n B, A, [-] Kalibrationskonstanten

b [m] Spannweite

b [m] Breite eines Sensors

c [m] Sehnenlänge

c [-] Reibungsbeiwert

c [J/kgK] Spezifische Wärmekapazität bei konstantem Druck

d [m] Durchmesser

[V] Spannung (output voltage)

[V] Gleichspannungsanteil der Ausgangsspannung

e [V] Fluktuationsanteil der Ausgangsspannung

F [m²] Fläche

I [A] Elektrischer Strom

K [m²/s] Beschleunigungsparamter

l [m] Lauflänge eines Profils, Länge eines Sensors

Leff [m] Effektive Sensorlänge

P [-] Punkt im Rechenraum (x,z,t)

R [Ω] Ohmscher Widerstand

f [Hz] Frequenz

fc [Hz] Grenzfrequenz

 [kg/s] Massenstrom

n [min-1] Drehzahl

p [N/m2] Statischer Druck

 [W] Ohmsche Wärme, elektrische Wärme

 [W] Leitungswärme

 [W] Konvektive Wärme

 [W] Wärmestrom

t [s] Zeit

T [K] Temperatur

Tu [%] Turbulenzgrad

u [m/s] Strömungsgeschwindigkeit

[m/s] Wandschubspannungsgeschwindigkeit

x,y,z [m] Ortskoordinaten (Lauflänge, Wandabstand, Spannweitige Koordinate)

u+ [-] Dimensionslose Geschwindigkeit

y+ [-] Dimensionsloser Wandabstand

Griechische Buchstaben

[1/K] Widerstandstemperaturkoeffizient

[m] Grenzschichtdicke

T [m] Dicke der Temperaturgrenzschicht

S [m] Dicke der viskosen Unterschicht

[N/m2] Wandschubspannung

[N/m2] Mittelwertanteil der Wandschubspannung

′ [N/m2] Fluktuationsanteil der Wandschubspannung

[kg/m³] Dichte eines Fluids

[m] Wellenlänge

[W/mK] Wärmeleitfähigkeit

[kg/ms] dynamische Viskosität

[m2/s] kinematische Viskosität

[-] Intermittenzfaktor

Kennzahlen

Re Reynolds-Zahl

Reuτ Schubspannungs-Reynolds-Zahl

Ma Mach-Zahl

Nu Nusselt-Zahl

Pr Molekulare Prandtl-Zahl

St Stanton-Zahl

Abkürzungen

AC Wechselspannungsanteile

CTA Konstant-Temperatur Anemometer / Anemometrie

DC Gleichspannungsanteile

HP Hochpass Filter

LP Tiefpass Filter

M-CTA Mehrkanal Konstant-Temperatur Anemometer

MEDES Messdatenerfassungssystem

MEMS Mikro-Elektro-Mechanisches System

OHD Oberflächenhitzdraht

OHF Oberflächenheißfilm, Dünnfilm

OHR Überhitzungsverhältnis (Overheat ratio)

SNR Signal/Rausch-Verhältnis

Übersicht

Die vorliegende Arbeit beschreibt die Erprobung und Anwendung von Oberflächensensoren

und Sensorarrays zur Erfassung instationärer Wandschubspannungen an Schaufelprofilen.

Experimentelle Voruntersuchungen von thermoresistiven Sensoren unterschiedlicher

Bauweisen dienen dabei der Charakterisierung statischer und dynamischer Eigenschaften. Im

Rahmen der Experimente wird neben konventionellen Oberflächenheißfilmen auch mikro-

technisch gefertigte MEMS-Heißfilme und Oberflächenhitzdrähte betrachtet.

Neben Untersuchungen zur Kalibration, Sensitivität und Grenzfrequenz der Sensoren werden

auch Versuche zur Erhöhung der mechanischen Robustheit von Oberflächenheißfilmen und

der Erfassung des Thermalhaushaltes von Oberflächenhitzdrähten durchgeführt. Die

mechanische Robustheit von Heißfilmen lässt sich beispielsweise durch eine dünne

Oberflächenbeschichtung erhöhen. Dies wirkt sich jedoch dämpfend auf die dynamischen

Eigenschaften des beschichteten Sensors aus. MEMS-Oberflächenheißfilme und Senflex-

Heißfilme werden daher hinsichtlich des Einflusses solcher Schutzschichten auf das

Signal/Rausch-Verhältnis und der Grenzfrequenz erprobt. Die Ergebnisse zeigen, dass eine

Erhöhung der Materialschutzschichtdicke zu einer Reduktion der Grenzfrequenz und der

Sensitivität führt. Die Erfassung des Thermalhaushaltes von Oberflächenhitzdrähten sowie

der gegenseitigen thermischen Beeinflussung dieser Sensoren in einem Array waren ebenfalls

von Interesse. Es zeigt sich, dass die thermische Entkopplung von Sensor und Struktur bei

einem Hitzdraht im Vergleich zur wandbündigen Sensoranordnung eines Heißfilms zu einer

deutlich erhöhten Sensor-Sensitivität führt.

Einen weiteren zentralen Aspekt dieser Arbeit stellt die Anwendung von Oberflächensensoren

zur Erfassung instationärer Wandschubspannungsverteilungen dar. Untersuchungen an

Turbomaschinenschaufeln in Profilprüfständen bilden hierbei ein geeignetes Anwendungs-

beispiel, da sie die Beobachtung grundlegender Mechanismen der Grenzschichttransition an

Schaufelprofilen unterschiedlicher 2- & 3D-gekrümmter Geometrien ermöglichen. Bedingt

durch sehr dünne Schaufelgrenzschichten ist eine sehr sorgfältige Applizierung der Sensoren

entscheidend für die Qualität der Messergebnisse. Neben konventionellen Oberflächen-

heißfilmen werden auch Oberflächenhitzdrähte als Kaptonfolien-Arrays zur Anwendung

gebracht. Eine Erweiterung des Anwendungspotentials bilden auch Untersuchungen an einer

rotierenden Verdichterschaufel. Die Nutzung eines miniaturisierten Mehrkanal-CT-

Anemometers sowie einer Telemetrieeinheit zur verbindungslosen Datenübertragung

ermöglicht dabei die kontinuierliche simultane Datenerfassung von Strömungsinformationen

an der Schaufel. Die erfassten Informationen zeigen die Auswirkungen einer periodisch-

instationären Zuströmungen auf die Mechanismen der Grenzschichttransition an Verdichter-

und Turbinenschaufeln.

Die Ergebnisse der vorliegenden Arbeit zeigen insbesondere auf dem Gebiet der Schaufel-

aerodynamik neue Einsatzbereiche thermoresistiver Oberflächensensoren unterschiedlicher

Bauweisen auf. Die Nutzung von Sensorarrays an Verdichter- und Turbinenschaufeln erlaubt

dabei exemplarisch die instationäre Erfassung von Wandschubspannungen und grundlegender

Mechanismen der Grenzschichttransition.

11. Einleitun

1. Einleitung

Die zentrale Aufgabe der experimentellen Aerodynamik ist die Erfassung aller strömungs-

relevanten Parameter mit Hilfe von Einzelsensoren, Sensorarrays oder auch flächigen

Feldmessverfahren. Die hierbei gewonnenen Daten liefern sowohl detaillierte Erkenntnisse

über die jeweils vorliegenden Strömungsphänomene als auch wichtige Informationen zur

Überprüfung numerischer Rechenverfahren. Zu den besonders aussagekräftigen Mess-

parametern zählen unter anderem auch die mit Hilfe von Wand- bzw. Oberflächensensoren

gewonnenen Daten, mit denen sich insbesondere auch Grenzschichtzustände sehr gut

darstellen lassen.

Im Mittelpunkt der vorliegenden Arbeit steht die Erprobung und Anwendung thermoresistiver

Oberflächensensoren und Sensorarrays, die eine stationäre sowie auch instationäre Erfassung

von Wandschubspannungen ermöglichen. Im Rahmen der Arbeit werden neben

konventionellen Oberflächenheißfilmen erstmals auch mikrotechnisch gefertigte Heißfilme

(sog. Mikro-Elektro-Mechanischen Systeme, MEMS) sowie Oberflächenhitzdrähte benutzt

und in Windkanalversuchen hinsichtlich ihrer statischen und dynamischen Vor- und Nachteile

erprobt. Die wandbündig angeordneten Hitzdrähte zeichnen sich durch eine besonders

günstige thermodynamische Anordnung des Sensorelementes aus und erlauben daher eine

deutlich verbesserte dynamische Signalauflösung gegenüber klassischen Heißfilmen. Mit

einer dünnen Polyimide-Folie (Kapton-Folie) als Substrat lassen sich zudem flexible

Sensorarrays herstellen und erstmals auch dreidimensional gekrümmte Konturen

instrumentieren. Neben den statischen und dynamischen Eigenschaften von Oberflächen-

sensoren ist in Hinblick auf mögliche industrielle Anwendungen an Flugzeugen auch die

mechanische Robustheit dieser Sensoren von großem Interesse. Im Rahmen der Arbeit

werden daher auch Untersuchungen zur Erhöhung der Widerstandsfähigkeit von

Oberflächenheißfilmen durchgeführt. Diese lässt sich beispielsweise durch eine dünne

Beschichtung der Sensoroberfläche erhöhen, was sich allerdings negativ auf die Dynamik des

Heißfilms auswirkt. Konventionelle Senflex-Oberflächenheißfilme und MEMS-Heißfilme

werden daher hinsichtlich des Einflusses solcher Beschichtungen auf das Signal/Rausch-

Verhältnis und der Grenzfrequenz erprobt. Betrachtet werden hierbei die Auswirkungen

unterschiedlicher Materialien und Schichtdicken.

Ein weiterer zentraler Aspekt der vorliegenden Arbeit ist die Anwendung von

Oberflächenarrays zu Erfassung instationärer und transitionaler Wandschubspannungs-

verteilungen. Ein typisches Anwendungsbeispiel hierzu sind Untersuchungen zur Erfassung

von periodisch-instationären Grenzschichtcharakteristiken an Schaufelprofilen. Insbesondere

auf diesem Gebiet der experimentellen Profilaerodynamik besteht heute ein wachsender

Bedarf an zeitlich und flächig hochauflösenden Sensoren, da die Effizienz moderner

Turbomaschinen entscheidend über den aerodynamischen Wirkungsgrad der Schaufeln

definiert wird. Schaufel- und Stufenanzahl sind hierbei maßgebliche Parameter die auch

entscheidend zum Gewicht eines Triebwerkes beitragen. Da sich eine Gewichtsreduktion

direkt auf den Treibstoffverbrauch auswirkt, wird bei der Auslegung moderner Verdichter und

Turbinen eine reduzierte Anzahl von Schaufeln und Gitterstufen angestrebt. Bei bestehenden

Turbomaschinenkomponenten hingegen führt eine Verringerung der Schaufelzahl zu einer

Abnahme des Wirkungsgrads, sofern keine problemorientierte aerodynamische

Nachoptimierung der Schaufelprofile erfolgt. Die aerodynamische Auslegung von Schaufel-

2 1. Einleitung

profilen erfolgt heute überwiegend durch numerische Berechnungen. Um jedoch die

Genauigkeit der Rechenverfahren und mögliche Schwächen in den Algorithmen zu

überprüfen, muss auf experimentelle Daten zurückgegriffen werden, die an speziellen

Profilprüfständen gewonnen werden. Deren Erfassung stellt sehr hohe Anforderungen an die

Strömungsmesstechnik, da sich an Turbomaschinenschaufeln sehr dünne und durch

hochfrequente, periodisch-instationäre Einflüsse geprägte Grenzschichten ausbilden.

Nachlaufinduzierte sowie beruhigte Grenzschichtbereiche, die in einem schnellen temporären

Wechsel auftreten, können dabei auch unterschiedliche Transitionsmechanismen hervorrufen.

Um derartige Effekte experimentell erfassen zu können, sind zeitlich und flächig

hochauflösende Messungen der Wandschubspannungsverteilung erforderlich. Resultierend

aus diesen physikalischen Randbedingungen müssen Sensoren Anwendung finden, die eine

oberflächenbündige Instrumentierung als Array erlauben, und eine hohe dynamische

Signalauflösung gewährleisten. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit werden daher

Oberflächenheißfilme und -hitzdrähte zur Bestimmung der Position des Transitionsgebietes

sowie der Analyse grundlegender Mechanismen der Grenzschichttransition benutzt.

Die primäre Aufgabenstellung der vorliegenden Arbeit besteht somit in der Erprobung und

Anwendung von Oberflächensensoren und Sensorarrays zur Erfassung instationärer

Wandschubspannungen. Hierdurch soll zugleich das Anwendungspotential der Sensor-

techniken verdeutlicht werden. Die aus den Messdaten gewonnene Visualisierung soll zudem

helfen die grundlegenden Grenzschichtmechanismen sowie der Position des Transitions-

gebietes an verschiedenen Schaufelprofilen zu beschreiben. Insgesamt können die Ergebnisse

damit auch zur Überprüfung bestehender bzw. der Entwicklung neuer numerischer

Rechenmodelle beitragen.

2. Stand der Forschung

Ein wichtiges Werkzeug in der experimentellen Aerodynamik zur Erfassung stationärer und

instationärer Grenzschichten in Windkanal- und Freiflugversuchen sind flächige Messungen

mit einer großen Sensoranzahl. Sie ermöglichen die hohe zeitliche und flächige Auflösung

strömungsphysikalischer Mechanismen, wie z. B. der Transitionslage, der Stoßlage oder des

Ablöse- und Wiederanlegepunktes an Profilen. Zu den klassischen Sensoren zählen hierbei

konventionelle Oberflächenheißfilme, während Piezofoliensensoren (PVDF, Polyvinyliden-

fluorid), Oberflächenhitzdrähte und MEMS-Oberflächenheißfilme sowie aus diesen Sensoren

gebildete Arrays dagegen erst in jüngster Zeit erprobt werden.

In diesem Kapitel werden die wesentlichen Aspekte der Wandschubspannungserfassung

sowie die grundlegenden Mechanismen der Grenzschichttransition erläutert. Das Kapitel ist

hierzu in drei Abschnitte unterteilt: In Kapitel 2.1 erfolgt zunächst ein Überblick über

thermoresistive Sensoren zur Erfassung instationärer Wandschubspannungen. Betrachtet

werden konventionelle und mikrotechnisch gefertigte Oberflächenheißfilme sowie

Oberflächenhitzdrähte. Ergänzend wird auf Untersuchungen zur Erhöhung der mechanischen

Robustheit von Oberflächenheißfilmen mit Hilfe von Beschichtungen eingegangen. In

Kapitel 2.2 werden dann die grundlegenden Mechanismen der Grenzschichttransition in

Turbomaschinen erläutert. Sie bilden die theoretische Grundlage der im Rahmen der Arbeit

exemplarisch betrachteten Messwertanalysen an Schaufelprofilen zur Erfassung periodisch-

instationärerer Wandschubspannungsverteilung. Die sich daraus ergebende Zielsetzung wird

schließlich in Kapitel 2.3 gegeben.

2.1 Sensorik zur Erfassung von Wandschubspannungen

2.1.1 Oberflächenheißfilm

Die in dieser Arbeit vorwiegend benutzte Oberflächenheißfilmtechnik wird seit mehreren

Jahren u. a. zur Untersuchung von Mechanismen der Grenzschichttransition verwendet.

Aufgrund des intermittierenden Charakters einer Grenzschicht im Transitionsgebiet weist die

Wandschubspannung große Amplitudenfluktuationen auf. Eine geeignete Methode zur

Erfassung von transitionalen Strömungen ist daher die Heißfilmmesstechnik, ein thermisches

Messverfahren zur Erfassung von Wandschubspannungen hoher Dynamik.

Erste experimentelle Untersuchungen mit beheizten Folienelementen realisierten

FAGE UND FALKNER [1931] bereits Anfang der dreißiger Jahre in laminaren Strömungen.

Erste Kalibrationsversuche zur Wandschubspannungserfassung in turbulenten Strömungen

führte LUDWIEG [1949] mit beheizten Wandelementen durch. Hierbei konnte ein eindeutiger

Zusammenhang zwischen der lokalen Wandschubspannung und der Wärmeabgabe des

Wandelementes ermittelt werden, wobei der Wärmeübergang proportional zur Kubikwurzel

der lokalen Wandschubspannung ist. Im Rahmen der Untersuchungen stellt Ludwieg zudem

fest, dass bestimmte konstruktive Abmessungen eingehalten werden müssen um die

Gültigkeit der Korrelationsfunktion zu gewährleisten. Die Wärmeabgabe in die Struktur

wurde bei den gemachten Betrachtungen allerdings vernachlässigt. Da jedoch auch indirekt

ein Teil dieser Wärmemenge vom Material konvektiv an das Fluid abgegeben wird, wurde

von LIEPMANN UND SKINNER [1954] eine Modifikation des Kalibrationsansatzes

vorgenommen, wobei eine effektive Filmlänge Leff für die hypothetische Länge des Heißfilms

42. Stand der Forschung

auf einem perfekten Isolator definierten wurde, die in der Bilanzgleichung berücksichtigt

wird: Ausgangspunkt der Kalibration ist eine ebene, thermisch isolierte Platte der Temperatur

Tw=Tf im Bereich x=0 bis x=

. Am Punkt x=

erhöht sich die Wandtemperatur auf Tw=Tf+∆T

und bleibt bis zur Wandkoordinate x=

+Leff konstant. Eine schematische Darstellung des

Heißfilms und die zu berücksichtigende effektive Filmlänge ist Abbildung 2-1 zu entnehmen.

Tw=TF

Leff, max

Leff

+∆T

Abbildung 2-1: Schematische Darstellung eines Heißfilms für die Wärmebilanz nach

Liepmann und Skinner (HASELBACH [1997])

Mittels vereinfachender Annahmen und Vernachlässigungen ergibt sich der Wärmestrom W



nach Liepmann und Skinner aus einer Integration der konvektiven Wärmeabgabe über die

Länge Leff zu:

∫













−











eff

wdx

T~Q

λµ

∆λ

 . (1)

Unter der Annahme, dass sich über die geringe Länge Leff <<

die Wandschubspannung W

nur geringfügig ändert, vereinfacht sich Gleichung 1 zu:

eff

λµ

∆λ

⋅















. (2)

Die Herleitung dieser Wärmebilanz erfolgte unter Berücksichtigung vereinfachender

Annahmen, die hier kurz zusammenfassend wiedergegeben werden sollen: Zunächst wird für

die Gültigkeit von Gl. 2 vorausgesetzt, dass die Temperaturgrenzschicht (

T) in der zähen

Unterschicht liegen (

s). Nur dann kann von einem linearen Geschwindigkeitsprofils in

unmittelbarer Wandnähe (u+=y+) ausgegangen werden und die Wärmebilanz für laminare und

turbulente Strömungen verwendet werden. Des Weiteren erfolgte die Herleitung für eine

ebene Platte ohne Druckgradienten dp/dx=0. Eine Einschränkung stellt auch die

Vernachlässigung der Wärmeleitfähigkeit des Fluids in Strömungsrichtung (λf,x=0) dar. Diese

Annahme ist nur unter der Voraussetzung zulässig, dass die Temperaturgrenzschichtdicke

sehr viel kleiner als die effektive Filmlänge ist (

T<<Leff), siehe HASELBACH [1997].

In der Vergangenheit wurden verschiedene weitere Wärmeübergangsbeziehungen für

Heißfilme hergeleitet. Zu diesen zählen unter anderem die Beziehung von

2. Stand der Forschung

BELLHOUSE UND SCHULTZ [1968], die speziell für Tragflügelprofile einen Druckgradienten

berücksichtigt:

RePrANu 2

eff

ρν

−⋅⋅= . (3)

Eine weitere Wärmebilanz wurde in den achtziger Jahren von Nitsche und Haberland

aufgestellt. Hier wird integrale Wärmebilanz des Heißfilms unter Verwendung einer

geeigneten Wärmeübergangsbeziehung auf der Strömungsseite betrachtet. Die resultierende

Gleichung ergibt sich zu (HASELBACH [1997]):

)ln(ReBA

Q8.0

⋅+=



, (4)

wobei die Kalibrationskonstanten A und B empirisch zu bestimmen sind.

Schließlich ist noch die Herleitung der Wärmebilanzierung mit Scherschichtmodell nach

HASELBACH [1997] zu nennen, deren Ausgangspunkt die bereits vorgestellte Bilanzierung

von Liepmann und Skinner darstellt. Die sich ergebende Beziehung wurde dabei in Hinblick

auf eine praktische Anwendung für eine Sensorkalibration so aufgestellt, dass der formulierte

Zusammenhang nur noch aus geometrischen und messbaren Größen besteht:

Pr807.0

L−⋅⋅

⋅⋅

−

∆



. (5)

In der experimentellen Strömungsmesstechnik werden Oberflächenheißfilme zumeist nach

dem in Gleichung (6) gegebenen Zusammenhang kalibriert:

w00

2BA

∆

+= bzw. n

BAE τ+=

2. (6)

Hierbei müssen die spezifischen Konstanten A und B sowie der Exponent n analog zum

King’schen Gesetz empirisch ermittelt werden.

Einen sehr umfassenden Überblick über die Erprobung und Anwendung von Oberflächen-

heißfilmen wird Anfang der neunziger Jahre von FREYMUTH [1992] gegeben. Versuche zur

Erfassung charakteristischer Strömungsphänomene mit Heißfilmen erfolgten u. a. durch

JOHNSON UND CARRAWAY [1989] für Machzahlen über Ma=1.5 und COUSTEIX ET AL. [1991]

am Onera-Windkanal, sowie von KORNBERGER [1992] zur Transitionsdetektion in

Windkanal- und Freiflugversuchen. Untersuchungen, speziell von Stoß-Grenzschicht-

Wechselwirkungen, mit Oberflächenheißfilmarrays führten OWEN [1980] und

SWOBODA [1993] unter ambienten Bedingungen durch. BOSE [2002] zeigte im Rahmen ihrer

Arbeit vergleichende Messergebnisse verschiedener Wandschubspannungsmesstechniken in

transsonischen Strömungen. Zu den genutzten Messverfahren zählte auch die Oberflächen-

62. Stand der Forschung

heißfilmtechnik, die in Strömungen mit Druckgradienten sowie auch über Verdichtungsstöße

eingesetzt wurde.

Einen allgemeinen Überblick über aerodynamische Anwendungsgebiete von Heißfilmen und

Arrays geben auch KREPLIN & HÖHLER [1992] in ihren Veröffentlichungen. Hierzu zählen

unter anderem transsonische Profilumströmungen, Wellenausbreitungen in dreidimensionalen

Grenzschichten, Messungen an Hochauftriebskonfigurationen, wie z. B. dem Vorflügel eines

Airbusmodells im DNW sowie Freiflug- und Windkanaluntersuchungen an einem ATTAS-

Laminarhandschuh. Sie weisen auch darauf hin, dass eine messbare Störeinwirkung durch die

Oberflächenrauhigkeit der Sensorstrukturen generiert wird. Basierend auf diesen

Erkenntnissen strebten GRAICHEN ET AL. [1995] eine Oberflächenoptimierung von Heißfilm-

sensoren an, wobei die Reduktion der mittleren Oberflächenrauhigkeit der Sensorzuleitung im

Mittelpunkt stand. Mit Hilfe eines speziellen Ätzverfahrens wurde die Trägerfolie

(Kaptonfolie, d=50 µm) hierfür strukturiert angeätzt und die Zuleitungen anschließend

versenkt aufgebracht. Das Verfahren erlaubt die Erstellung nahezu beliebig strukturierter

Sensorarrays mit einer hohen Reproduzierbarkeit der Messergebnisse bei einer relativ

geringen Sensorausfallrate.

Während die Ergebnisse der bisher genannten Arbeiten auf einer qualitativen bzw. semi-

quantitativen Datenerfassung basieren, interessieren in zunehmendem Maße auch quantitative

Ergebnisse, wie die Wandschubspannungsverteilung an aerodynamischen Objekten.

HASELBACH ET AL. [1996] befassten sich daher mit der Kalibration von Einzelsensoren in

einem Oberflächenheißfilmarray. Den Schwerpunkte dieser Arbeit bildeten die Erfassung von

Wärmeverlusten in die Trägerstruktur sowie thermische Interaktionen direkt benachbarter

Sensoren. Die Untersuchungen waren dementsprechend auf den Thermalhaushalt und die

Kalibration von Sensoren im Array fokussiert. Hierbei konnten Einflussparameter, wie dem

Substratmaterial, aber auch dem Abstand und der Anzahl der aktiven Sensoren, auf die

Sensorkalibration ermittelt werden. Unter Berücksichtigung dieser Erkenntnisse quantifizierte

HASELBACH [1997] einen relativen Wandschubspannungsfehler und führte eine

dimensionslose Heißfilmlänge ein, welche die Angabe einer standardisierten Kalibrations-

vorschrift und die Kompensation von Interferenzeinflüssen ermöglichen sollte. Vergleichbare

Untersuchungen zu dieser Problematik wurden für kryogene Strömungsbedingungen von

GARTENBERG ET AL. [1995] durchgeführt.

Jedoch nicht nur die von Haselbach beschriebenen thermischen Interferenzen erschweren eine

quantitative Datenerfassung mit einem Oberflächenheißfilmarray, auch die praktische

Umsetzung einer Arraykalibration ist zumeist sehr schwierig und wird zudem durch das

Fehlen geeigneter Referenzverfahren erschwert. DESGEORGES ET AL. [2002] und

ROTH [2003] stellten in ihren Arbeiten Mechanismen vor, die zur „in-situ“- Kalibration von

Oberflächensensorarrays benutzt werden konnte. So verwendete Desgeorges eine

Wandhitzdrahtsonde zur Messung von Grenzschichtprofilen an einer Zylinderoberfläche, über

deren Gradienten (du/dy) die lokale Wandschubspannung bestimmte wurde. Da diese

Referenzhitzdrahtsonde örtlich fixiert in den Strömungskörper (Zylinder) integriert war,

musste für die Kalibration der 251 Oberflächenheißfilme eine schrittweise Winkelanpassung

vorgenommen werden. Dies erfolgte durch Drehung der instrumentierten Zylinderhälfte,

während die Referenzsonde unter einem festen Anströmungswinkel von 60° positioniert

blieb. Aufgrund einer beschränkten Anzahl von 15 Anemometerbrücken wurden die Sensoren

jeweils gruppenweise simultan betrieben. Roth hingegen nutzte zur Erfassung eines künstlich

2. Stand der Forschung

erzeugten drei-dimensionalen Transitionsgebietes an einem Flughandschuh ein kalibriertes

Heißfilmarray mit 32-Sensoren. Die erforderliche Kalibration erfolgte dabei über einen von

ERB ET AL. [1998] erstmals vorgestellten Mechanismus: Basierend auf einen in

Normalenrichtung auftreffenden Prallstrahl, wird hierbei ein traversierbares Gebläse auf die

Arraymessfläche aufgebracht. Der Mechanismus wurde dabei basierend auf der

Vorüberlegung entwickelt, dass eine Einzelsensorkalibration an einem Array nicht über eine

tangentiale Anströmung realisiert werden kann. Der von HASELBACH [1997] identifizierte

Einfluss der thermischen Interferenz direkt benachbarter Sensoren durch die thermische

Nachlauffahne wird bei diesem Mechanismus allerdings nur bedingt berücksichtigt.

Zur Bestimmung der Transitionslage an einem Laminarflügelhandschuh einer Grob G103

Twin II verwendeten PELTZER ET AL. [2000] spannweitig angeordnete Oberflächenhitzdrähte,

die über ein Multikanal-Anemometer simultan betrieben wurden. Die wandbündig

applizierten Oberflächensensoren dienten der Erfassung von natürlichen zweidimensionalen

Tollmien-Schlichting Welleninstabilitäten. Weitere Arbeiten, die sich mit der Anwendung

von Oberflächensensorarrays zur Detektion der Transitionslage und der Untersuchung

instationärer Mechanismen, wie der Anfachung und Ausbreitung von Instabilitäten befassen,

stammen von KORNBERGER [1992] und SEITZ [1997]. Gegenüber Peltzer setzten diese

Autoren jedoch klassische Oberflächenheißfilme ein. Seitz griff hierbei auf ein

konventionelles Sensorarray zur quantitativen Erfassung charakteristischer Parameter, wie der

Frequenz und der Wellenlänge von TS-Wellen zurück. Kornberger hingegen nutzte ein Array

mit 96 Sensoren, das in Eigenproduktion über verschiedene Bedampfungstechniken an der

Universität Aachen hergestellt wurde. Der Betrieb der Sensoren erfolgte simultan und im

Konstant-Strom Modus. Vergleichbar mit klassischen Senflex-Heißfilmen bestehen auch

diese Sensoren aus einem Nickelsensorelement mit einer Materialstärke von h=0.25 µm, 2 µm

hohen Kupferleiterbahnen und einer 50 µm dünnen Polyamid-Trägerfolie.

Einen allgemeinen Überblick über anwendbare Messverfahren zur Erfassung instationärer

Mechanismen der Grenzschichttransition in Turbomaschinen gibt eine Arbeit von

SIEVERDING ET AL. [2000]. In dieser wird u. a. auch der Einsatz von Oberflächen-

heißfilmarrays diskutiert und ein kurzer Überblick über den Sensoraufbau und die empirische

Kalibration gegeben. PUCHER ET AL. [1986], ebenso wie LEE ET AL. [1997], führten zur

Erprobung von Heißfilmen an Turbomaschinenkomponenten Voruntersuchungen an NACA-

Profilen durch. Zur Instrumentierung griff Pucher dabei auf MTU-Oberflächenheißfilme

zurück. Die Sensoren wurden durch ein 0.3 µm dünnes Nickelsensorelement, Kupfer-

zuleitungen und eine Polyimide-Folie (Kaptonfolie) gebildet. Der Abstand zwischen den

16 Einzelsensoren betrug l=2.5 mm. Die Untersuchungen sollten Aufschluss über die

Funktionalität und Dateninterpretierbarkeit der Sensormesstechnik geben. Hierzu zeichnete

Pucher sowohl die Mittelwertanteile als auch die Fluktuationssignale auf, um die

Grenzschichttransition sowie Position und Größe einer laminaren Ablöseblase zu detektieren.

Die Datenerfassung erfolgte sequentiell über einen Mehrkanal-Rotationsumschalter.

Oszillierende Phänomene, wie die veränderliche Lage des Ablösepunktes und der

Grenzschicht-Wiederanlegung, konnten mit diesem Messaufbau nicht erfasst werden.

Ähnliche Versuche führte Lee ein Jahrzehnt später mit einem aus 140 Sensoren bestehenden

Heißfilmsensorarray durch. Die Sensoren wurden dabei in Blöcken zu jeweils 14 Sensoren

82. Stand der Forschung

simultan betrieben. Durch Variation des NACA-0012 Profilanstellwinkels konnte Lee die

Wanderung des Transitionsgebietes und der Grenzschichtablösung analysieren.

Arbeiten von SCHRÖDER [1991] sowie von SCHULTE UND HODSON [1998],

SWOBODA ET AL. [1998], BRUNNER ET AL. [1998] und TEUSCH ET AL. [2000] als auch von

WALKER UND HUGHES [1999, 2001] befassen sich mit qualitativen bzw. semi-quantitativen

Untersuchungen zur periodisch-instationären Entwicklung einer Grenzschichttransition an

Turbinen- bzw. Verdichterschaufeln mittels Heißfilmen. So betrachtete Schröder

Interaktionen zwischen stehenden und rotierenden Schaufelreihen in einer 5-stufigen

Niederdruckturbine. Das Ziel dieser Untersuchungen bestand in der Erfassung laminarer

Ablösegebiete und der Position der Transitionsgebiete auf den Statorschaufeln aller fünf

Gitterstufen. Zur Datenerfassung wurden Oberflächenheißfilmarrays und Heißfilmsonden

benutzt. Die Betrachtung von Zeitschrieben, Leistungsdichtespektren und Weg-Zeit-

Diagrammen der Quasi-Wandschubspannung sowie der RMS- und Schiefeverteilung,

ermöglichte hierbei die ansatzweise Erläuterung der Mechanismen von Transition und

laminarer Grenzschichtablösung. Schröder weist in seiner Arbeit auch darauf hin, dass sich

diese Informationen bereits aus der Betrachtung der Fluktuationssignalanteile ergeben,

während der Mittelwertanteil vernachlässigt werden kann. Aufgrund dieser Datenreduktion ist

jedoch die Detektion der Transitionslage über einer laminaren Ablöseblase schwierig, da sie

direkt über dem Rezirkulationsgebiet stattfindet, während sich dem wandnahen Bereich ein

stationäres Verhalten aufprägt, das wiederum von den Sensoren erfasst wird. Auch

KORNBERGER [1992] weist darauf hin, dass eine Sensorkalibration zur quantitativen

Schubspannungsmessung speziell für die Erfassung der Transitionslage nicht erforderlich ist.

Swoboda, Brunner und Teusch führten ihre Untersuchungen an einer V110-Verdichter-

statorenschaufelreihe in einem Hochgeschwindigkeits-Kaskadenwindkanal durch. In ihrem

Versuchsaufbau wurden periodisch auftretende Instabilitäten (Nachlaufdellen) über bewegte

dünne Stäbe im Vorlauf der instrumentierten Verdichterschaufelreihe generiert. Die Stäbe

wurden hierzu mit einer Relativgeschwindigkeit von maximal u=40 m/s traversiert. Die

resultierenden Interaktionen zwischen den generierten Nachlaufdellen und der

Schaufelgrenzschicht wurden über ein Oberflächenheißfilmarray erfasst. Das Array bestand

aus 32 Sensoren, die in einem 50-prozentigen Höhenschnitt angeordnet waren und einen

Schaufelbereich zwischen x/c=9...84% abdeckten. Die Sensoren wurden im CT-Betrieb

simultan und blockweise zu jeweils 12 Sensoren eingesetzt. Eine repräsentative

Datenerfassung erfolgte über eine phasenstarre Ensemble-Mittelung über 300 Zeitschritte. Die

Ergebnisse zeigen, dass sich die Grenzschicht entlang zweier charakteristischer Pfade

(nachlaufinduzierter und beruhigter Pfad) ausbildet. Auch konnte die Existenz einer

beruhigten Zone nachgewiesen werden, die einen deutlichen Einfluss auf die Ausprägung

einer laminaren Ablöseblase und der Transitionslage im beruhigten Grenzschichtpfad ausübt.

Während die By-Pass Transition und der Grenzschichtumschlag über einer laminaren

Ablöseblase die prägenden Mechanismen darstellen, konnten Tollmien-Schlichting

Instabilitäten hingegen nicht erfasst werden. Dies allerdings gelang WALKER & HUGHES

[1999, 2001] an einer 1.5-stufigen Axialverdichterkaskade mittels konventioneller

Oberflächenheißfilmarrays. Sie konnten natürliche TS-Wellenpakete in einer periodisch-

instationär geprägten Schaufelgrenzschicht detektieren. Hierfür applizierten sie ein

Sensorarray mit 61 Heißfilmen auf einer Statorschaufel, wobei jeweils 5 Sensoren simultan

über TSI-Anemometer betrieben wurden. Die Datenauswertung erfolgte über Fourier-Reihen

und eine Wavelet-Analyse. Aus den Ergebnissen resultiert, dass der natürliche

2. Stand der Forschung

Transitionsprozess -zumindest über einen signifikanten Schaufelbereich- die dominante

Transitionsmode darstellen kann.

Für Untersuchungen im Rahmen der vorliegenden Arbeit werden klassische Senflex-

Oberflächenheißfilme des Herstellers TAO-Systems benutzt. Der Sensor besteht aus einem

Nickel-Element und Kupferleiterbahnen, wobei die Kaltwiderstände zwischen R0=5.8...6.0 Ω

variieren. Im Rahmen der Arbeit werden die Oberflächenheißfilme sowohl in Versuchen zur

Erfassung des Einflusses von Oberflächenbeschichtungen als auch für wandbündige

Untersuchungen des “Grenzschicht-Fußabdruckes“ an Schaufelprofilen eingesetzt.

2.1.2 Oberflächenhitzdraht

Bei Oberflächenheißfilmen führt die Wärmeverlustabgabe in die Struktur zu in einem deutlich

reduzierten Signal/Rausch-Verhältnis und einer verminderten Dynamik gegenüber einem

klassischen Hitzdraht, STURZEBECHER ET AL. [2001]. Diese Problematik hat die Entwicklung

unterschiedlicher, oberflächenbündig angeordneter Hitzdrahtausführungen, zur Folge. So

platzierte FERNHOLZ [1996] das Sensorelement dicht über der Oberfläche, wobei er den

Hitzdraht auf kleinen Zinken befestigte (Wall hot wire). BAUMANN [1999] und

SPAZZINI [1999] hingegen spannten die Sensorelemente wandbündig über schmale Nuten,

siehe Abbildung 2-2.

Draufsicht

GFK-Träger

Cu-Folie

Schlitz

Schnitt

u(y)

100 µm

Hitzdraht

∅ 5 µm

75 µm

z u∝

∝∝

∝

2.5 mm

a) b)

Abbildung 2-2: Wandhitzdrähte nach

a) FERNHOLZ [1996], b) SPAZZINI [1999] und c) BAUMANN [1999]

Die Unterschiede zwischen den Sensorkonfigurationen von Baumann und Spazzini liegen in

der Ausführung der thermisch isolierenden Luftkammer unterhalb des Hitzdrahtes, siehe

Abb. 2-2b,c. Spazzini verwendete hierfür eine Bohrung, über die er die Sensorelemente

spannte. Baumann hingegen nutzte eine dünne Nut im Trägermaterial an deren Randpunkten

er den Hitzdraht oberflächenbündig mit Hilfe eines Punktschweißverfahrens befestigte. Als

10 2. Stand der Forschung

Hitzdrahtmaterial dient ein platinbeschichteter Wolframdraht (Tungsten,

=0.0036 K-1) mit

einem Durchmesser von üblicherweise d=5 µm. Die Kaltwiderstände der Sensoren nach

Baumann liegen zwischen R0=5.5...6.8 Ω in Abhängigkeit der jeweiligen Sensorlänge

(l=1.5...2.5 mm). Durch die gewählte Sensoranordnung ist die Wärmeleitung in das Substrat

auf die seitlichen Auflagepunkte des Drahtes beschränkt.

Strömungsphysikalisch stellt der Oberflächenhitzdraht einen Sensor zur Erfassung der wand-

nahen Strömungsgeschwindigkeit dar, siehe Abbildung 2-3. Das Messverfahren beruht dabei

auf der konvektiven Wärmeabgabe eines kleinen, elektrisch aufgeheizten Sensorelementes an

die unmittelbare Umgebung. Die dargestellte numerische Simulation des Strömungsfeldes

verdeutlicht, dass das Sensorelement umströmt wird und einen Staupunkt besitzt. Aufgrund

der wandnahen Anordnung des geheizten Elementes kann der Oberflächenhitzdraht auch

direkt gegen die Wandschubspannung kalibrieren werden. In der praktischen Anwendung

kann hierfür der in Gleichung 6 genannte Zusammenhang verwendet werden.

Abbildung 2-3: Numerische Simulation des Strömungsfeldes um einen Oberflächenhitzdraht

Das thermoelektrische Messprinzip des Hitzdrahtes ergibt sich aus der Betrachtung einer

Wärmebilanzierung zwischen der Ohmschen Wärmemenge E

 an dem Sensorelement und

der konvektiv an das strömende Medium abgeführten Wärmemenge K

. Einflussgrößen, die

in diese Wärmebilanzierung eingehen sind Wärmeverluste, die in den Sensorzuleitungen

durch Wärmetransport entstehen (Leitungswärmeabgabe, L

), Strahlungsverluste ( R

) und

Verluste durch Wärmespeicherung ( S

). Für die Betrachtung eines kleinen Sensordraht-

elementes der Länge dx ergibt sich folglich eine Bilanzgleichung zu, BRUUN [1995]:

SRLKE QdQdQdQdQd  +++= =dx

RI 0

2, (7)

wobei F die Querschnittsfläche des Drahtes, R0 der Widerstand des Sensormaterials und I der

elektrische Strom ist.

Setzt man stationäre Bedingungen der Temperaturverteilung am Sensorelement voraus, so ist

die partielle Ableitung der Sensortemperatur nach der Zeit t gleich Null. Hierdurch kann die

Verlustgröße S

Qd  vernachlässigt werden, ebenso wie der Term der Strahlungswärme R

Qd , da

dieser weniger als 1% der Wärmekonvektion ausmacht. Die Bilanzgleichung ergibt sich dann

für einen Hitzdraht mit einer angenommenen unendlichen Länge und unter Vernachlässigung

von Leitungseinflüssen zu der vereinfachten Gleichgewichtsbeziehung:

2. Stand der Forschung

KE QQ  = (8)

mit

QE=

 und TA

TAQK

∆

∆α

. (9)

Unter Berücksichtigung konstanter Stoffwerte und Geometriegrößen sowie einer

Wärmeübergangsbeziehung zwischen der Nusselt- und der Reynoldszahl, lässt sich aus (8)

eine Kalibrationsbeziehung aufstellen, die den Zusammenhang zwischen der elektrischen

Brückenspannung E und der Strömungsgeschwindigkeit u∞ beschreibt. In der Literatur wird

diese Beziehung als das „King’sche Gesetz“ bezeichnet, wobei A, B und n empirisch zu

ermittelnde Konstanten sind:

BuAE ∞

2. (10)

Die unterschiedliche Positionierung des Sensorelementes eines klassischen Oberflächen-

heißfilms und eines Oberflächenhitzdrahtes führt zu deutlich unterschiedlichen Thermal-

haushalten. Abbildung 2-4 stellt hierzu die Temperatur-Isolinienverläufe von Struktur und

Strömung der zwei Sensoren gegenüber.

Abbildung 2-4: Isolinien-Thermalhaushalt: a) Oberflächenheißfilm, b) Oberflächenhitzdraht

b) Oberflächenhitzdraht

a) Oberflächenheißfilm

y [m]

x [m]

τw

ucouette

12 2. Stand der Forschung

Hierbei wird eine Couette-Strömung mit linearem Geschwindigkeitsgradienten und konstanter

Wandschubspannung von

w=2 N/m² als Randbedingung definiert. Die numerischen

Betrachtungen erfolgten stationär für eine zweidimensionale Geometrie unter

Vernachlässigung von Randeinflüssen, wie z. B. den Wärmeleitungsverlusten der Zuleitungen

und Schweißpunkte.

Sensortests von STURZEBECHER ET AL. [2001] ergaben, dass die gewählte oberflächenbündige

Sensoranordnung eine hohe Signalauflösung erlaubt, die mit konventionellen Hitzdrahtsonden

vergleichbar ist und damit deutlich über der von Oberflächenheißfilmen liegt. Die Sensoren

können mit Überhitzungsverhältnissen (Overheat ratio, OHR) von bis zu 1.8 betrieben werden

wodurch sich Grenzfrequenzen bis fc=80 kHz erzielen lassen, BURKHARDT ET AL. [2001].

Abbildung 2-5 zeigt exemplarisch die Ergebnisse der dynamischen Signalantwort eines

Oberflächenhitzdrahtes in Abhängigkeit des Überhitzungsverhältnisses.

Abbildung 2-5: Dynamische Signalantwort eines Oberflächenhitzdrahtes,

Einfluss des Überhitzungsverhältnisses, STURZEBECHER ET AL. [2001]

2.1.3 MEMS-Sensoren

Thermoresistive Oberflächensensoren (Oberflächenheißfilm und -hitzdraht) herkömmlicher

Bauweise lassen infolge ihrer Abmessungen nur für wenig messtechnische Anwendungen

eine ausreichende flächige Auflösung zu. Um insbesondere Wandschubspannungs-

verteilungen in turbulenten Strömungen zu erfassen, müssen die Sensoren eine geometrische

Größe von ca. l=100 µm und ein ausreichend hohes Signal/Rausch-Verhältnis (SNR) über

einen Frequenzbereich bis f=10 kHz aufweisen, EBEFORS [1998], LÖFDAHL [1999]. Die

Mikrosystemtechnik umfasst inzwischen eine Vielzahl von Fertigungsprozessen, die es

erlauben, Mikro-Elektro-Mechanische Systeme (MEMS) herzustellen, welche die genannten

Anforderungen erfüllen. Der Begriff MEMS beschreibt dabei ein sehr kleines System, das

mechanische und elektrische Komponenten miteinander verbindet.

Erste mikrotechnisch gefertigte Strömungssensoren wurden Mitte der achtziger Jahre von

HOCKER ET AL. [1985] vorgestellt. Wenige Jahre später wurden von SCHMIDT ET AL. [1987],

LÖFDAHL ET AL. [1992] sowie RISTIC [1994] Mikrosensoren erfolgreich zur Messung der

Wandschubspannungen in turbulenten Strömungen eingesetzt. In den letzten Jahrzehnten

wurden insbesondere in Forschungseinrichtungen der USA mikrotechnisch gefertigte

2. Stand der Forschung

Schubspannungssensoren hergestellt. So präsentierte JIANG ET AL. [1995] Mitte der neunziger

Jahre MEMS-Heißfilme mit unterschiedlichen Anordnungen des Sensorelementes, siehe

Abbildung 2-6.

Abbildung 2-6: Mikromechanisch gefertigte Sensorstrukturen nach JIANG ET AL. [1995]

Erste Versuche, ein mikrotechnisch gefertigtes einreihiges Sensorarray mit 25 Sensoren

herzustellen, finden sich in einer Arbeit von JIANG ET AL. [1996]. In Windkanalexperimenten

wurde dieses Array zur flächigen Erfassung der Wandreibungsverteilung an einer ebenen

Plattenströmung genutzt. Die Packaging-Technologie und die Verwendung eines flexiblen

Substrates nutzten JIANG ET AL. [1997] für die Herstellung eines kompakten, flexiblen

MEMS-Heißfilmarrays. Bedingt durch eine Leiterbahnenanordnung auf der Arrayoberseite

konnte jedoch eine nur eingeschränkte Sensordichte erzielt werden.

Abbildung 2-7 zeigt eine auf der Mikrotechnik basierende 3-D Polysilizium Triple-Hitzdraht-

sonde von EBEFORS ET AL. [1998]. Sie ermöglicht die Erfassung dreier Geschwindigkeits-

komponenten.

Abbildung 2-7: Polysilizium Triple-Hitzdrahtsonde, EBEFORS ET AL. [1998]

In der Mikrotechnik wird generell zwischen zwei Gruppen von MEMS-Strömungssensoren

unterschieden: Die erste Gruppe basiert auf der mechanischen Deformation oder Auslenkung

eines Sensorelementes, dem „floating element“, hervorgerufen durch Fluidkräfte (Druck,

Flow

14 2. Stand der Forschung

Wandschubspannung). Die zweite Gruppe nutzt dagegen den thermoresistiven Effekt eines

beheizten Elementes (Prinzip der Wärmekonvektion).

Bei den Sensoren mit „floating element“ wird eine Auslenkung -z. B. durch eine

Wandschubspannung hervorgerufen- piezoresistiv, kapazitiv bzw. optoelektronisch

ausgelesen (PADMANABHAN ET AL. [1998], PAN ET AL. [1995]). Bei der Gruppe der

thermoresistiven Mikrosensoren bestehen die geheizten Sensorelemente aus Metall bzw.

Metalllegierungen oder Polysilizium-Dünnfilmen. Um Wärmeverluste in die Struktur zu

minimieren, sind diese Elemente auf mikromechanisch gefertigten, freitragenden Zungen-,

Brücken- oder Membranstrukturen angeordnet. Die tragenden Strukturen werden bei dieser

Sensorengruppe vorwiegend aus Siliziumnitrid, Parylene oder einem Multilayer (z.B.

SiO2/Si3N4; Si/SiO2) gefertigt.

Das europäische Forschungsprojekt AEROMEMS hat die Definition, Konstruktion und

Anwendung von MEMS zur aktiven Strömungsbeeinflussung an Flugzeugkomponenten zum

Ziel, WARSOP ET AL. [1997]. Im Rahmen von AEROMEMS wurden auch MEMS-Arrays

entwickelt, die in der vorliegenden Arbeit in Windkanalexperimenten erprobt werden.

Abbildung 2-8 zeigt zwei Raster-Elektronen-Mikroskop Aufnahmen eines dieser

mikrotechnisch gefertigten MEMS-Oberflächenheißfilme. Während in Abbildung a die der

Strömung zugewandten Seite des Sensors gezeigt wird, sind in Abbildung b neben einer

Luftkammer zur Minimierung der Wärmeverluste in die Struktur zwei weitere, kleinere

Aussparungen zu erkennen. Diese dienen der Durchkontaktierung der elektrischen

Leiterbahnen, denen sich zwei Goldflächen anschließen.

Abbildung 2-8: MEMS Oberflächenheißfilm (BAE-SYSTEMS);

a) Draufsicht, b) Rückseite (Luftkammer, Kontaktierungskammern und Goldflächen)

Die Prinzipskizze eines mikrotechnisch gefertigten MEMS-Einzelsensors ist Abbildung 2-9

zu entnehmen. Als Trägermaterial dient eine Siliziumscheibe (Wafer, h=500 µm), während

das Sensorelement durch ein h=0.5µm dünnes Titanelement gebildet wird. Direkt unterhalb

des Sensors ist eine Luftkammer plaziert, die der Reduktion des Wärmeflusses in das Substrat

dient. Um thermische und strömungsphysikalische Einflüsse sowie Oberflächenrauhigkeiten

zu minimieren sind die Kontaktanschlüsse stromab des Titansensors angeordnet und werden

durch den Träger hindurch auf die Unterseite geführt. Jeder Einzelsensor (Widerstands-

element & Kontaktleiterbahnen) ist auf einer geometrischen Fläche von ca. A=500×500 µm

angeordnet. Dies erlaubt eine hohe lokale Signalauflösung. Die Sensorkaltwiderstände der im

Rahmen der vorliegenden Arbeit erprobten Sensorprototypen variieren zwischen R=14...25 Ω.

Flow

a) b)

2. Stand der Forschung

Flow

Siliziumträger isolierende Luftkammer Goldflächen

Flow Siliziumdioxid Titansensorelement Goldkontakte Polyimideschicht

525

<1µm

a) b)

Abbildung 2-9: a) MEMS Oberflächenheißfilm; b) Sensorgeometrien (Hufeisen, Stab)

2.1.4 Beschichtung von Oberflächensensoren

Konventionelle Oberflächensensoren erlauben heute den nahezu uneingeschränkten Einsatz in

Labor- und Windkanalversuchen. Ihre Nutzung unter reellen Umweltbedingungen mit UV-

Einstrahlungen, Staub-, Sand- und Insektenpartikeln sowie Regen, Schnee und Eis ist jedoch

aufgrund ihrer geringen mechanischen Robustheit nur bedingt möglich und begrenzt die

Lebensdauer der Sensoren deutlich. Abbildung 2-10 zeigt exemplarisch die Schädigung von

Heißfilmen nach einem 20-wöchigen Einsatz in Freiflugexperimenten gegenüber einem

beschichteten Sensorarray, HAUSMANN ET AL. [2002]. Die Aufbringung einer dünnen

Oberflächenschutzschicht von wenigen Mikrometern ermöglicht somit bereits eine deutliche

Erhöhung der Sensorlebensdauer. Dabei ergeben sich allerdings eine Vielzahl von

Anforderungen an das Beschichtungsmaterial, die bei der Auswahl berücksichtigt werden

müssen. Zu diesen zählen die UV- und Temperaturbeständigkeit (Einsatzbereich: –80 bis

+150 °C) sowie die Vermeidung einer Kontamination durch Feuchtigkeit, um eine

Oberflächenoxidation der Sensoren zu verhindern. Die Schutzschicht muss zudem hohe

Haftungseigenschaften besitzen und dennoch ausreichend elastisch bleiben.

Abbildung 2-10: Einfluss einer Parylene-Beschichtung (4 µm) nach 20 Betriebswochen:

a) beschichtet, b) unbeschichtet, HAUSMANN ET AL. [2002]

Nur eine geringe Anzahl von industriell nutzbaren Beschichtungsmaterialien eignen sich auch

zur Beschichtung von Oberflächenheißfilmen. So scheiden metallische Werkstoffe aus, da nur

elektrische Nichtleiter verwendet werden können. Die Materialien müssen eine ausreichend

hohe Flexibilität zulassen, weshalb Epoxydharze ebenfalls ungeeignet sind, da sie nach der

a) b)

16 2. Stand der Forschung

Aushärtung eine sehr steife Oberfläche besitzen. Auch wird eine ausreichend hohe

Oberflächenhaftung mit dem Sensorarray (Substrat, Sensorelement, Kontaktleiter) gefordert.

Keramische Werkstoffe, ebenso wie eine Vielzahl von Polymeren erreichen diese Haftung

jedoch nicht und können deshalb ebenfalls nicht genutzt werden. Aber nicht nur die

elektrischen und physikalischen Eigenschaften sind bei der Materialwahl entscheidend,

sondern es muss auch gewährleistet sein, dass diese nicht chemisch aggressiv wirken. Lacke,

die zumeist Bestandteile an Lösungsmitteln enthalten, sind hier als Beispiele anzuführen. Bei

der Auswahl des Beschichtungsmaterials sind somit Elastizität und Haftung sowie die

chemische Materialverträglichkeit gegenüber den Sensormaterialien entscheidende Parameter.

Basierend auf Freiflugergebnissen (Abb. 2-10) erprobten HAUSMANN ET AL. [2002] unter-

schiedliche Beschichtungsmaterialien an Oberflächenheißfilmen und ermittelte deren Einfluss

auf die Frequenzantwort. Vergleiche des dynamischen Signalverhaltens eines unbeschichteten

Sensors gegenüber beschichteten Heißfilmen auf einem Aluminiumsubstrat sind in dem

Bodediagramm der Abbildung 2-11 dargestellt. Gezeigt wird der Einfluss unterschiedlicher

Beschichtungsmaterialen (Siliziumoxid, Parylene, Polyimide), die teilweise sehr deutliche

Dämpfungseffekte auf die Frequenzantwort ausüben. Die Ergebnisse verdeutlichen, dass sich

vor allem Siliziumoxide (SiOx) und Parylene (Polymer, basierend auf Paraxylen) zur

Beschichtung von Heißfilmen eignen (HAUSMANN ET AL. [2002], WARSOP ET AL. [1997]).

Abbildung 2-11: Frequenzantwort bei unterschiedlicher Materialbeschichtung von Heißfilmen

auf Aluminiumsubstrat, HAUSMANN ET AL. [2002]

2.2 Transitionsmechanismen in Turbomaschinen

Die Transition, d. h. der Umschlag einer laminaren Grenzschicht in eine mischungsintensive

und höherenergetische turbulente Strömung, stellt einen instationären Mechanismus dar.

Dieser wurde erstmals von J.M. Burgers sowie B.G. Van der Hegge Zijnen (1924), später von

M. Hansen (1928) und eingehender von H.L. Dryden (1934-38) untersucht, siehe

SCHLICHTING ET AL. [2000]. Die natürliche Transition, hervorgerufen durch Tollmien-

Schlichting Wellen, bildet in zweidimensionalen Strömungen dabei den am häufigsten

auftretenden Instabilitätsmechanismus.

Da die Erfassung instationärer und transitionaler Wandschubspannungen zur Grenzschicht-

analyse an Verdichter- und Turbinenschaufeln im Mittelpunkt der vorliegenden Arbeit steht,

2. Stand der Forschung

werden nachfolgend einige grundlegende Mechanismen der Grenzschichttransition vor-

gestellt. Dabei wird zwischen der natürlichen Transition durch Tollmien-Schlichting

Instabilitäten, einer By-Pass Transition, dem Grenzschichtumschlag in einer laminaren

Ablöseblase sowie der reversiblen und der nachlaufinduzierten Grenzschichttransition

unterschieden.

Der Mechanismus der natürlichen Transition wird nach White (1974) in fünf Stadien

unterteilt, siehe Abbildung 2-12, SCHLICHTING ET AL. [2000]. In einer zunächst stabilen

laminaren Grenzschicht bilden sich sehr kleine latente Störungen aus, die unter anderem

durch Oberflächenrauhigkeiten generiert werden. Bei Überschreitung einer kritischen

Reynoldszahl (Recrit=3.5×105-106, ebene Platte) werden zweidimensionale harmonische

Tollmien-Schlichting Instabilitäten in Form wellenartiger Schwingungen (TS-Wellenpakete)

frequenzselektiv angefacht, die den Transitionsprozess stromab einleiten. Diese Instabilitäten

lassen sich analytisch durch die lineare primäre Stabilitätstheorie beschreiben, bei der von

einer stationären, 2D-inkompressiblen Grundströmung ausgegangen wird, die von sehr

kleinen Störungen überlagert ist. Eine Herleitung ist entsprechenden Grundlagenwerken zu

entnehmen, SCHLICHTING ET AL. [2000], OERTEL ET AL. [1996].

Abbildung 2-12: Transition mit Tollmien-Schlichting Instabilitäten nach White (1974) und

die Bereiche der By-Pass-Transition, HALSTEAD ET AL. [1997]

Mit anwachsender Lauflänge erfolgt eine Zunahme von Nichtlinearitäten, die sekundäre

Instabilitäten hervorrufen, KACHANOV [1994]. Diese zweidimensionalen Wellenstrukturen

besitzen einen hohen Fluktuationsanteil, der stromab zur nichtlinearen Ausbildung von 3D-

Störungen mit Gebieten der Beschleunigung sowie der Verzögerung führt. Klebanoff zeigte

18 2. Stand der Forschung

1962 erstmals die räumlich-zeitliche Entwicklung dieser dreidimensionalen Störungen,

STIEGER [2002]. Es bilden sich sogenannte lambdaförmige Wirbelstrukturen (λ-Wirbel) aus,

die sich nach M. Nishioka (1975, 1990) bei experimentellen Untersuchungen im Messsignal

durch sog. Spikes äußern (Abbildung 2-12). Mit zunehmender Destabilisierung platzen die λ-

Strukturen auf und generieren Turbulenzflecken, also kleiner turbulenter Gebiete innerhalb

einer noch laminaren Grenzschicht, die erstmals von EMMONS [1951] in Wasserkanal-

versuchen visualisiert wurden und deren Existenz 1955 durch SCHUBAUER UND

KLEBANOFF [1956] bestätigt werden konnte, siehe Abbildung 2-13. Dieser Prozess wird auch

als Wirbelzerfall bezeichnet, der die Ausbildung einer turbulenten Grenzschicht einleitet. Die

sich konvektiv ausbreitenden turbulenten Flecken (turbulent spots) weiten sich infolge unter-

schiedlicher Ausbreitungsgeschwindigkeiten der Ränder stromab auf und gehen in turbulente

Streifen (turbulent streaks) mit sogenannter Haarnadel-Struktur über. Der turbulente Anteil in

der Strömung nimmt hierbei stetig zu, die Turbulenzstreifen wachsen zusammen und es ergibt

sich schließlich eine vollturbulente Grenzschicht (Region 5, siehe Abbildung 2-12).

Abbildung 2-13: Anwachsen und Visualisierung eines künstlichen Turbulenzflecks in einer

transitionalen Grenzschicht aus SCHLICHTING ET AL. [2000]

Die natürliche Transition mit TS-Wellen basiert auf einer konvektiven Instabilität, die sich

stromab fortpflanzt. Die Fortbewegungsgeschwindigkeit der Wellenpakete beträgt rund

30-40% der Außenströmungsgeschwindigkeit und ist dabei abhängig vom Turbulenzgrad der

Zuströmung (SCHLICHTING ET AL. [2000], STIEGER [2002]). Mit steigender Turbulenz

beschleunigt sich die Transition, d. h., das Transitionsgebiet wandert an die Profilvorderkante,

da infolge stärkerer Schwankungsbewegungen ein erhöhter Energietransport in der Grenz-

schicht stattfindet.

In einer Strömungsmaschine sind Reynoldszahlen von Re=2.5×104 nicht ungewöhnlich und

um eine Größenordnung kleiner als die kritische Reynoldszahl der natürlichen Transition an

einer ebenen Platte. Allerdings ist der Turbulenzgrad infolge der Nachlaufdellen durch Rotor-

Stator Interaktionen bis zu 20% höher. Daher ist die natürliche Transition in Strömungs-

maschinen sehr selten anzutreffen. Dennoch zeigen experimentelle Untersuchungen das

Auftreten von TS-Instabilitäten an Schaufelprofilen in Bereichen zwischen zwei Nachlauf-

dellen, wie beispielsweise von Dong & Cumpsty (1990) an einer zweidimensionalen Large-

Scale Verdichterkaskade und an einer Niederdruck-Turbinenschaufel von Schulte & Hodson

(1998) nachgewiesen wurde, siehe HUGHES ET AL. [2001]. Die periodische Zuströmung

wurde in diesen generischen Aufbauten noch durch Stäbe im Schaufelvorlauf erzeugt. Die

2. Stand der Forschung

Erfassung von TS-Wellen an einer instrumentierten Verdichterschaufel eines Axialverdichters

gelangen dann HUGHES ET AL. [2001].

In Strömungen mit hohem Turbulenzgrad, bzw. einem stark abnehmenden Druckgradienten,

ist die Entwicklung einer By-Pass Transition möglich. Die genannten Einflüsse führen zu

einer destabilisierenden Wirkung der Grenzschicht und verursachen die unmittelbare

Ausbildung von Turbulenzflecken an unterschiedlichen Positionen, während zwei- und

dreidimensionale Instabilitätsmechanismen, wie die TS-Wellen, übersprungen werden, siehe

Abbildung 2-12. Weiter stromab zerfallen die Turbulenzflecken und führen zur Ausbildung

von Turbulenzstreifen analog dem natürlichen Transitionsprozess. Die Streifen breiten sich

konvektiv, divergent aus und resultieren in einer vollturbulenten Strömung.

Die Annahme der Entstehung von Turbulenzflecken an unterschiedlichen Positionen

innerhalb des Transitionsbereichs wurde 1994 durch das „distributed breakdown“-Modell von

Johnson und Fasihfar (TEUSCH ET AL. [2000]) erfasst und in experimentellen Untersuchungen

von HALSTEAD ET AL. [1997] mit Hilfe von Oberflächenheißfilm-Messungen bestätigt.

Die lineare Stabilitätstheorie nach Orr-Sommerfeld (SCHLICHTING ET AL. [2000]), welche die

Grundlage der natürlichen Transition bildet, hat bei der By-Pass Transition keine Gültigkeit

mehr. Eine hierfür geeignete Theorie muss primär die Entstehung, die Größe sowie die

Ausbreitung turbulenter Flecken berücksichtigen. Emmons [1951] stellte zu Beginn der

fünfziger Jahre eine entsprechende Herleitung auf, die auch in einer Arbeit von

MAYLE [1991] zusammenfassend wiedergegeben wird. Hierzu definierte er die Intermittenz

für einen Punkt P(x,z,t) über ein Integral (Gleichung 11), welches die Summe der

Turbulenzflecken-Produktion, g(P0), in einem Volumen V beschreibt. Das Volumen wird

hierbei aus allen Punkten P0 im (x,z,t)-Raum gebildet in denen ein Turbulenzfleck entstehen

kann, der den Punkt P passieren wird. Über g(P0) wird somit die Entstehung der

Turbulenzflecken berücksichtigt, während die Größe und Ausbreitung über die Integration im

(x,z,t)-Raum erfasst wird.

() ()

(

)

∫∫∫

−= V000 dtdzdxPgexp1P

(11)

Analytische Erklärungen zum Mechanismus der By-Pass Transition wurden unter anderem

von SENGUTA ET AL. [2002] durch Lösung der Navier-Stokes Gleichungen angestrebt. Die

Ergebnisse zeigen, dass der Transitionsmechanismus durch Instabilitäten dominiert wird, die

sich konvektiv mit einer signifikant geringeren Geschwindigkeit gegenüber der freien

Scherschichtströmung ausbreiten. Erreicht diese einen kritischen Wert, so bilden sich lokale

Instabilitäten in der unteren Scherschicht aus, deren Wachstumsrate deutlich größer ist als die

der TS-Wellenpakete.

Eine Grenzschichttransition kann auch im unmittelbaren Zusammenspiel mit einer laminaren

Ablöseblase erfolgen, wobei der Grenzschichtumschlag dann direkt in einem Rezirkulations-

gebiet stattfindet. Die Scherschicht löst zunächst laminar ab, erfährt einen Grenzschicht-

umschlag im Bereich etwa des Dickenmaximums der Ablöseblase und legt anschließend

wieder turbulent an. Hierbei ist es durchaus möglich, dass alle Stadien der natürlichen

Transition durchlaufen werden.

Die Ursache für eine laminare Ablösung kann infolge eines zu hohen lokalen statischen

Druckes (druckinduzierte Ablösung) oder einer starken Geometrieänderung (geometrie-

20 2. Stand der Forschung

induzierte Ablösung) erfolgen. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit ist insbesondere die

druckinduzierte Entstehung einer laminaren Ablösung von Interesse. Abbildung 2-14 zeigt die

resultierende saugseitige Druckverteilung an einem Tragflügel beim Auftreten einer

entsprechend induzierten Ablösung. Diese äußert sich in der Druckverteilung (cp) durch ein

Plateau, das jedoch zu keiner Erhöhung des Auftriebsbeiwertes beiträgt, da sich der Auftrieb

aus saug- und druckseitiger cp-Verteilung ergibt.

Abbildung 2-14: Saugseitige Druckverteilung an einem Tragflügel mit laminarer Ablöseblase

nach RIST [1999]

Legt die Strömung nach einer gewissen Lauflänge stromab des Ablösepunktes (A) wieder an,

so wird von einer Ablöseblase gesprochen, deren Länge durch die Stabilität des Transitions-

prozesses bestimmt ist. Ein zeitliches und örtliches Oszillieren des Wiederanlegepunktes (W)

resultiert aus großskaligen Strukturen, die sich in der Scherschicht der Ablöseblase bilden und

den Vorgang der Wiederanlegung bestimmen. Der Anlegepunkt bewegt sich hierbei mit der

Schwingfrequenz der Strukturen, wodurch sich ein stark instationäres Strömungsfeld

ausbildet (RIST [1999]).

DOVGAL ET AL. [1994] geben gibt vier Mechanismen an, die zum Auftreten einer laminaren

Ablöseblase, der Transition innerhalb dieser Blase sowie einem turbulenten Wiederanlegen

führen. Diese sind zusammen mit ihrem jeweiligen Wirkungsbereich in Abbildung 2-15

graphisch eingezeichnet und werden u. a. in einer Arbeit von RIST [1999] zusammenfassend

beschrieben: Den ersten Mechanismus, der gleichzeitig auch den Auslöser für die

druckinduzierte laminare Ablösblase darstellt, bildet die nach Morkovin benannte Rezeptivität

(1), also die Umsetzung externer Störungen, wie beispielsweise auch das Auftreffen von

Nachlaufdellen, in Grenzschichtstörungen (TS-Wellen).

Abbildung 2-15: Mechanismen der Transition in einer laminaren Ablöseblase, RIST [1999]

2. Stand der Forschung

Im Ablösepunkt bildet sich eine freie Scherschicht aus die durch eine Trennstromlinie von

dem Rezirkulationsgebiet separiert wird. Da die Geschwindigkeitsverteilung der freien Scher-

schicht sehr anfällig auf kleine Störungen reagiert, bilden sich TS-Wellen aus. Angedeutet

wird dies in Abbildung 2-15 durch lineare Instabilitäten (2). Die Ablöseblase wächst bis zum

Erreichen der maximalen Grenzschichtverdrängung nahezu linear an. Mit zunehmender

Lauflänge finden mit großer Wahrscheinlichkeit nichtlineare Interaktionen einzelner

Störanteile statt, wenn die Störungen mehr als 1% u’max/u∞ erreicht haben (3). Die Transition

erfolgt dann ungefähr im Bereich des Maximums des Rezirkulationsgebietes. Gelingt es der

resultierenden turbulente Grenzschicht, den von der Potentialströmung vorgegebenen Druck-

gradienten zu überwinden, so kommt es zu einer turbulenten Wiederanlegung, wobei die

Wiederanlegeströmung dreidimensional ist. Neben den drei genannten Mechanismen kann

auch davon ausgegangen werden, dass eine Rückwirkung (4) zwischen den Punkten der

Wiederanlegung und der Ablösung besteht. Über den Effekt dieses Mechanismus liegt jedoch

bisher noch keine eindeutige Klarheit vor.

Eine reversible Transition (Relaminarisierung) wird im Turbomaschinenbereich u. a. am

saugseitigen Vorderkantenbereich von Turbinenschaufeln sowie an Tragflügelprofilen im

Bereich des druckseitigen “Rearloading“ nahe der Profilhinterkante beobachtet. Auch kommt

sie häufig am Brennkammer-Austritt vor, da hier ebenfalls eine hohe Strömungs-

beschleunigung vorliegt. Die Relaminarisierung wurde 1972 erstmals von Jones und Launder

in Düsenströmungen beobachtet, MAYLE [1991]. Auch bei Untersuchungen zur unstetigen

Grenzschichtentwicklung an einem oszillierenden NACA-0012 Flügelprofil mittels Ober-

flächenheißfilmen konnten LEE UND BASU [1997] Gebiete der Relaminarisierung erfassen.

Die reversible Transition führt dabei zu einer laminaren Grenzschichtausbildung, ausgehend

von einem turbulenten Zustand. Eine Relaminarisierung kann in Bereichen hoher Strömungs-

beschleunigung auftreten, in denen der Beschleunigungsparameter (K) Werte von:

2103)( −

⋅>= dx

annimmt. (12)

Die reversible Transition wird nach STIEGER [2002] durch den lokalen vorherrschenden

Druckgradienten bestimmt und wurde von SCHULTE [1995] als eine unstetige Grenzschicht-

antwort auf den Zerfall der turbulenten Scherschicht im zeitlichen Nachlauf der

Turbulenzflecken beschrieben.

In Turbomaschinengittern wird die nachlaufinduzierte Grenzschichttransition durch das

Zusammenspiel einer stehenden und einer rotierenden Schaufelreihe hervorgerufen. Durch die

Relativbewegung einer Schaufelreihe kommt es zu einer zeitlich-periodischen Veränderung

des Strömungszustands, wodurch sich die resultierende Grenzschicht auf einem Schaufel-

profil einer nachfolgenden Schaufelreihe zeitlich-periodisch mit der Schaufelfrequenz der sich

im Vorlauf befindenden Schaufelreihe ausbildet.

Nach BINDER [1985] wird die nachlaufinduzierte Transition in Turbomaschinen durch drei

Mechanismen beeinflusst. Zu diesen zählen die Nachlaufdelle, Sekundärströmungen (Wirbel)

parallel zur Strömungsrichtung und die Potentialströmung. TEUSCH ET AL. [2000]

berücksichtigt zudem noch instationäre Grenzschicht-Effekte, wie Stoß-Grenzschicht-

Interferenzen, die für subsonische Betrachtungen jedoch vernachlässigt werden können. Des

22 2. Stand der Forschung

Weiteren verliert die Potialströmung mit zunehmendem Schaufelreihenabstand an Einfluss

und ist daher vielfach ebenfalls vernachlässigbar. Die Hauptinstabilitätsquelle in einer

nachlaufinduzierten Transition bilden somit die Sekundärwirbel und Nachlaufdellen. Die

Entstehung solcher Inhomogenitäten basiert auf dem Zusammenwirken der Grenzschicht

eines Schaufelprofils und der endlichen Hinterkantendicke dieser Schaufel. Die Nachlaufdelle

hat einen deutlich erhöhten Turbulenzgrad (∆Tu=10...15%), ein Geschwindigkeitsdefizit

gegenüber der ungestörten Strömung (negativ jet), und eine verstärkte Radialbewegung. Die

konvektive Ausbreitung und der langsame Ausmischungsprozess von Nachlaufdellen führt zu

Interaktionen mit den Grenzschichten stromab angeordneter Schaufelreihen, siehe

Abbildung 2-16a (passing wake). Die Sekundärströmungen wirken insbesondere im Bereich

von Nabe und Gehäusewand.

Abbildung 2-16: a) Nachlaufinduzierte Transition nach MAYLE [1991] und

b) saugseitige Grenzschichttransition an einer Verdichterschaufel nach HALSTEAD [1997]

Die nachlaufinduzierte Transition wird durch zwei dominante Pfade gebildet, die sich auf den

Schaufelprofilen im temporären Wechsel ausprägen. Neben einem nachlaufinduzierten Pfad

(wake-induced path), bildet sich auch ein Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen aus (path

between wakes). Der nachlaufinduzierte Pfad resultiert dabei aus den Interaktionen der

stromauf generierten Nachlaufdelle und der Grenzschicht der betrachteten Schaufel. Die

Betrachtung der saugseitigen Grenzschicht einer Verdichterschaufel in einem Weg-Zeit-

Diagramm (Abbildung 2-16b) zeigt die mit „1“ bzw. „2“ deklarierten Pfade. Entlang des

Pfades zwischen zwei Nachlaufdellen (2) bildet sich häufig auch eine beruhigte Zone aus, die

in Abbildung 2-14b mit D deklariert ist. Die Existenz einer solchen Zone wurde erstmals von

SCHUBAUER UND KLEBANOFF [1956] entdeckt. Sie beobachteten, dass bei dem Durchwandern

einer Region mit natürlicher Transition hinter den Turbulenzflecken ein Gebiet induziert wird,

das die turbulenten Aktivitäten in der Grenzschicht verzögert. In der Turbomaschinen-

Aerodynamik wurde die Präsenz dieses beruhigten Bereichs (calmed Region, D) erstmals

Mitte der siebziger Jahre von WALKER [1974] bei Grenzschichtuntersuchungen an

Verdichter-Statorschaufeln erfasst.

a) b)

2. Stand der Forschung

2.3 Ziele der vorliegenden Arbeit

Die Schwerpunkte der vorliegenden Arbeit liegen in der experimentellen Erprobung und

Anwendung von Oberflächensensoren und Sensorarrays zur Erfassung flächig und zeitlich

hochaufgelöster Wandschubspannungen an Schaufelprofilen. Ein wesentliches Ziel der Arbeit

ist es unterschiedliche thermoresistive Oberflächensensoren hinsichtlich ihrer statischen und

dynamischen Eigenschaften zu untersuchen, vergleichend zu charakterisieren und in

exemplarischen Anwendungsbeispielen an Schaufelprofilen zu erproben. Im Rahmen dieser

Arbeit werden hierzu konventionelle und mikromechanisch gefertigte Oberflächenheißfilme

sowie Oberflächenhitzdrähte erprobt. Die Erfassung der unterschiedlichen Sensoreigen-

schaften erfolgt hierbei u. a. über die Bestimmung von Sensorkalibration, Sensitivität und

Grenzfrequenz. Ergänzend sollen auch die Auswirkungen unterschiedlicher Beschichtungs-

materialien an klassischen Senflex-Oberflächenheißfilmen und MEMS-Sensoren in Wind-

kanalversuchen ermittelt werden. Ziel ist es die Beeinflussung des dynamischen Signal-

verhaltens durch thermische Dämpfungseffekte zu erfassen und mögliche Veränderungen der

Frequenzantwort in Abhängigkeit vom Beschichtungsmaterial und deren Schichtdicke zu

erfassen. Dies ist insofern von Interesse, als hierdurch die mechanische Robustheit der

Sensorarrays erhöht und das Anwendungspotential erweitert werden kann.

Ziel der exemplarischen Sensoranwendungen ist es, instationäre und transitionale

Wandschubspannungsverteilungen an Schaufelprofilen mit Hilfe unterschiedlicher

Oberflächensensoren zu erfassen und vergleichend gegenüberzustellen. Die Visualisierung

von Grenzschichtphänomenen in komplexen Systemen, z. B. an Turbomaschinen-

komponenten, erfordert dabei eine hohe dynamische Signalauflösung sowohl seitens der

Sensoren selbst, als auch seitens des verwendeten Verstärker- und Messdatenerfassungs-

Systems. Der Betrieb der Sensorarrays erfolgt daher über eine geeignete Messkette, bestehend

aus einem Multikanal CT-Anemometer mit bis zu 96 Kanälen und einem Mehrkanal Daten-

erfassungssystem. Für simultane Messungen an einer rotierenden Verdichterschaufel werden

zudem ein Telemetriesystem sowie ein speziell gefertigter Ring aus miniaturisierten

Anemometerbrücken benutzt. Der Einsatz von Oberflächenhitzdrahtarrays soll bei diesen

Untersuchungen das Anwendungsspektrum insbesondere für den Schaufelprofilbereich

verdeutlichen.

Die vorliegende Arbeit gliedert sich nachfolgend in weitere vier Kapitel: In Kapitel 3 werden

zunächst die genutzten Versuchsanlagen, Messaufbauten, Messsysteme und Methoden der

Signalauswertung vorgestellt. Im anschließenden vierten Kapitel werden die Ergebnisse

experimenteller Voruntersuchungen zur Erprobung von Oberflächensensoren präsentiert und

eine abschließende Wertung der Sensortechniken gegeben. Die experimentelle Anwendung

von Oberflächensensorarrays an Stator- und Rotorverdichterschaufeln wird in Kapitel 5.1

beschrieben, während die saug- und druckseitige Anwendung von Oberflächenhitzdrahtarrays

an einer Stator-Turbinenschaufel in Kapitel 5.2 vorgestellt wird. In Kapitel 5.3 wird eine

abschließende Wertung der Hauptversuche gegeben und die erzielten Ergebnisse analysiert. In

Kapitel 6 folgt eine Zusammenfassung der Arbeit.

24 3. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

3. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

In diesem Kapitel werden die im Rahmen der vorliegenden Arbeit genutzten Versuchsanlagen

und Messsysteme vorgestellt. Zunächst werden Windkanäle und Profilprüfstände beschrieben

und auf spezielle Versuchsaufbauten sowie instrumentierte Schaufelprofile eingegangen

(Kapitel 3.1). Ergänzend werden in Kapitel 3.2 ein Multikanal-Anemometer (M-CTA) und

ein Mehrkanal-Datenerfassungssystem (MEDES) erläutert. Gegenstand des Kapitels 3.3 sind

Methoden der Signalauswertung. Hier werden statistische Größen und Transformations-

funktionen vorgestellt die eine problemorientierte Signalverarbeitung ermöglichen.

3.1 Versuchsanlagen

3.1.1 Axialventilator des Profilwindkanals (ILR)

Experimentelle Voruntersuchungen zur Erprobung von Oberflächenhitzdrähten an Schaufel-

profilen zur Erfassung periodisch-instationärer Grenzschichten erfolgen am Axialventilator

des Profilwindkanals, Abbildung 3-1. Das Gebläse besitzt eine Leistung von P=30 kW und

liefert einen durchschnittlichen Volumenstrom von V

=40 000 m³/h bei einer maximalen

Drehzahl von n=1450 min-1. Der Nabendurchmesser beträgt dN=500 mm, der Nenn-

durchmesser dW=900 mm. Das einstufige Schaufelgitter wird durch einen Rotor mit 12 und

einer Leitradstufe mit 17 Schaufeln gebildet.

Abbildung 3-1: Axialventilator des Profilwindkanals am ILR

Zur Erprobung der Messkette, bestehend aus Oberflächenhitzdrähten, Anemometern und

Mehrkanal-Datenerfassungssystem, werden zwei Leitradschaufeln saug- bzw. druckseitig

instrumentiert. Die Anordnung der Sensoren erfolgt in einem Profilhöhenschnitt von h=50%,

wobei die aktive Anzahl der Hitzdrähte auf jeweils 24 Sensoren pro Schaufel begrenzt ist.

Abbildung 3-2 zeigt die Aufnahme der saugseitig instrumentierten Leitradschaufel sowie eine

Detailvergrößerung des Sensorarrays. Der Sensorabstand beträgt ∆x=2.5 mm, wodurch unter

Berücksichtigung der Profilsehnenlänge von c=125 mm Messdaten zwischen x/c=8.5...92.5%

gewonnen werden können.

Flow

Rotor Stator

Sensorarray

Ø500

Ø900

Ø140

253. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

Abbildung 3-2: Instrumentierte Statorschaufel des Axialventilators für Voruntersuchungen

3.1.2 Niedergeschwindigkeits-Verdichterprüfstand (PFI)

Die exemplarische Anwendung von Oberflächensensoren zur Erfassung periodisch-

instationärer Wandschubspannungen an Stator- und Rotorschaufeln erfolgt im Rahmen der

Hauptuntersuchungen exemplarisch an dem 1,5-stufigen Niedergeschwindigkeits-

Axialverdichter (LSRC, low-speed research compressor) des Pfleiderer-Institutes der TU-

Braunschweig (PFI). Der Profilprüfstand besteht aus einem Vorleitrad (Inlet guide vane,

IGV), durch das die Eintrittsbedingungen einer Verdichtermittelstufe generiert werden, einem

Laufrad (Rotor) und einem Nachleitrad (Stator), siehe Abbildung 3-3. Die Anzahl der

Schaufeln pro Gitterstufe beträgt 43 am Laufrad sowie 45 an Nachleitrad und IGV. Der

Prüfstand ist als offener Kreislauf konzipiert. Der Gehäusedurchmesser beträgt dG=600 mm,

der Durchmesser im Nabenbereich hingegen dN=450 mm (Nabenverhältnis: 0.75). Über einen

Gleichstrompendelmotor mit einer maximalen elektrischen Leistung von P=58 kW wird ein

Volumenstrom von V

=10 m³/s erzeugt. Die maximale Rotordrehzahl beträgt n=2800 min-1.

Abbildung 3-3: Niedergeschwindigkeits-Axialverdichterprüfstand (LSRC) am PFI

Die mit einem Oberflächenhitzdrahtarray instrumentierte Statorschaufel des LSRC ist in

Abbildung 3-4a dargestellt. Bei einem Sensorabstand von ∆x=2.5 mm und 16 kontaktierten

Einzelsensoren wird dabei ein Schaufelbereich von x/c=0.023…0.73 (c=78 mm)

Flow

IGV Rotor Stator

450 600

Senso

arrays

26 3. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

berücksichtigt. Eine zweite Verdichterschaufel ist zu Referenzzwecken mit konventionellen

Oberflächenheißfilmen instrumentiert. Auf diesem Array sind 24 Einzelsensoren kontaktiert,

die eine Datenerfassung über einen Schaufelbereich von x/c=2.3…94% erlauben. Die zwei

instrumentierten Leitradschaufeln im eingebauten Zustand zeigt Abbildung 3-4b.

Abbildung 3-4: a) Instrumentierte Nachleitradschaufel des Verdichterprüfstand mit

Oberflächenhitzdrahtarray, b) Statorsegment mit zwei instrumentierten Schaufeln

Simultane Arraymessungen mit Oberflächenheißfilmen an einer Rotorschaufel werden

erstmals durch eine Messsystemerweiterung ermöglicht. Die Signalerfassung erfolgt über

einen 16-Kanal Miniatur-Anemometerring und eine Telemetrieeinheit, die direkt am Rotor

befestigt sind, siehe Abbildung 3-5. Die Telemetrie dient der simultanen Datenerfassung über

den gesamten Rotorumfang und liefert zugleich die Spannungsversorgung für das 16-Kanal

Anemometer.

Abbildung 3-5: Instrumentierter Rotor mit Anemometerring und Telemetrie

Hitzdrähte

Heißfilme

a) b)

Telemetrie

CT-Anemometer

instrumentierte

Rotorschaufel

(16 Heißfilme)

273. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

3.1.3 Niedermachzahl-Turbinenprüfstand (ILA)

Die Untersuchungen an einer dreidimensional gekrümmten Turbinenstatorschaufel stellen ein

weiteres Anwendungsbeispiel zur Erfassung instationärer Wandschubspannungen an

Schaufelprofilen dar. Die Messungen erfolgen am Niedermachzahl-Turbinenprüfstand (Large

Scale Turbine Rig, LSTR-Bau 1) des Institutes für Luftfahrtantriebe (ILA) in Stuttgart. Die

Versuchsanlage ist als geschlossener Kreislauf ausgeführt, allerdings kann über einen

separaten Verdichter zusätzliche Kühlluft bereitgestellt werden. Ein Ausgleich des

Luftmassenstroms erfolgt dann über Abblasklappen. Der Strömungskanal besitzt an der Nabe

einen Durchmesser von dN=434 mm und einen Nenndurchmesser von dG=568 mm.

Die Versuchsturbine besteht aus vier Schaufelreihen, beginnend mit einer NGV-1 (Nozzle

Guide Vane) am Turbineneintritt mit 28 Schaufelblättern, einer Rotorstufe mit 42 Schaufeln,

der sich anschließenden NGV-2 Stufe (34 Blatt) und einer zweiten Rotorstufe mit 86

Schaufeln (Abbildung 3-6). Die Anlage erlaubt eine maximale Drehzahl von n=2000 min-1,

während die Auslegungsdrehzahl nA=1600 min-1 beträgt. Der maximal erzielbare

Massenstrom liegt bei m

=14.5 kg/s.

Abbildung 3-7: a) Prinzipielle saugseitige Sensoranordnung im Nabenbereich der Turbine,

b) Instrumentierte NGV-2 Turbinenschaufel, Druckseite

NGV-1 Rotor-1 NGV-2 Rotor-2

Flow

434 568

bbildung 3-6: Turbinen-Prüfstand des Institutes für Luftfahrtantriebe in Stuttgart

Sensorarray

Sperrluftzuführungen

R16 R19

a) b)

28 3. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

Zur Erfassung der Einflüsse von Sekundärmassenströmen auf die Mechanismen der

saugseitigen Grenzschichttransition und einer möglichen druckseitigen Grenzschichtablösung

ist eine NGV-Schaufel beidseitig mit Oberflächenhitzdrahtarrays instrumentiert. Einen

skizzierten Ausschnitt der NGV-2 Stufe mit der prinzipiellen Anordnung der Oberflächen-

sensoren in Nabennähe zeigt Abbildung 3-7a. Auf der Saugseite sind 16 Einzelsensoren

kontaktiert, während die Anzahl der Sensoren auf der Druckseite auf 10 beschränkt ist. In

Abbildung 3-7b ist die instrumentierte NGV-Schaufel mit dem druckseitigen Hitzdrahtarray

abgebildet. Zur Erfassung großflächiger Strömungsinformationen wurde eine zweireihige

Sensorenstaffelung bei z/b=7% und z/b=12% gewählt. Der Versatz zwischen den paarweise

spannweitig angeordneten Sensoren beträgt ∆x=1.6 mm und zwischen den Sensoren entlang

der Stromlinie ∆x=8 mm. Hierdurch wird eine ausreichend hohe Signalauflösung bei relativ

groß instrumentierter Fläche gewährleistet.

3.1.4 Transsonik-Windkanal (ILR)

Ergänzende Untersuchungen zum Einfluss von Oberflächenbeschichtungen auf die Dynamik

von Heißfilmen erfolgen am transsonischen Windkanal des Instituts für Luft- und Raumfahrt

(ILR). Der Windkanal ist in saugender Bauweise (Eiffel-Saugkanal) konzipiert und kann über

einen Gleichstrommotor (P=400 kW) und einen einstufigen Radialkompressor unter

ambienten Bedingungen kontinuierlich betrieben werden, siehe Abbildung 3-10. Durch den

Einsatz einer konventionellen Messstrecke lassen sich Strömungsgeschwindigkeiten bis in

den hohen Unterschall bzw. mit einer Lavaldüse bis zu zweifacher Schallgeschwindigkeit

erzielen. Die konventionelle Messstrecke besitzt einen rechteckigen Eintrittsquerschnitt von

AM=150×150 mm² und eine Länge von lM=980 mm. Mit dem Windkanal können Reynolds-

zahlen bis Re=1.4×106, bezogen auf l=0.1 m erzielt werden. Der Turbulenzgrad beträgt

Tu=0.15%.

Abbildung 3-8: Transsonischer Windkanal am ILR

Abbildung 3-9 zeigt zwei prinzipielle Versuchanordnungen zur Untersuchung beschichteter

Oberflächensensoren in einer subsonischen Messstrecke. Während Versuche mit klassischen

Heißfilmen direkt an der Messstreckenwand stattfinden (Abb. a), werden mikrotechnisch

gefertigte Oberflächenheißfilme an einem dünnen Plattenmodell mit NACA-Nasenprofil

erprobt (Abb. b). Zur Erstellung von Kalibrationskurven wird die von NITSCHE ET AL. [1984]

293. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

vorgestellte Computational-Preston-Methode mit drei Druckröhrchen unterschiedlicher

Durchmesser (CPM3) verwendet. Hierbei handelt es sich um eine rechnergestützte

Erweiterung des klassischen Prestonrohrverfahrens nach PRESTON [1954], wobei die lokale

Wandschubspannung aus drei wandnahen Geschwindigkeiten über das van Driest’sche

Wandgesetz ermittelt wird. Die Durchführung erfolgt am Plattenmodell bei

Wandschubspannungen bis

w=135 N/m² (uτ=13 m/s) bzw. an der Messstreckenwand

bis

w=13 N/m².

CPM3

Heißfilmarray

Flow

z x

Sensoreinsatz

150

A-A

130

x/c = 0.48

Flow

300

NACA 0008

CPM3

a) b)

Abbildung 3-9: Versuchsaufbauten für Beschichtungsuntersuchungen

a) Messstreckenwand für Senflex-Heißfilme, b) Plattenmodell für MEMS-Heißfilme

3.2 Messsysteme

3.2.1 Mehrkanal Konstant-Temperatur Anemometer (M-CTA)

Um die flächige Entwicklung einer Grenzschichttransition durch Oberflächensensoren

dynamisch hochauflösend zu erfassen, ist eine große Anzahl thermoresistiver Sensoren

notwendig. Für den simultanen Betrieb dieser Sensoren wird zudem eine ebenso hohe Anzahl

von Anemometerbrücken benötigt. Kommerzielle Anemometer sind jedoch im allgemeinen

universell gestaltet, so dass sie für einen breiten Anwendungsbereich und mit einer Vielzahl

unterschiedlicher Sondentypen betrieben werden können. Hierdurch sind diese Geräte zumeist

relativ groß und teuer. Es ist jedoch möglich, ein kompakt aufgebautes Anemometer mit einer

deutlich reduzierten Anzahl elektronischer Bauelemente zu konzipieren, wobei einige

entscheidende Sensorparameter, wie beispielsweise der Sensorkaltwiderstand, als Rand-

bedingungen vorgegeben werden müssen. Ein derartiges Mehrkanal-Anemometer wurde am

Institut für Luft- und Raumfahrt entwickelt und steht für Arraymessungen mit bis zu 96

Sensoren in einer entsprechenden Stückzahl zur Verfügung. Die Anemometer sind in der

Konstant-Temperatur Variante (CT) ausgeführt, lassen jedoch durch Modifikation auch den

Betrieb im Konstant-Strom Modus (CC) zu. Das Anemometer besteht in seinen

Hauptkomponenten aus einem rauscharmen Operationsverstärker (AD-797) und einer

Wheatstone-Widerstandsbrücke. Diese wird aus zwei festen, einem einstellbaren sowie einem

variablen Widerstand, dem Sensor, gebildet. Über eine elektrische Rückkopplung wird die

Sensortemperatur durch eine kontinuierliche Nachführung des elektrischen Stroms durch den

30 3. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

Sensor konstant gehalten. Die Schaltung registriert dabei Ungleichgewichtszustände in der

Widerstandsbrücke und versucht durch permanente Nachregelung einen

Gleichgewichtszustand herzustellen. Die hierfür erforderliche Brückenspannung kann mit der

Strömungsgeschwindigkeit bzw. der Wandschubspannung korreliert werden.

Abbildung 3-10: Blockschaltbild des Konstant-Temperatur Anemometers

Das Blockschaltbild des Konstant-Temperatur Anemometers ist in Abbildung 3-10 gegeben.

Das Anemometer erlaubt den Betrieb im Brückenverhältnis 1:1 mittels eines externen

Überhitzungswiderstands (Rextern) sowie im üblichen Verhältnis 1:3. Am Mehrkanal-

Anemometer werden das Überhitzungsverhältnis (OHR), die Brückenkapazität (C-Kompen-

sation) und eine Nullwertabweichung des Operationsverstärkers (Offset-Trim) über

Potentiometer geregelt. Hierdurch kann das System so abgeglichen werden, dass es im

Gleichgewichtszustand ist und das Sensorelement die gewünschte Übertemperatur (TS)

besitzt. Die limitierende Frequenz des Sensor/Anemometer-Systems, die sogenannte Grenz-

frequenz fc, lässt sich durch die Einstellung von Kapazität und Nullwertabweichung

beeinflussen.

Die Anemometer wurden modular konzipiert, wobei jedes Modul aus zwei Standard-Platinen

(CTA, Signal-Konditionierer) besteht, die in kompakter Bauweise parallel zueinander

angeordnet sind und den Betrieb von vier Einzelsensoren erlauben. Die Versorgung der

Anemometer erfolgt über ein separates Netzteil, um elektrische Einstreuungen zu vermeiden.

3.2.2 Mehrkanal-Datenerfassungssystem (MEDES)

Für eine flächige Datenerfassung von Strömungsinformationen an einem Versuchsträger wird

ein Datenerfassungssystem benötigt, das die Schnittstelle zwischen dem Sensoren/Verstärker-

System und dem Messrechner (PC) darstellt. Das im Rahmen der Arbeit genutzte

Erfassungssystem wurde am ILR entwickelt und kann maximal 48 Kanälen quasi-simultan

aufzeichnen und mittels integriertem A/D-Wandler digitalisieren, SUTTAN [1999]. Die

Erfassung des Mittelwertanteils der Sensorsignale ist mit der bereitgestellten System-

Rext.

Senso

Offset

Trim

C –

Komp.

–

1:1 1:3

fc= 10Hz

fc= 3Hz

HP LP

fc= 1 kHz

16kHz

Gain:

1 to

140

AC out, e

DC out, E

Anemometer Signal-Konditionierer

OHR-

bgleich

künstliche

nregungsquelle Wheatstone-

Brücke

Radj

313. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

konfiguration nicht möglich. Diese erlaubt ausschließlich die Aufzeichnung kleiner

Störamplituden durch eine AC-Signalentkopplung.

Die Mehrkanal-Messdatenerfassung erfolgt im Rahmen der Arbeit über zwei Einzelsysteme,

die durch eine externe Triggerung synchron angesprochen werden. Die Ansteuerung der

Systeme wird softwareseitig über ein Messprogramm mit implementierten Geräte-

Bibliotheken realisiert. Die Kommunikation zwischen Software und System wird durch einen

Controller auf der PC-Steckkarte hergestellt.

Das Messsystem (MEDES) ist ein miniaturisierter Transientenrekorder der aus drei

Teilkomponenten besteht:

- Analog-Modul (48-Kanal Multiplexer und A/D-Wandler)

- Steuer-Modul (Timing, serielle Schnittstelle)

- ISA-Slot PC-Steckkarte (Controller, serielle Schnittstelle, Messdaten-

Zwischenspeicher)

Steuer- und Analog-Modul bilden die Einheit des Front-Moduls, welches in unmittelbarer

Nähe der CT-Anemometer bzw. anderer Verstärkerschaltungen (z. B. bei der Verwendung

von Drucksensoren oder Mikrophonen) plaziert wird. Die Verbindung mit der PC-Karte

erfolgt über optische Kunststoff-Lichtwellenleiter, wobei die Signale hierzu über einen

elektro-optischen Konverter (E/OC) gewandelt werden. Abbildung 3-11 zeigt den

prinzipiellen Aufbau des Datenerfassungssystems, bestehend aus Front-Modul und PC-Karte.

48-Kanal EV MUX A/DC Controller E/OC

-Optische

Signale

Sensor

Signale

Poti

E/OC Controller Speicher

Front-Modul PC-Steckkarte

Analog-Modul Steuer-Modul

Abbildung 3-11: Schematischer Aufbau des Mehrkanal-Datenerfassungssystems

(MEDES) nach SUTTAN [1999]

Bei einer maximalen Anzahl von 48 Kanälen erlaubt der 1-MHz Multiplexer (MUX) des

Front-Moduls eine maximale Abtastfrequenz von fmax=19 kHz pro Kanal, wobei sich diese

erhöht, wenn die Anzahl der abgetasteten Kanäle reduziert wird. Der Multiplexer schaltet

nacheinander alle Kanäle auf einen 12-Bit A/D-Wandler mit einem Eingangsspannungs-

bereich von ±2.44 Volt. Für eine optimale Signalverstärkung der 48 Kanäle ist der Eingangs-

verstärker mit elektronischen Trimmpotentiometern ausgestattet. Diese erlauben eine

individuelle Anpassung (Faktor 1-50) jedes einzelnen Messkanals, um eine Signal-

übersteuerung zu verhindern. Der prinzipielle Versuchsaufbau des Mehrkanal-Daten-

erfassungssystems (MEDES) für die simultane Erfassung von maximal 96 Kanälen wird in

Abbildung 3-12 gezeigt.

32 3. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

Für eine Signaltrennung der periodischen Anteile von stochastischen Schwankungsanteilen

erfolgt im Rahmen der Untersuchungen eine phasenstarre, gruppengemittelte

Messdatenaufzeichnung (Phase locked ensemble average) durch eine Triggerung des

Systems. An den Prüfständen erfolgt dies durch eine Kopplung mit der Antriebswelle, wobei

pro Umdrehung ein TTL-Impuls geliefert wird. Bei der Versuchsdurchführung werden bis zu

200 kurze Zeitblöcke (geringe Samplezahl, hohe Abtastfrequenz) aufgezeichnet, gemittelt und

in verschiedenen graphischen Darstellungsformen bereitgestellt.

Abbildung 3-12: Aufbau des Datenerfassungssystems

3.3 Signalverarbeitung

Für eine problemorientierte Informationserfassung der aufgenommenen Daten werden

bekannte Größen der Statistik sowie Transformationsfunktionen herangezogen, die

nachfolgend definiert und erläutert werden.

3.3.1 Statistische Größen

Betrachtet man ein zeitlich instationäres Signal S(t) (Momentansignal, Instantaneous Signal),

so setzt sich dieses aus einem Mittelwertanteil s(t) und einem zeitlich überlagerten

Schwankungsanteil s'(t) zusammen (Gleichung 13), SCHWETLICK [1997]. Der Mittelwert, das

zentrale Moment erster Ordnung, ergibt sich hierbei aus einer Aufsummierung von N

333. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

Momentansignalen (Samples) bzw. der Anzahl von Messungen im Fall einer phasenstarren

Gruppenmittlung (phase-locked Ensemble Average):

)(')()( tststS += mit ∑

nntS

)(

)( . (13)

Der RMS-Wert (root-mean-square) wird über die Wurzel des quadratisch aufsummierten

Gesamtsignals definiert und stellt dessen mittlere quadratische Abweichung dar

(Gleichung 14). In der Strömungsphysik wird der RMS-Wert insbesondere zur

Unterscheidung laminarer bzw. turbulenter Grenzschichten genutzt. Auch dient er einer

Identifikation von Transitionsbereichen und Gebieten mit Ablösung.

∑

nn)t(S

)t(RMS

2 (14)

Die Standardabweichung

(t) bezieht sich ausschließlich auf den Schwankungsanteil

(Gleichung 15, unvoreingenommene Definition mit N-1). Da die Datenerfassung im Rahmen

der experimentellen Anwendungen in dieser Arbeit auf die Schwankungsanteile beschränkt

ist, sind die Ergebnisse von

(t) und RMS identisch.

[]

∑

−= N

nn)t(s)t(S

1-N

)t(

(15)

Die Schiefe (Skewness,

3) wird durch das zentrale Moment dritter Ordnung definiert. Sie ist

vorzeichenabhängig und beschreibt den Grad der Asymmetrie einer Amplituden- bzw.

Häufigkeitsverteilung gegenüber einer Gauß-Verteilungskurve (Gleichung 16). Die

Betrachtung der Schiefe ermöglicht Aussagen über intermittierende Grenzschichtphänomene.

Sie nimmt, analog zum Intermittenzfaktor, in einer laminaren Grenzschicht den Wert Null an,

steigt im laminar-transitionalen Bereich auf ein Maximum (Intermittenz γ=0.25) und erfährt

einen Nulldurchgang im Transitionspunkt (γ=0.5). Im Bereich einer transitional-turbulenten

Grenzschicht (γ=0.75) fällt sie auf ein Minimum und geht für eine vollturbulente

Grenzschicht gegen Null (γ=1).

[]

∑

=σ

−

=µ N

n)t(s)t(S

)t(

31 (16)

Die Kurtosis (Flatness,

4) wird über das nächst höhere zentrale Moment definiert und ist

demnach per Definition stets positiv (Gleichung 17). Sie beschreibt die „Flachheit“ der

Amplitudenverteilung und wichtet die Amplitudenasymmetrie, die über die Schiefe definiert

ist. Sie kann des Weiteren als ein Maß für die Energiedispersion des betrachteten Systems

angesehen werden.

[]

∑

=σ

−

=µ N

n)t(s)t(S

)t(

41 (17)

34 3. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

3.3.2 Fourier-Analyse

In der Praxis ergeben sich gemessene Signale aus der Überlagerung einer Vielzahl von

Einzelphänomenen. So können neben dem eigentlichen Strömungssignal sowohl Einflüsse

stochastischer Art (Rauschen) als auch periodischen Ursprungs in Erscheinung treten. Häufig

überlagern die Störungen das interessierende Signal so stark, dass es ohne eine

problemorientierte Signalanalyse nur schwer oder gar nicht identifiziert werden kann. Eine

entsprechende Signalauswertung ist über Transformationsfunktionen zur Identifikation

dominanter bzw. periodischer Signalanteile möglich. Durch eine Analyse im Frequenzbereich

können insbesondere charakteristische Frequenzen bzw. Frequenzbereiche wie die

Blattfolgefrequenz oder Tollmien-Schlichting Instabilitäten identifiziert werden.

Die Fourier-Analyse basiert auf einer Approximation des Ausgangssignals durch eine

Fourier-Reihe, also einer Aufsummierung von Cosinus- und Sinusfunktionen mit diskreten

Frequenzen und entsprechend gewichteten Amplituden, SCHRÜFER [1992]. Eine Fourier-

Transformation erlaubt die Zerlegung in unterschiedlich stark gewichtete harmonische

Signale mit diskreten Eigenfrequenzen. Insbesondere bei der Identifikation periodischer

Vorgänge gibt die Betrachtung des Signals im Frequenzbereich Aufschluss über dominante

Signalanteile. Zu beachten ist, dass eine Fourier-Reihe nur für periodische Signale aufgestellt

werden kann. Eine Fourier-Transformation hingegen lässt sich auf jedes beliebige Signal

anwenden, SCHRÜFER [1992].

Betrachtet man ein zeitkontinuierliches, harmonisches Signal, so ermöglicht die Fourier-

Transformation die Konvertierung einer zeitlimitierten Funktion F(t) in ein Spektrum F(j

Die Spektralfunktion ist dabei eine komplexe Funktion, bestehend aus Real- und Imaginärteil

bzw. Betrag und Phase:

∫

∞

∞−

ω−

=ω dte)t(f)j(F tj ∫

∞

∞−

ω− ωω= de)j(f)t(F tj (18)













=ϕ ))j(FRe(

))j(FIm(

arctan (19)

Während diese Integralgleichungen (Gleichung 18) für kontinuierliche Zeitsignale (F(j

bzw. F(t)) genutzt werden, erlaubt die Betrachtung eines transienten diskreten (digitalisierten)

periodischen Zeitsignals f(nT) die Anwendung einer Diskreten-Fourier-Transformation (DFT)

Fd(j

). Diese Form der Fourier-Transformation ist jedoch in ihrer Berechnung mit einem

hohen Zeitaufwand (Rechenzeit) verbunden, da viele Rechenschritte redundant sind. Durch

deren Elimination kann die erforderliche Rechenzeit bedeutend verkürzt werden. Man spricht

von der Fast-Fourier-Transformation (FFT), deren Anwendung allerdings an die Voraus-

setzung gebunden ist, dass die Zahl der Messwerte 2n Samples entspricht.

In Anlehnung an die Signalanalysator-Handbücher des Herstellers HEWLETT-PACKARD [1985]

werden spektrale Verläufe über die Koeffizienten der zuvor beschriebenen Fourier-

Transformation definiert. Man unterscheidet dabei zwischen dem Amplitudenspektrum und

dem Leistungsdichtespektrum. Während sich das Amplitudenspektrum über das lineare

Spektrum (F) eines Signals definiert, wird das Leistungsdichtespektrum aus dem Produkt von

linearem und konjugiert komplexem Spektrum (F*) gebildet.

353. Versuchsanlagen, Messsysteme und Signalverarbeitung

3.3.3 Korrelation

Die Korrelation erlaubt den Vergleich zweier Signale im Zeitbereich. Primär wird zwischen

der Auto- und der Kreuzkorrelation unterschieden. Bei der Autokorrelation wird ein

Zeitsignal auf sich selbst abgebildet, um periodische Anteile innerhalb des Messsignals zu

detektieren. Dies erlaubt die Hervorhebung periodischer Signalanteile, während stochastische

Anteile reduziert werden. Die Bildung der Autokorrelation erfolgt durch Multiplikation der

Amplituden eines Signals mit denen des selben Signals, verzögert um einen Zeitversatz kTa,

und einer anschließenden Aufsummierung der Produkte, SCHRÜFER [1992]. Demgegenüber

wird die Kreuzkorrelation (KKF) verwendet, um Gemeinsamkeiten zweier unterschiedlicher

Signale zu ermitteln.

Die Bestimmung der Korrelation erfolgt in Analysetools zumeist über die FFT. Das Auto-

korrelationsspektrum definiert sich dabei über das Produkt von linearem und komplex

konjugiertem Spektrum des gleichen Ausgangssignals (G11= F1F1*), während das Kreuz-

korrelationsspektrum aus der Multiplikation des konjugiert komplexen Spektrums des ersten

Signals (F1*) mit dem Spektrum (F2) des zweiten Signals gebildet wird (G12= F1F2*). Die

Frequenzantwort H(f), also der Quotient aus Kreuz- und Autokorrelationsspektrum bildet die

Ausgangsbasis für eine Darstellung der Korrelation im Zeitbereich,

HEWLETT-PACKARD [1985]:

)( G

fH = und ))(()( 1fHFfh −

= (20)

36 4. Experimentelle Voruntersuchunge

4. Experimentelle Voruntersuchungen

Für den Einsatz von Oberflächensensoren und Sensorarrays zur Erfassung instationärer

Wandschubspannungsverteilungen ist insbesondere in Hinblick auf die Anwendung an

Schaufelprofilen mit periodisch-instationären Grenzschichten eine hohe zeitliche und flächige

Signalauflösung wichtig. Im Rahmen der Vorversuche sollen daher die Charakteristiken

verschiedener thermoresistiver Sensoren ermittelt werden. Es werden hierbei klassische und

mikrotechnisch gefertigte Oberflächenheißfilme sowie Oberflächenhitzdrähte erprobt. Das

vorliegende Kapitel gliedert sich hierzu in sechs Abschnitte. Ergebnisse von konventionellen

Oberflächenheißfilmen sind in Kapitel 4.1 zusammengefasst. Kapitel 4.2 befasst sich mit der

Erprobung von Oberflächenhitzdrähten, wobei die statischen und dynamischen Eigenschaften

untersucht werden. Ergänzend wird ist in diesem Kapitel der Thermalhaushalt des wandbündig

angeordneten Hitzdrahtes und eines klassischen Oberflächenheißfilms gegenübergestellt. In

Kapitel 4.3 werden Ergebnisse zur Statik und Dynamik sowie Beschichtungsuntersuchungen

von MEMS-Heißfilmen vorgestellt. Einen Vergleich der dynamischen Eigenschaften von

Oberflächenhitzdraht sowie konventionellem und MEMS-Oberflächenheißfilm wird in

Kapitel 4.4 gegeben. Hierbei werden die erzielbaren Grenzfrequenzen in Abhängigkeit vom

gewählten Überhitzungsverhältnis und der Machzahl der Anströmung vergleichend gegen-

übergestellt. Untersuchungen zur Anwendung von flexiblen Kaptonfolien-Oberflächen-

hitzdrahtarrays an Schaufelprofilen werden in Kapitel 4.5 vorgestellt. Eine abschließende

Wertung der Ergebnisse wird in Kapitel 4.6 gegeben und die betrachteten Sensoren hinsichtlich

ihrer Vor- und Nachteile tabellarisch gruppiert.

4.1 Oberflächenheißfilm

Oberflächenbeschichtungen an Heißfilmen dienen einer Erhöhung der Widerstandfähigkeit

gegenüber äußeren mechanischen Einwirkungen. Um hierbei noch eine hohe dynamische

Signalauflösung des beschichteten Sensors zu gewährleisten, sind die Wahl des

Beschichtungsmaterials sowie die aufgebrachte Materialstärke wichtig. Insbesondere bei dem

thermoresistiven Sensorprinzip sollte die Reduktion der Wärmeabgabe durch die zusätzliche

Schutzschicht minimal sein, um ein hohes Signal/Rausch-Verhältnis zu erzielen.

Die Aufbringung einer isolierenden Schutzschicht ist durch verschiedene technische Prozesse

möglich. Die Wahl des Verfahrens richtet sich dabei sowohl nach dem Beschichtungsmaterial

(metallisch/nicht-metallisch, fest/flüssig) als auch dem zu beschichtenden Objekt. Im Rahmen

der Untersuchungen mit Senflex-Heißfilmen wurde das „Spin-Coating“-Verfahren genutzt, bei

dem das Beschichtungsmaterial mittig auf der Oberfläche des Sensorarrays platziert und durch

Rotation (nmax=8000 min-1) flächig verteilt wird. Als Beschichtungsmaterialien wurden zwei

photoresistive Lacke ausgewählt, die sich vor allem deutlich in ihrer Viskosität voneinander

unterscheiden. Die Verwendung des Lackes “Kontakt Chemie, Positiv_20“ (Positiv-Resist,

CRC-Industries Deutschland GmbH) ermöglicht die Herstellung von h=3 µm dünnen

Schichten, während das flüssige Dielektrikum auf Epoxydharzbasis „Probelec“ infolge erhöhter

Viskosität minimale Schichtdicken von h=6 µm erlaubt.

Zur Beurteilung der mechanischen und chemischen Nutzbarkeit dieser Lacke wurden

Klimakammertests (ESPEC PL-2K Klimakammer) durchgeführt. Die Erprobungen umfassten

Untersuchungen zur Festigkeit sowie Beständigkeitstests bei schnellen Temperaturwechseln,

hoher Luftfeuchtigkeit und mechanischer Beanspruchung. Die Ergebnisse zeigen, dass beide

374. Experimentelle Voruntersuchunge

Lacke eine ausreichend hohe mechanische Oberflächenhaftung und Materialfestigkeit besitzen,

um zur generellen Beschichtung von Oberflächensensoren zum Einsatz gebracht werden zu

können. Temperaturbelastungszyklen zwischen –55°C und +100 °C über 100 Stunden, ebenso

wie Belastungstests bei 85°C und einer Luftfeuchtigkeit von 85% über 200 Stunden, führten zu

keinem Materialversagen oder sprödem Abplatzen von der Trägeroberfläche, jedoch besitzt

Probelec eine sehr hohe Materialsteifigkeit, die für eine Anwendung auf flexiblen Sensorarrays

ungeeignet ist. Dennoch wurden auch mit diesem Epoxydharz Versuche zum dynamischen

Signalverhalten durchgeführt.

Der Einfluss der Oberflächenbeschichtungen auf die dynamische Signalantwort der Senflex-

Heißfilme wird an Leistungsdichtespektren und Frequenzantwortverläufen gezeigt. Die

Senflex-Sensoren wurden auf einem PVC-Stopfen appliziert und am transsonischen Windkanal

in turbulenten Wandgrenzschichten bei Anströmgeschwindigkeiten bis u∞=150 m/s zum

Einsatz gebracht.

Die sich ergebenden Leistungsdichtespektren für u∞=150 m/s sind in Abbildung 4-1 dargestellt.

Zu Referenzzwecken ist auch das Spektrum eines unbeschichteten Sensors aufgetragen. Die

Spektren des Oberflächensensors mit Positiv_20-Lackschichten (pro Schichtlage 3µm) zeigen

trotz zunehmender Gesamtschichtdicke nur minimale Amplitudeneinbußen. Hingegen ist der

Einfluss des Lackes Probelec (pro Schichtlage 6µm) deutlich über den gesamten betrachteten

Frequenzbereich hinweg zu erkennen. Dies wirkt sich direkt auf das resultierende

Signal/Rausch-Verhältnis aus und lässt sich auf die unterschiedlichen Materialfestigkeiten der

zwei Lacke im ausgehärteten Zustand zurückführen. Probelec basiert auf einem Epoxydharz

und bildet eine sehr feste, glasartige Lackschicht, die zu einer deutlichen Dämpfung der

Signalamplituden führt. Das Ziel einer dünnen, flexiblen Beschichtung, die Wandreibungs-

fluktuationen nahezu ungedämpft an die Sensoren weitergibt, wird mit Probelec verfehlt.

Abbildung 4-1: Leistungsdichtespektren zum Einfluss von Beschichtungslagen auf Senflex-

Oberflächenheißfilmen bei u∞=150m/s

Zur Erfassung der Grenzfrequenzänderung durch die Lackschichten wird ein Sinuswellen-

Frequenztest nach FREYMUTH [1977] benutzt, wobei die Anregung direkt in das

Sensor/Anemometer-System eingekoppelt wird. In Abbildung 4-2 sind die Frequenzantworten

von beschichteten Oberflächenheißfilmen mit Positiv_20 (Abb. a) und Probelec (Abb. b) für

38 4. Experimentelle Voruntersuchunge

jeweils zwei Strömungsgeschwindigkeiten (u∞=0 und 150 m/s) dargestellt. Gezeigt werden die

Verläufe für den unbeschichteten Fall sowie für ein, zwei bzw. drei Schichtlagen.

Abbildung 4-2: Leistungsdichtespektrum zum Einfluss von Beschichtungslagen auf Senflex-

Oberflächenheißfilmen bei u∞=150m/s; a) Posistiv_20, b) Probelec

Während die Erhöhung der Strömungsgeschwindigkeit wie erwartet zu einer Amplituden-

reduzierung führt, steigen Resonanz- und Grenzfrequenz an. Demgegenüber bewirken die

einzelnen Beschichtungslagen eine Verschiebung der Signalantwort hin zu geringeren

Frequenzen. Dieser Einfluss ist bei Positiv_20 für alle Schichtlagen zu erkennen. Bei Probelec

hingegen erfolgt bereits durch die erste Lackschicht eine deutliche Verschiebung der

Frequenzantwort. Dies äußert sich in einem sehr starken Dämpfungseffekt der Strömungs-

signale mit bereits einer Lackschicht. Weitere Schichten hingegen führen zu keiner weiteren

Abnahme der Grenzfrequenzen.

In den Abbildungen 4-3a,b sind die Grenzfrequenzen von Positiv_20 (a) und Probelec (b) in

Abhängigkeit von der Anzahl der Schichtlagen und der Strömungsgeschwindigkeit

aufgetragen. Ein Vergleich der Ergebnisse verdeutlicht, inwieweit die Grenzfrequenzen durch

die zwei unterschiedlichen Lacke beeinflusst werden.

Abbildung 4-3: Einfluss von Strömungsgeschwindigkeit und Schichtlagenanzahl auf die

Grenzfrequenzen von Senflex-Heißfilmen für a) Positiv_20 und b) Probelec

a) b)

394. Experimentelle Voruntersuchunge

Bei den dargestellten Ergebnissen ist zu berücksichtigen, dass der sensorische Aspekt im

Vordergrund der Untersuchungen stand. Der Einfluss des Substratmaterials auf die

Grenzfrequenz hingegen wurde nicht genauer betrachtet. Es ist jedoch generell zu bedenken,

dass aufgrund der thermischen Trägheit des Substratmaterials die konduktive Wärmeabgabe

des Sensorelementes an das Substrat infolge lokaler Wandschubspannungsschwankungen nicht

beeinflusst wird. Da jedoch die konvektive und die konduktive Wärmeabgabe von der mittleren

Wandschubspannung abhängig sind, ergeben sich unterschiedliche Zeitkonstanten durch

Strömung und Substrat. Hierdurch stellt sich eine materialabhängige Dämpfung der

instationären Signalanteile ein, die für die statische und dynamische Kalibration eines

Heißfilms zu unterschiedlichen Steigungen führt, wie Abbildung 4-4a verdeutlicht

(Haselbach [1997]). Dies wirkt sich dahingehend auf die tatsächliche Grenz-, bzw. Eckfrequenz

fc aus, als das diese deutlich kleiner ist als die theoretische Grenzfrequenz, fc.theo.

BELLHOUSE UND SCHULTZ [1968] ermittelten die theoretische Frequenz in dimensionsloser

Form für einen Heißfilm zu:

()

eff.theo,c LPr5.0f

−

++ ⋅= . (21)

Exemplarisch kann für eine Schichtdicke von 6 µm (Probelec 1×, Positiv 2×) ein quantitativer

Vergleich der Grenzfrequenzen beider Lacke gegeben werden. Der materialspezifische Einfluss

wird durch eine direkte Gegenüberstellung der erzielten Grenzfrequenzen bis u∞=150 m/s in

Abbildung 4-4b gegeben. Das Ergebnis verdeutlicht die Unterschiede in den Thermal-

haushalten, hervorgerufen durch die unterschiedlichen Lackeigenschaften. Probelec führt

gegenüber Positiv_20 zu einer deutlich verminderten Wärmekonvektion an das strömende

Medium, woraus deutlich geringere Grenzfrequenzen resultieren.

’

τw

E statische Kalibration

dynamische Kalibration

’

w dynamisch

’

w statisch

PDF

Abbildung 4-4: a) Schematische Darstellung von statischer und dynamischer Kalibration

(HASELBACH [1997]), b) Grenzfrequenzen von Senflex-Heißfilmen für Positiv_20 und

Probelec bei einer Schichtdicke von h=6 µm

Der Einfluss der Schichtlagenanzahl bei konstanter Strömungsgeschwindigkeit wird in den

Abbildungen 4-5 a/b graphisch für die zwei untersuchten Lacke herausgestellt. Bei dem mit

Positiv_20 beschichtetem Oberflächenheißfilm (Abb. a) führt jede zusätzliche Lackschicht zu

Grenzfrequenzeinbußen. Abbildung b verdeutlicht hingegen, dass bereits mit einer Probelec-

Schicht eine sehr massive Grenzfrequenzreduktion ∆fc=5...7 kHz erfolgt. Weitere Auf-

schichtungen führen dann zu keinem erkennbaren Dämpfungseinfluss mehr. Der Effekt der

a) b)

40 4. Experimentelle Voruntersuchunge

dynamischen Signaldämpfung durch den Epoxydharz-Lack ist demzufolge so stark, dass der

Lack für eine Beschichtung von Oberflächenheißfilmen ungeeignet ist.

Abbildung 4-5: Einfluss der Beschichtungslagen auf die Grenzfrequenzen von Senflex-

Oberflächenheißfilmen für a) Positiv_20 und b) Probelec

4.2 Oberflächenhitzdraht

Bedingt durch das Messprinzip des Oberflächenhitzdrahtes muss dieser zur quantitativen

Erfassung der Wandschubspannung gegen eine Referenz kalibriert werden. Abbildung 4-6 zeigt

die Kalibrationskurve eines Einzelsensors in einer turbulenten Grenzschichtströmung für einen

Wandschubspannungsbereich zwischen

w=2...19 N/m². Die Referenzdaten wurden durch eine

CPM3-Sonde ermittelt. Die sich ergebende Kalibrationsfunktion mit den empirisch ermittelten

Konstanten ist ebenfalls angegeben. Das Ergebnis zeigt, dass eine zunehmende Wand-

schubspannung zu einem Anstieg der Anemometer-Brückenspannung führt, während die

Änderungsrate dieser Spannung, bezogen auf die Wandschubspannung (∆E²/∆

w), abnimmt.

Dem Verlauf entsprechend ist die Signalauflösung im Bereich kleiner Wandschubspannungen

deutlich höher. Dies verdeutlicht auch der dargestellte Verlauf der Sensitivität (dE²/d

w) in

Abbildung 4-6.

Abbildung 4-6: Kalibrationskurve und Sensitivität eines Oberflächenhitzdrahtes

Zur näheren Analyse des Einflusses der Sensorelement-Anordnung des von Oberflächen-

hitzdrähten und Senflex-Oberflächenheißfilmen auf den Thermalhaushalt sind in Abbildung 4-7

414. Experimentelle Voruntersuchunge

zwei Infrarotaufnahmen gegeben, welche die Wärmestrahlung dieser Sensoren für zwei

Wandschubspannungen (

w=0 N/m²,

w=2 N/m2) qualitativ gegenüberstellen. Das gewählte

Überhitzungsverhältnis der Oberflächenheißfilme beträgt OHR=1.5 und für jeweils zwei

Oberflächenhitzdrähte OHR=1.7 bzw. OHR=1.5. Die Datenerfassung erfolgte durch eine

Infrarotkamera (ThermaCAM PM380) mit einer Bildauflösung von 256×256-Pixeln und einem

operativen Wellenlängenbereich von

=3.4...5 µm, INFRAMETRICS [1997]. Das Substrat auf

denen die Sensorarrays appliziert sind wird aus Photoplatten-Basismaterial gebildet.

Abbildung 4-7: Isolinien-Temperaturverteilungen von Oberflächenheißfilmen und

Hitzdrahtarray, a)

w=0 N/m² und b)

w=1.2 N/m²

Aus Abbildung 4-7a geht hervor, dass die Wärmeabgabe an den dünnen Hitzdrähten lokal sehr

begrenzt ist. Im Vergleich dazu erfolgt aufgrund des direkten Kontakts der Heißfilme mit dem

Substrat eine deutliche Wärmeabgabe an die Struktur, so dass sich die Umgebung des gesamten

Sensorarrays erwärmt. Analog zu den in Kapitel 2 gezeigten numerischen Ergebnissen,

verdeutlicht Abbildung 4-7b eine stark ausgeprägte Temperaturfahne hinter dem Heißfilmarray,

die auch noch 30 mm stromab erkennbar ist. Ein derartiger thermischer Nachlauf ist hinter dem

Hitzdrahtarray nicht erfassbar.

Für eine vergleichende Ergebnisbetrachtung sind in Abbildung 4-8 Temperaturverläufe von

Hitzdraht und Senflex-Heißfilm gegenübergestellt, die sich jeweils durch Schnitte quer durch

die Sensorarrays ergeben (siehe Pfeil-Marker in Abbildung 4-7). Für eine quantitative

Darstellung mit einer realistischen Temperaturverteilung reichte die Dynamik der Kamera nicht

aus. Die Laufkoordinaten wurden entsprechend dem Sensorabstand normiert, um einen direkten

Vergleich zwischen Heißfilm (∆xSensor=3 mm) und Oberflächenhitzdraht (∆xSensor=2.5 mm) zu

ermöglichen. Die bereits zuvor beschriebenen Phänomene einer erhöhten thermischen

Wärmeabgabe an die unmittelbare Umgebung, wie auch der deutlich ausgeprägte thermische

Nachlauf bei den Heißfilmen (Abb. b), sind erkennbar. Die geringeren Amplituden der jeweils

ersten zwei Oberflächenhitzdrähte resultiert aus kleineren Überhitzungsverhältnissen, wodurch

sich eine niedrigere Sensorübertemperatur ergibt.

a) b)

*>41,6°C

*<17,4°C

20,0

25,0

30,0

35,0

40,0

*>41,6°C

*<17,4°C

20,0

25,0

30,0

35,0

40,0

u∞

∞∞

∞

Hitzdraht Heißfilm

a) b)

10mm

42 4. Experimentelle Voruntersuchunge

Abbildung 4-8: Isolinien-Darstellungen der Temperaturverteilungen von Oberflächenhitzdraht

und Senflex-Heißfilm für a)

w=0 N/m², b)

w=2 N/m²

4.3 MEMS-Oberflächenheißfilm

Zur Erfassung der statischen Sensoreigenschaften eines unbeschichteten stabförmigen MEMS-

Oberflächenheißfilms ist in Abbildung 4-9 exemplarisch die Sensorausgangsspannung in

Abhängigkeit von der Wandschubspannung dargestellt. Ebenfalls gezeigt wird die resultierende

Sensitivität, die sich aus der Ableitung der Sensorspannung nach der Wandschubspannung

(dE/d

w) berechnet. Die Messung wurde in einer turbulenten Grenzschicht einer ebenen Platte

bei Wandschubspannungen bis

w=90 N/m² durchgeführt. Die Ergebnisse sind für einen

Heißfilm mit einem Kaltwiderstand von R0=17.5 Ω und einem Überhitzungsverhältnis von

OHR=1.15 dargestellt.

Abbildung 4-9: Sensorausgangsspannung und Sensitivität eines MEMS-Oberflächenheißfilms

Der Verlauf der statischen Signalantwort zeigt mit zunehmender Machzahl der Anströmung ein

Anwachsen der Sensorausgangsspannung, während die Steigung (∆E/∆

w) für

w >80 N/m²

gegen einen festen Wert konvergiert. Dies führt zu einer sehr deutlichen Abnahme der

Sensitivität (dE/d

w) und lässt den Schluss zu, dass der Sensor insbesondere für die Erfassung

geringer bis mittlerer Wandschubspannungen geeignet ist. Die relativ starke Streuung der

Messpunkte, insbesondere im Bereich kleiner Wandschubspannungen, lässt sich vor allem auf

a) b)

434. Experimentelle Voruntersuchunge

das niedrige Signal/Rausch-Verhältnis infolge des geringen Überhitzungsverhältnisses zurück-

führen.

Die dynamische Signalantwort des thermoresistiven MEMS-Heißfilms wird über eine

sinuswellige Anregung ermittelt. Parallel zum Sensorelement wird hierbei ein sinusförmiges

Störsignal mit einer Anregungsamplitude von 50 mV über einen Vorwiderstand mit 10 kΩ in

die Anemometerbrücke eingekoppelt. Die Frequenz der künstlichen Anregung wird zwischen

10 Hz und 10 kHz und einer Stufung von je 110 Hz pro Messpunkt variiert. Die

charakteristische Systemgrenzfrequenz wird über einen Amplitudenabfall von ∆A=3 dB

gegenüber der Idealantwort definiert und kennzeichnet die physikalische Grenze des

Sensor/Anemometer-Systems.

Abbildung 4-10 zeigt die Frequenzantworten eines MEMS-Oberflächenheißfilms für drei

Strömungsgeschwindigkeiten, wobei die Signalamplituden in Dezibel über der Anregefrequenz

dargestellt sind. Der betrachtete Sensor hat einen Kaltwiderstand von R0=14 Ω und wird mit

einem Überhitzungsverhältnis von OHR=1.15 im Konstant-Temperatur Modus betrieben. Die

Frequenzverläufe der Abbildung 4.10 zeigen zunächst einen Amplitudenanstieg von

12 dB/Dekade bis zum Erreichen eines Maximums, dem Resonanzpunkt des Systems. Mit

Überschreitung der Resonanzfrequenz nehmen die Amplituden wieder ab und fallen zunächst

mit ca. 7 dB/Dekade bis auf einen Sättigungswert von A=-14 dB. Die Grenzfrequenzen des

betrachteten MEMS-Sensors liegen zwischen 2.5 und 3 kHz. Die ermittelten Grenzfrequenzen

liegen allerdings infolge der Interaktionen mit Strömung und Struktur um Größenordnungen

unter der theoretischen Grenzfrequenz der Strömung fc,theo. eines Heißfilms (Gl. 21).

Abbildung 4-10: Frequenzantworten eines BAE MEMS-Oberflächenheißfilms

Der Einfluss der Strömungsgeschwindigkeit äußert sich in den Frequenzantworten durch eine

Amplitudenreduktion, die sich aus dem gewählten Sensor/Anemometer-System ergibt.

Resonanz- und Grenzfrequenz steigen hingegen mit der Machzahl an. Die Verlagerung der

Amplitudenverläufe mit zunehmender Strömungsgeschwindigkeit wird durch eine sinkende

Wärmerate ( Q



∆/u

∞

) geprägt, siehe hierzu auch Abbildung 4-9. Während die vom Sensor-

element an die Strömung abgegebene Wärmemenge in Abhängigkeit von der Strömungs-

geschwindigkeit steigt, nimmt die Wärmerate stetig ab. Dies führt zu einer Sensitivitäts-

abnahme, die sich in den Frequenzantworten in einer Amplitudenreduktion äußert. Die

Zunahme der Resonanz- sowie der Grenzfrequenz, lässt sich hingegen durch die Veränderung

44 4. Experimentelle Voruntersuchunge

der Systemreaktionszeit erklären, da durch die Erhöhung der Strömungsgeschwindigkeit eine

Zunahme des Wärmeabtransportes am geheizten Sensorelement erfolgt. Dies wird durch eine

erhöhte Nachführung der elektrischen Spannung berücksichtigt, um die Sensortemperatur

konstant zu halten (CT-Mode). Je höher die Strömungsgeschwindigkeit ist, desto hoch-

frequenter wird der Prozess der Nachregelung des Systems und die damit verbundene

dynamische Signalantwort.

Die im Rahmen der vorliegenden Arbeit durchgeführten Untersuchungen zum Einfluss von

Oberflächenbeschichtungen an mikrotechnisch gefertigten Heißfilmen werden nachfolgend

beschrieben. Die MEMS-Oberflächenheißfilme weisen eine dünne Siliziumdioxidlage von

d=0.25 µm auf. Unter Ausnutzung der Sinuswellen-Frequenzanalyse zur Erfassung der

dynamischen Signalantwort thermoresistiver Sensoren sind in Abbildung 4-11 die

Grenzfrequenzen unterschiedlicher MEMS-Oberflächenheißfilme aufgetragen. Die Sensoren

wurden mit einem Überhitzungsverhältnis von OHR=1.2 abgeglichen. Die dargestellten

Verläufe verdeutlichen ein Anwachsen der Grenzfrequenzen mit zunehmender Machzahl der

Anströmung. Der thermische Dämpfungseinfluss einer 0.25 µm dünnen Siliziumdioxidschicht

auf die Grenzfrequenzen ergibt sich aus der vergleichenden Betrachtung der Ergebnisse zweier

stabförmiger Sensoren. Die zusätzliche Materialschicht agiert hierbei wie ein Tiefpassfilter

hinsichtlich des Frequenzspektrums und führt zu einer Reduktion der Grenzfrequenz. Mit

zunehmender Machzahl verliert dieser Effekt über den betrachteten Bereich hinweg leicht an

Einfluss. Aus diesem Grund konvergieren die Trendlinien.

Abbildung 4-11: Grenzfrequenzen von beschichteten und unbeschichteten MEMS-Sensoren

Infolge einer relativ hohen Streuung der Kaltwiderstände der MEMS-Sensor (10...20 Ω) sind in

Abbildung 4-11 auch die Grenzfrequenzen zweier beschichteter Hufeisensensoren gegen-

übergestellt. Der Vergleich zeigt, dass sich bei gleichem Überhitzungsverhältnis, aber höherem

Sensorwiderstand deutlich größere Grenzfrequenzen ergeben. Die Ursache hierfür liegt in den

Fertigungstoleranzen der zwei Sensoren, die sich in den unterschiedlichen Sensorkalt-

widerständen äußern. Ein Abgleich der Sensoren mit einem konstantem OHR führt somit zu

zwei unterschiedlichen Sensorwarmwiderständen, die im Betrieb unterschiedliche Sensor-

übertemperaturen und dementsprechend auch voneinander abweichende Sensitivitäten

bewirken. Eine erhöhte Sensortemperatur führt dabei zu einer Erhöhung der Sensitivität und

wirkt frequenzsteigernd auf die dynamische Signalantwort.

454. Experimentelle Voruntersuchunge

4.4 Vergleich der Oberflächensensoren

In Abbildung 4-12 sind die Grenzfrequenzen dreier thermoresistiver Oberflächensensoren

vergleichend über der Machzahl der Anströmung dargestellt. Oberflächenhitzdraht und

klassischer Oberflächenheißfilm (Senflex-HF) wurden mit einem Überhitzungsverhältnis von

OHR=1.55 betrieben. Der MEMS-Sensor hingegen ist mit einem OHR von 1.2 abgeglichen

worden.

Abbildung 4-12: Grenzfrequenzen verschiedener

thermoresistiver Oberflächensensoren Abbildung 4-13: Einfluss von OHR auf die

Grenzfrequenz thermoresistiver Sensoren

Mit Oberflächenhitzdraht und Senflex-Heißfilm lassen sich Grenzfrequenzen deutlich über

30 kHz erzielen. Dagegen erlaubt der MEMS-Sensor konstruktiv bedingt nur sehr kleine

Überhitzungsverhältnisse, die zu Grenzfrequenzen bis maximal fc=6 kHz führen. Die mit einem

Oberflächenhitzdraht erreichbaren Frequenzen veranschaulichen, dass durch die thermische

Entkopplung des Sensorelementes (Hitzdraht) von der Struktur im Vergleich zu

Oberflächenheißfilmen deutlich höhere Frequenzen erzielt werden können. Zudem

verdeutlichen die Ergebnisse für den betrachteten Geschwindigkeitsbereich eine lineare

Abhängigkeit der Grenzfrequenz (fc) von der Machzahl. Eine Betrachtung der drei Verläufe

zeigt zudem, dass sowohl das vorgegebene Sensorüberhitzungsverhältnis als auch der

Thermalhaushalt der Sensoren entscheidende Einflussparameter sind. Abbildung 4-13 stellt

hierzu die Grenzfrequenzen der drei Sensoren für den Fall einer konstanten

Wandschubspannung und der Variation des OHR gegenüber. Die Überhitzungsverhältnisse von

Hitzdraht und klassischem Heißfilm wurden zwischen 1.2 und 1.8 variiert, während der

MEMS-Oberflächenheißfilm mit einem maximalen OHR von 1.2 abgeglichen werden konnte.

Alle drei Verläufe steigen mit zunehmendem Überhitzungsverhältnis linear an, wobei die

Steigung des Oberflächenhitzdrahtes dabei deutlich über denen der Heißfilme liegt.

Verantwortlich hierfür ist die unterschiedliche Anordnung der Sensorelemente und die sich

daraus ergebenden Thermalhaushalte. Bei den MEMS-Heißfilmen führte die Erhöhung des

Überhitzungsverhältnisses über OHR=1.2 hinaus zu einem elektrischen Versagen. Dies lässt

sich mit der Entstehung eines lokalen Temperaturmaximums am Sensorelement begründen, da

das Überhitzungsverhältnis direkt mit der Überhitzungstemperatur korreliert.

Strömungsbedingte Temperaturfluktuationen führen zudem zu hohen lokalen thermischen

Materialbelastungen und verursachen schon nach kurzer Zeit einen Sensordefekt. Eine lineare

Datenextrapolation prinzipiell erzielbarer Grenzfrequenzen für einen MEMS-Heißfilm ist

46 4. Experimentelle Voruntersuchunge

tendenziell in Abbildung 4-13 mit eingezeichnet. Mit einem Überhitzungsverhältnis von

beispielsweise OHR=1.5 lassen sich demnach Frequenzen um ca. 15 kHz erzielen.

4.5 Voruntersuchungen am Axialventilator

Für die im Rahmen der vorliegenden Arbeit gezeigten Anwendungen des Oberflächen-

hitzdrahtes an zwei- und dreidimensional gekrümmten Schaufelprofilen wurde das

ursprüngliche Substrat (Photoplattenbasismaterial) durch eine 30 µm dünne kupferbeschichtete

Polyimide-Folie (Kaptonfolie, h=30...50µm) ersetzt. Sie ermöglicht die direkte und

zerstörungsfreie Applizierung des flexiblen Sensorarrays auf der Oberfläche des zu

untersuchenden Objektes. Die Kaptonfolie zeichnet sich durch günstige thermische,

mechanische und physikalische Eigenschaften aus. Das Material ist schwer entzündlich, neigt

nur geringfügig zum Kriechen und besitzt gute elektrische Isolationseigenschaften.

Periodisch instationäre Strömungen, wie sie beispielweise in rotierenden Schaufelgittern

auftreten, zeichnen sich durch hochfrequente Wechsel der Grenzschichtzustände aus.

Untersuchungen in derartigen Systemen bei Drehzahlen von bis zu f=50 Hz und Blattfolge-

frequenzen bis 2.2 kHz erfordern die Nutzung eines Datenerfassungssystems, das diese

messtechnischen Anforderungen erfüllt. Für eine gute Signalauflösung wurde das verwendete

Messsystem im Rahmen der Voruntersuchungen mit einer Abtastfrequenz von fA=20 kHz und

einer Anzahl von 256 Abtastwerten (Samples) betrieben, so dass pro Zeitschrieb 3 bis 4

Schaufeldurchläufe erfasst werden. Um stochastische Störungen aus den Signalen

herauszufiltern, erfolgte eine getriggerte phasenstarre Mittelung über 200 Zeitblöcke. Die

Voruntersuchungen wurden am Axialventilator des ILR durchgeführt und dienten der

Erprobung des Messsystems sowie der erstmaligen Anwendung von Oberflächenhitzdrähten

auf Kaptonfolienbasis in einer Schaufelgitterkaskade. Zu Vergleichszwecken wurden auch

Untersuchungen mit Hilfe einer einfachen Visualisierung durch Wollfäden durchgeführt.

In Abbildung 4-14 sind für eine Rotordrehzahl von n=1080 min-1 (fn=18 Hz; Blattfolgefrequenz

fB=306 Hz) Weg-Zeit-Diagramme der Wandschubspannung (Sensorausgangsspannung) an

Saug- und Druckseite gegeben. Dargestellt sind die Fluktuationssignale der Sensorspannungen

von jeweils 24 Sensoren über der normierten Lauflänge x/c (Sehnenlänge c=128 mm). Das

Ergebnis zeigt die Grenzschichten für drei Durchläufe von Rotorschaufeln, die sich jeweils in

einen nachlaufinduzierten Pfad mit hohen Signalamplituden und einem Pfad zwischen zwei

Nachlaufdellen unterteilten lassen. Entlang der Lauflänge nehmen die Spannungsamplituden

auf der Saugseite der Schaufel stetig zu und erreichen bei x/c=80% ein transitionales

Maximum. Auf der Druckseite der Schaufel ist über einen großen Schaufelbereich

(25%<x/c<85%) hinweg ein stark ausgemischter Bereich mit geringen Amplituden zu

erkennen. Dies deutet auf eine abgelöste Grenzschicht hin, die erst im Bereich der

Schaufelhinterkante wieder zum Anliegen kommt.

474. Experimentelle Voruntersuchunge

Abbildung 4-14: Flächendiagramme der Wandschubspannung (fn=18 Hz),

a) Schaufelsaugseite, b) Druckseite

Abbildung 4-15 stellt für zwei ausgewählte Zeitpunkte (t1=4.5 ms; t2=10.5 ms) Linien-

diagramme der Sensorfluktuationsspannung e und deren RMS-Werte auf der Profilsaugseite

(Abb. a) sowie der Druckseite (Abb. b) dar. Die mit t1,2 deklarierten Zeitschnitte liegen im

nachlaufinduzierten Pfad (t1), verursacht durch die Grenzschichtanregung einer Rotorschaufel

im Vorlauf, und dem beruhigten Strömungspfad (t2). Auch diese Darstellungen verdeutlichen

die unterschiedlichen Grenzschichten in den Signalverläufen auf Druck- und Saugseite sowie

entlang der zwei charakteristischen Pfade.

a) b)

Abbildung 4-15: Schnitt-Diagramme (e, RMS) von a) Saug-, b) Druckseite bei fn=18 Hz

Ablösung

a) b)

Ablösung

x/c [%]

48 4. Experimentelle Voruntersuchunge

Ein Vergleich der Hitzdrahtergebnisse durch eine einfache Visualisierung mit Hilfe von

Wollfäden (Abbildung 4-15) erlaubt einen generellen Vergleich der globalen

Grenzschichtmechanismen. Insbesondere die Größe des Ablösegebietes auf der Druckseite der

Schaufel (Abb. b) ist sehr gut erkennbar und entspricht den Ergebnissen der wandbündigen

Hitzdrahtmessungen.

Abbildung 4-16: Visualisierung mit Wollfäden, a) Saugseite der Schaufel, b) Druckseite

Flow

a) b)

494. Experimentelle Voruntersuchunge

4.6 Wertung der Voruntersuchungen

Die im Rahmen der vorliegenden Arbeit durchgeführten Untersuchungen zur Oberflächen-

beschichtung an Senflex-Heißfilmen geben Aufschluss über die Verluste in der Frequenz-

antwort. Der Vergleich zweier photoresistiver Lacke (Positiv_20 und Probelec) zeigt, dass

Probelec bereits mit der ersten Schichtlage (d=6 µm) einen sehr deutlichen Einbruch im

Signal/Rausch-Verhältnis hervorruft. Die Leistungsdichtespektren weisen dabei einen

Amplitudenabfall von 9 dB (bei 3 Lagen 20 dB) auf, während Positiv_20 bei einer

Schichtdicke von 9 µm (3 Lagen) einen Abfall von nur 2...3 dB verursacht. Ähnliche

Ergebnisse zeigen sich auch beim Vergleich der Grenzfrequenzen zwischen beiden Lacken. Die

Reduktion der Grenzfrequenz durch Probelec beträgt für eine 6 µm Schicht bereits f=6.25 kHz

(u∞=0 m/s), bei Positiv_20 hingegen nur f=2 kHz. Die Anwendung der zwei Lacke lässt die

Schlussfolgerung zu, dass Probelec aufgrund seiner Materialspezifikationen im ausgehärteten

Zustand nicht geeignet ist, um die Anforderungen nach einer minimalen Beeinflussung der

Sensitivität der Oberflächensensoren zu erfüllen.

Beschichtungsuntersuchungen mit MEMS-Oberflächenheißfilmen verdeutlichen die Reduktion

des Signal/Rausch-Verhältnisses durch eine aufgebrachte Schutzschicht. Aufgrund der sehr

dünnen Siliziumdioxidschicht ist der Dämpfungseffekt gegenüber einem unbeschichteten

Sensor gering und kann mit steigender Wandschubspannung nahezu vernachlässigt werden.

Die Reduktion der Grenzfrequenz an einem MEMS-Stabsensor beträgt im Bereich kleiner

Machzahlen ca. ∆fc=1.2 kHz, während sie im hohen Unterschall (Ma=0.9) gegen 0.5 kHz

konvergiert.

Voruntersuchungen an Schaufelprofilen eines Axialventilators dienten zur Erprobung der

prinzipiellen Anwendbarkeit von flexiblen Oberflächenhitzdrahtarrays und des Mehrkanal-

Datenerfassungssystems. Die Ergebnisse zeigen, dass das System generell geeignet ist, um

qualitative Untersuchungen von Mechanismen einer instationären Grenzschichttransition an

Schaufelprofilen durchzuführen. Die Oberflächensensoren auf Kaptonfolienbasis stellen somit

eine sinnvolle Ergänzung zur instationären Wandschubspannungserfassung dar. Ihr

verbessertes Signal/Rausch-Verhältnis und die höheren Grenzfrequenzen gegenüber einem

klassischen Oberflächenheißfilm resultieren dabei aus dem günstigen Thermalhaushalt.

Eine Zusammenfassung der Ergebnisse der Voruntersuchungen ermöglicht die

Charakterisierung der betrachteten Oberflächensensor-Messtechniken bezüglich der Erfassung

von stationären und instationären Wandschubspannungen und ihrer Anwendungspotentiale. In

der nachfolgenden Tabelle sind hierzu die Vor- und Nachteile der erprobten Sensortechniken

zusammengestellt.

50 4. Experimentelle Voruntersuchunge

Tabelle 4-1: Sensorcharakteristika

Sensortechnik Vorteile Nachteile

Senflex-

Oberflächen-

heißfilm

- Dünne und flexible

Trägerstruktur, geeignet zur

Instrumentierung von

dreidimensional gekrümmten

Oberflächen

- Durch Oberflächenbeschichtung

kann die Sensorrobustheit

erhöht werden

- Hohe Wärmeverluste in die

Trägerstruktur und dadurch

begrenzte Dynamik (analog zu

mechanischer Dämpfung)

- Thermische Interferenzen

zwischen benachbarten

Sensoren

Oberflächen-

hitzdraht - Weitestgehend thermisch

isoliertes Sensorelement

erlaubt die Realisierung hoher

Grenzfrequenzen bei einer

hohen Signalsensitivität,

insbesondere im niederen

Wandschubspannungsbereich

- Fertigung flexibler Sensorarrays

auf dünner Kaptonfolie

- Empfindlich gegenüber

mechanischen

Beanspruchungen wie

Staubpartikeln

- Empfindlich gegenüber hohen

Belastungen durch Ober-

flächenkräfte, bspw. bei

Tragflügeluntersuchungen an

der Profilvorderkante

(Saugspitze) in transsonischen

Strömungen

- Erhöhung der mechanischen

Widerstandsfähigkeit durch

eine Oberflächenbeschich-tung

wurde bisher nicht realsiert

MEMS-

Oberflächen-

heißfilm

- Sehr kleine Sensorelemente

erlauben eine hohe lokale

Signalauflösung

- Mittels einer Beschichtung lässt

sich die mechanische

Widerstandfähigkeit erhöhen

- Die Sensoren können

mechanisch betrachtet auch im

Hochgeschwindigkeitsbereich

zum Einsatz gebracht werden

- Hohe Wärmeverluste in die

Struktur

- Konstruktive Applikation der

gegebenen Sensoren ist

schwieriger als bei

Foliensensoren

- Mikromechanische Fertigung ist

kostspielig

515. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1Verdichter – Untersuchungen am Stator

5. Experimentelle Hauptuntersuchungen

Aufbauend auf den Voruntersuchungen mit Oberflächenhitzdrähten zur Erfassung periodisch-

instationärer Grenzschichten wurden an zwei Prüfständen für Turbomaschinen experimentelle

Untersuchungen zur Anwendung thermoresistiver Sensorarrays an Schaufelprofilen durch-

geführt. Sie dienen sowohl zur exemplarischen Demonstration des Anwendungspotentials der

Sensoren als auch zur Erfassung und Analyse multimodaler Grenzschichten unter dem

Einfluss periodisch-instationärer Nachlaufbereiche (Nachlaufdellen). Kapitel 5.1 beschreibt

zunächst die Ergebnisse aus Untersuchungen an einem Axialverdichterprüfstand. Im

Anschluss werden dann in Kapitel 5.2 Ergebnisse vorgestellt, die an einem Turbinenprüfstand

erfasst wurden. In Kapitel 5.3 wird eine abschließende Wertung über die erzielten

Erkenntnisse vorgenommen.

5.1 Ergebnisse am Niedergeschwindigkeits-Verdichterprüfstand (LSRC)

Kapitel 5.1 gliedert sich in Lauf- und Leitraduntersuchungen der sogenannten Datum-

Konfiguration des 1,5-stufigen Niedergeschwindigkeits-Axialverdichterprüfstandes mit

konventionellen Schaufelprofilen ohne dreidimensionale Krümmungen. Ein Vorleitrad (inlet

guide vane: IGV) dient bei dieser Anlage der Erzeugung von spezifischen Eintritts-

bedingungen für die nachfolgende Verdichterstufe, um die Mittelstufe eines Hochdruck-

verdichters zu simulieren.

Abbildung 5-1 zeigt zunächst das Kennfeld des untersuchten Verdichters für drei

Betriebsdrehzahlen (fn=47, 37 und 28 Hz), wobei sich die charakteristischen Arbeitslinien

durch eine Variation des Massendurchsatzes ergeben. Graphisch dargestellt ist das

Druckverhältnis p3/p0 (p3 am Statoraustritt, p0 am IGV-Eintritt), siehe Abb. 5-1b und der

Wirkungsgrad (

) der Anlage in Abhängigkeit vom Massendurchsatz m

. Die betrachtete

Verdichterstufe liefert im Betriebspunkt fn=47 Hz, m

=6.4 kg/s einen maximalen

Wirkungsgrad von

=0.86, während der Auslegungspunkt bei m

=6.82 kg/s liegt (

=0.85).

52 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1Verdichter – Untersuchungen am Stator

Abbildung 5-1: a) Verdichterkennfeld des einstufigen Axialverdichters,

b) Prinzipskizze zur Deklaration der Betrachtungsebenen

5.1.1 Untersuchungen an einem Stator

- Einflüsse auf die saugseitige Transitionslage

Ein allgemeiner Überblick über den Einfluss der Betriebsdrehzahl und des Massendurchsatzes

auf die saugseitige Grenzschichttransition an den zwei instrumentierten Leitradschaufeln des

Verdichters wird in Abbildung 5-2a gegeben. Die Signale der Oberflächensensoren wurden

mit einem Verstärkungsfaktor 10 sowie einer Tiefpassfilterung (fc=3.3 kHz) erfasst, um den

Einfluss hochfrequenter stochastischer Störungen zu minimieren. Die aufgetragenen

Messpunkte stellen den jeweiligen charakteristischen Amplitudennulldurchgang der Schiefe-

verteilung (

3) des Pfads zwischen zwei Nachlaufdellen dar. Der Nulldurchgang ist ein

Indikator für die Transitionslage, in welchem die Intermittenz definitionsgemäß gerade den

Wert

=0.5 annimmt. Das Diagramm zeigt gute Übereinstimmungen zwischen den

Messergebnissen der Senflex-Oberflächenheißfilme und den erstmals an einer Turbo-

maschinenschaufel zum Einsatz gebrachten Oberflächenhitzdrähte auf Kaptonfolienbasis.

Dies zeigt sich insbesondere für die Auslegungsdrehzahl fn =47 Hz. Die Verläufe

veranschaulichen zudem, dass mit zunehmender Systemdrosselung und einer damit

verbundenen Reduktion des Massendurchsatzes eine Verlagerung der Transition stromauf

stattfindet. Die Drosselung führt zu einem Anstieg des Druckverhältnisses p3/p0 im Verdichter

und damit zu einer Destabilisierung der Grenzschicht.

Ebene: 0 1 2 3

IGV Rotor Stator

w2c3

a) b)

535. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1Verdichter – Untersuchungen am Stator

Abbildung 5-2: a) Einfluss von Drehzahl und Massendurchsatz auf die

Transitionslage am Stator des Axialverdichters, b) Prinzipelle Auswirkung einer Reduktion

des Massenstromdurchsatzes

Die prinzipielle Wirkung einer Reduktion des Massendurchsatzes auf die Position der

Transitionsgebietes geht aus Abbildung 5-2b hervor. Wird der Massendurchsatz gegenüber

einem Ausgangszustand (Index A) verringert, so nimmt die Meridiangeschwindigkeit A



auf

 ab. Unter Berücksichtigung einer konstanten Umfangsgeschwindigkeit u

 kommt es zu

einer Änderung des Gitterzuströmvektors A



zu w



. Gleiches gilt auch für eine Zunahme der

Umfangsgeschwindigkeit u

 über eine Drehzahlerhöhung bei gleichbleibender Meridian-

geschwindigkeit A

. Die positive Änderung des Gitterzuströmwinkels führt zu einer erhöhten

aerodynamischen Belastung am Schaufelprofil. Auf der Profilsaugseite bildet sich hierdurch

ein erhöhter statischer Druckgradient aus was in Gebieten mit Strömungsverzögerung zu einer

druckinduzierten Ablösung der Grenzschicht führen kann. Die Transition erfolgt dann in einer

laminaren Ablöseblase.

Die in Abbildung 5-3 vergleichend gegenübergestellten Zeitschriebe der Rohspannungs-

signale (e [V]) mehrerer Betriebspunkte heben den Einfluss des Massendurchsatzes auf die

Grenzschichttransition an der Statorschaufel ebenfalls deutlich hervor. Dargestellt sind die

phasenstarr gruppengemittelten Signale über 200 Einzelmessungen des Oberflächen-

heißfilmarrays. Der Auslegungspunkt des Verdichters liegt bei m

=6.82 kg/s, während sich

der maximale Wirkungsgrad (

max) für einen Massendurchsatz von m

=6.4kg/s einstellt. Das

Ergebnis zeigt, dass durch die Reduktion des Massenstroms eine Verschiebung der

Transitionslage zur Schaufelvorderkante hin erfolgt. Des Weiteren bildet sich durch den

abnehmenden Massendurchsatz ein lokales Amplitudenmaximum an der Schaufelvorderkante

(x/c=2.31%) aus, das durch eine Staupunktwanderung hervorgerufen wird.

Drehrichtung

a) b)

54 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1Verdichter – Untersuchungen am Stator

Abbildung 5-3: Zeitschriebsignale der Oberflächenheißfilme bei fn =47 Hz:

Einfluss des Massendurchsatzes auf die Transitionslage am Verdichterleitrad

- Anwendung eines Oberflächenhitzdrahtarrays

Zur Verdeutlichung des Anwendungspotentials von Oberflächenhitzdrähten an Schaufel-

profilen bei instationären Strömungsbedingungen, sind im Vergleich zu konventionellen

Senflex-Heißfilmen Campbell-Diagramme der Wandschubspannung e [V] und der Schiefe-

verteilung

3 [-] in Abbildung 5-4 gegenübergestellt. Betrachtet wird der Auslegungspunkt

(fn=47Hz, m

=6.82 kg/s) des Verdichters, wobei die gegebene Zeitsequenz (t=2 ms) auf vier

Nachläufe beschränkt ist. Die Amplituden werden durch 40 äquidistante Farbabstufungen

dargestellt, hierbei stellt rot ein Amplitudenmaximum und blau ein Minimum dar. Zur

Verdeutlichung der Sensordichte sind in den Abb. 5-4a,b zudem die Sensorpositionen

angegeben. Gezeigt werden auch Wasserfalldiagramme der Leistungsdichtespektren (e,f).

Die Ergebnisse veranschaulichen eine sehr gute Übereinstimmung der zwei Sensortechniken.

Die Transitionslage, gekennzeichnet durch die Maxima der Amplituden in den

Signalspannungen, wird von beiden Sensorarrays an den gleichen lokalen Positionen

(x/c=25...35%) erfasst (Abb. 5-4a,b). Beide Oberflächensensorarrays geben den periodischen

Wechsel von nachlaufinduziertem Pfad und Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen vergleichbar

wieder. Bei den Hitzdrähten bildet sich allerdings eine schärfere Abgrenzung der Pfadverläufe

aus. Auffällig ist zudem eine ausgeprägte punktuelle Amplitudencharakteristik bei den

Hitzdrahtergebnissen, die sich durch lokale Maxima bzw. Minima darstellt. Die

Abweichungen basieren vorwiegend auf dem unterschiedlichen Thermalhaushalt der zwei

Sensorprinzipien. Bei den Hitzdrähten führt dies zu einer ausgeprägten lokalen

Signalauflösung, während bei den Heißfilmen ein homogenisierender thermischer

„Verschmierungseffekt“ ersichtlich ist, der durch Wärmeverluste in die Trägerstruktur und

thermischen Interferenzen zwischen benachbarten Einzelsensoren induziert wird.

e [V]

555. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1Verdichter – Untersuchungen am Stator

Abbildung 5-4: Vergleich von Oberflächenhitzdraht und -heißfilm (fn =47 Hz, m

=6.82 kg/s)

in Weg-Zeit-Diagrammen (e,

3) und Leistungsdichtespektren; Untersuchungen an zwei

Statorschaufeln des Axialverdichters

Oberflächenheißfilm Oberflächenhitzdraht

a) b)

x/c [%]

x/c [%] x/c [%]

x/c [%]

e) f)

Blattfolgefrequenz

höher-

harmonische

Frequenzen

Transitionsgebiet

c) d)

Transitionslinie

Nulldurchgang

der Schiefe

x/c [%]

56 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1Verdichter – Untersuchungen am Stator

- Grenzschichtentwicklung bei m

=6.4kg/s (

ηη

max)

In diesem Abschnitt wird für einen exemplarisch ausgewählten Strömungsfall (fn=47Hz,

=6.4kg/s,

max) die instationäre Entwicklung der Grenzschichttransition an einer

Statorschaufel des Axialverdichters betrachtet. Zur graphischen Analyse werden Weg-Zeit-

Diagramme der Wandschubspannung sowie der RMS- und Schiefeverteilung benutzt. Im

Weiteren dienen Leistungsdichtespektren sowie Liniendiagramme einer qualitativen Analyse.

Die Grenzschicht an einer Turbomaschinenschaufel entwickelt sich entlang zweier

charakteristischer Pfade. Dies ist zum einen der nachlaufinduzierte Pfad, welcher zeitlich

verzögert der Bahn einer Nachlaufdelle folgt und zum anderen der Pfad, der sich jeweils

zwischen zwei Nachlaufdellen ausbildet. Zur besseren Unterscheidung der unterschiedlichen

Grenzschichten entlang dieser Pfade werden die einzelnen Abschnitte in den Weg-Zeit-

Diagrammen mit Buchstaben deklariert. Abbildung 5-5 zeigt die erfassten Verteilungen der

Wandschubspannung a), der RMS-Verteilung b) und der Schiefe c). Zudem sind zur

Verdeutlichung der Sensordichte die lokalen Oberflächenhitzdrahtpositionen in Abbildung a)

markiert.

Der nachlaufinduzierte Pfad wird durch den laminaren Vorderkantenbereich A, einem sich

anschließenden transitionalen Grenzschichtgebiet B (x/c>20%) und dem nachlaufinduzierten

turbulenten Bereich C (x/c>45%) gebildet. Die laminare Grenzschicht zeichnet sich in den

Abbildungen durch eine positive Schiefeverteilung mit Amplitudenwerten um

3=0 herum

aus, während die Wandschubspannung und die RMS-Werte niedrige positive Amplituden

aufweisen. Der Bereich B wird durch eine ansteigende Schiefeverteilung gekennzeichnet, die

den Beginn der Grenzschichttransition charakterisiert. Die Schiefe erreicht im transitionalen

Grenzschichtbereich ein Maximum und nimmt dann wieder ab, wobei sie einen

Nulldurchgang erfährt. Dieser definiert den Transitionspunkt (TP), in dem der Intermittenz-

faktor per Definition gerade

=0.5 ist. Sensorspannung und die RMS-Verteilung erreichen in

diesem Gebiet ein Amplitudenmaximum. Im turbulenten Grenzschichtbereich C nimmt die

Schiefe wieder Amplitudenwerte um

3=0 herum an, wobei die Schwankungswerte aufgrund

einer Asymmetriegewichtung negativ sind. Die RMS-Schwankungswerte konvergieren hier

gegen ein Amplitudenniveau, das deutlich über dem der laminaren Grenzschicht liegt.

Der Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen beginnt ebenfalls mit einer laminaren Grenzschicht

an der Profilvorderkante (Bereich A). Diesem folgt ein transitionaler Bereich E (x/c>25%),

dem sich wiederum eine turbulente Grenzschicht (F, x/c>45%) anschließt. Auch im E-Gebiet

nehmen die Wandschubspannung (e) und die RMS-Werte Amplitudenmaxima an. Definitions-

gemäß sind die Amplituden der Spannungen hier allerdings negativ im Vorzeichen, während

der RMS steigt.

Die Ausbildung der zwei beschriebenen Pfade ergibt sich infolge einer nur sehr langsamen

Ausmischung der Nachlaufdellen zwischen den Schaufelreihen. Diese Dellen weisen einen

deutlich erhöhten Turbulenzgrad und ein klares Geschwindigkeitsdefizit auf. Die

hinzukommende Relativbewegung führt zudem zu einer periodischen Zerteilung der sich

konvektiv ausbreitenden Nachlaufdellen durch die nachfolgende Schaufelreihe. Interaktionen

dieser partiellen Anteile mit der Grenzschicht der betrachteten Schaufel rufen Instabilitäten

hervor, die zur Ausbildung einer komplexen, multimodalen Grenzschichttransition führen.

575. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1Verdichter – Untersuchungen am Stator

Abbildung 5-5: Weg-Zeit-Diagramme der Hitzdrahtsignale von a) Spannungssignal, b) RMS

und c) Schiefe an einer Statorschaufel des Axialverdichters, (fn=47Hz, m

=6.4kg/s)

ECF

x/c [%]

Schiefenulldurchgang

TP-Linie

x/c [%]

Pfad-

begrenzung

Transitions-

linie

58 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1Verdichter – Untersuchungen am Stator

Ein Vergleich der Ausgangspunkte der transitionalen Bereiche B und E zeigt, dass sich E im

Pfad zwischen den Nachlaufdellen erst nach einer laminaren Lauflänge LE ausbildet, die

deutlich größer ist als die des Bereiches B im nachlaufinduzierten Pfad (LB). Die Ursache

liegt in der unterschiedlich starken Turbulenz, die im Pfad zwischen den Dellen eine deutlich

geringere Intensität besitzt. Die Entwicklung der Wandschubspannung und der Schiefe

entlang x/c veranschaulicht, dass die Grenzschicht nicht sofort turbulent umschlägt, sondern

einen transitionalen Prozess durchläuft. In der Schiefeverteilung ist dies durch einen

Nulldurchgang der Amplituden erkennbar, während die RMS-Verteilung in diesem Bereich

ein Maximum annimmt.

Die in Abbildung 5-5c eingezeichnete Transitionslinie (TP) wird durch die unterschiedlichen

Turbulenzintensitäten modelliert. Die Nulldurchgänge der Schiefe werden dementsprechend

unterschiedlich früh in den zwei typischen Pfaden erreicht. Des Weiteren zeigen die Verläufe

der eingezeichneten Pfadgrenzen, dass sich die Strömungsgeschwindigkeiten über x/c hinweg

ändern. Im Bereich der transitionalen Grenzschicht (20%<x/c<30%) ist die Strömung dabei

deutlich beschleunigt, wobei dies aus der Schaufelgeometrie resultiert.

Abbildung 5-6: Linienschnitte von Hitzdrahtsignalen entlang einer Statorschaufel des

Axialverdichters(fn=47Hz, m

=6.4kg/s):

a) nachlaufinduzierter Pfad, b) Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen

Linienschnitte von e, RMS und

3 aus den aufgenommenen Hitzdrahtsignalen entlang des

nachlaufinduzierten Pfads (a) und dem Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen (b) sind in den

zwei Diagrammen der Abbildung 5-6 gegeben. Abbildung a zeigt im vorderen Bereich eine

laminare Grenzschichtströmung, die sich bis x/c=20% erstreckt. Sie ist durch eine

abnehmende Sensorspannungsverteilung und niedrige RMS-Werte gekennzeichnet. Mit

zunehmender Lauflänge wachsen die eingebrachten Instabilitäten langsam an und sind nach

LB=20% ausreichend hoch, um einen Grenzschichtumschlag einzuleiten. Die Instabilitäten

bewirken zunächst ein Anwachsen der Schiefe, zeitlich verzögert steigen dann auch die

Amplituden von e und RMS an. Dies führt auch zu einer Zunahme der Wandschubspannung,

die mit der Sensorspannung korreliert. Bei x/c=28% erfährt die Schiefe einen Nulldurchgang,

während e und RMS ein Amplitudenmaximum annehmen. Mit zunehmender Lauflänge

kommt es zu einer Transition und es bildet sich eine turbulente Grenzschicht für x/c>45% aus,

wobei Wandschubspannung e und RMS hier wieder abfallen. In Analogie zu Darstellung a)

zeigt Abbildung 5-6b die Amplitudenverläufe entlang des Pfades zwischen den

Nachlaufdellen. Die laminare Lauflänge LE erstreckt sich hier bis x/c=25%. In der

a) b)

595. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1Verdichter – Untersuchungen am Stator

transitionalen Zone nimmt die Wandschubspannungsverteilung ein Amplitudenminimum an,

während die Schiefe einen Nulldurchgang bei x/c=33% aufzeigt. Von einer turbulenten

Grenzschicht kann für x/c>45% ausgegangen werden. Ein Vergleich der Transitionspunkte

(x/c=28% bzw. 33%) der zwei gezeigten Abbildungen 5-6a,b verdeutlicht die unterschiedliche

Modellierung der Transitionslage, hervorgerufen durch die abeichende Turbulenzintensität in

den zwei charakteristischen Pfaden.

Abbildung 5-7: Leistungsdichtespektren aus Hitzdrahtsignalen an einer Statorschaufel des

Axialverdichters an verschiedenen x/c-Positionen (fn=47Hz, m

=6.4kg/s)

Für sechs x/c-Positionen sind in Abbildung 5-7 die Leistungsdichtespektren entlang des

betrachteten Schaufelhöhenschnittes (z/b=50%) gegeben. Aufgetragen ist die Amplitude in

Dezibel in Abhängigkeit von der Frequenz über einen Bereich von f=10 kHz. Die

exemplarisch gewählten Spektren decken Bereiche der laminaren (x/c=8.46, 17.0%),

transitionalen (x/c=26.92, 33.08%) und turbulenten (x/c=54.62%) Grenzschichten ab. In den

Spektren zeigen sich Amplitudenüberhöhungen im Bereich der Blattfolgefrequenz

(fB=2021 Hz) sowie im Bereich der höherharmonischen Vielfachen. Mit zunehmender

Profillauflänge verlieren diese charakteristischen Frequenzen an Intensität und die

Grenzschicht wird durch die steigende Turbulenz dominiert.

[%]

60 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

5.1.2 Untersuchungen an einem Rotor

Die Erfassung simultaner, kontinuierlicher strömungsphysikalischer Informationen an einer

rotierenden Schaufel mittels thermoresistiver Sensorarrays ließ sich in der Vergangenheit

aufgrund der Komplexibilität der dafür erforderlichen Messsysteme (Anemometer,

Datenerfassungssystem) nicht realisieren. Die in diesem Abschnitt gezeigten Ergebnisse von

Heißfilmmessungen an einer Rotorschaufel des untersuchten Axialverdichters bilden daher

erstmals eine Datenbasis, die beispielsweise dazu dienen kann, numerische Rotorauslegungen

zu vergleichen und numerische Rechenverfahren zu optimieren. Derartige Vergleiche

zwischen Rechnung und Experiment werden allerdings nicht im Rahmen dieser Arbeit

vorgestellt, stattdessen beschränkt sich die Ergebnispräsentation auf die Anwendung von

Oberflächensensoren an einer rotierenden Schaufel und der Analyse von Parametereinflüssen,

wie dem Massendurchsatz und der Drehzahl und deren Auswirkungen auf die Grenz-

schichttransition.

Die bei der Instrumentierung der Rotorschaufel benutzten Oberflächenheißfilme haben einen

Kaltwiderstand von R=7.5±0.1 Ω und sind mit einem Überhitzungsverhältnis von OHR=1.5

betrieben worden. Die resultierende Sensortemperatur betrug TS=100°C (RHot=12 Ω).

- Einflüsse auf die saugseitige Transitionslage

Die Abhängigkeit der Transitionslage von Drehzahl und Massendurchsatz an einer

Laufradschaufel des Niedergeschwindigkeits-Axialverdichters lässt sich erfolgreich mit

einem Oberflächenheißfilmarray erfassen, siehe Abbildung 5-8. Im Gegensatz zu den

gezeigten Ergebnissen der Leitradschaufel (Abb. 5-2) wurde hier die jeweilige Position des

RMS-Maximums entlang des beruhigten Pfades aufgetragen, da es für viele Betriebspunkte

nicht möglich war den Transitionspunkt aus der Schiefeverteilung zu ermitteln. Die Ursache

liegt in der partiellen Ausbildung einer laminaren Ablöseblase in einigen Betriebspunkten,

wodurch die Transition über der Ablöseblase erfolgt und eine Informationsgewinnung

erschwert wird. Daher ergeben sich auch für diese Betriebspunkte jeweils zwei eingetragene

RMS-Punkte, dem lokalen und dem globalen Maximum. Die Verläufe der drei betrachteten

Drehzahlen verdeutlichen einen generellen Einfluss des Massendurchsatzes (m

-Reduktion)

auf die Transitionslage.

615. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

Abbildung 5-8: Einfluss von Massenstrom und Betriebsdrehzahl auf die Transitionslage am

Rotor des Niedergeschwindigkeits-Axialverdichters

Auch in Abbildung 5-9 wird der Einfluss des Massendurchsatzes auf die Entwicklung der

Transition gezeigt. Hierzu sind die Zeitschriebe der phasenstarr gemittelten Rohspannungen

vergleichend gegenübergestellt. Auffällig ist, dass bei den Massenströmen m

=6.0 und

5.85 kg/s keine typische Amplitudenentspannung zwischen den Amplitudenmaxima, ergibt.

Stattdessen kommt es zu einer buckelartigen Amplitudenüberhöhung, die sich ausschließlich

bei Betriebspunkten zeigte, in denen eine Grenzschichttransition über einer laminaren

Ablöseblase erfolgt. Der bei m

=7.5 kg/s zu verzeichnende Sensorausfall bei x/c=52% ist auf

temporäre Datenübertragungsfehler zwischen den Anemometern und dem Telemetriesystem

zurückzuführen, der erst während der Auswertungsphase nach Beendigung der Mess-

kampagne ersichtlich wurde.

=5.85kg/s 6.4kg/s 6.82kg/s 7.5kg/s m



RMS

[

]

x/c [%] x/c [%]

x/c [%]

62 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

Abbildung 5-9: Zeitschriebe der Rohspannungssignale am Rotor des Verdichters,

Einfluss von Massendurchsatz bei fn=47 Hz

Nachfolgend werden die Mechanismen der Grenzschichttransition von drei ausgewählten

Betriebspunkten am Rotor des Axialverdichters vorgestellt. Die Betrachtung beschränkt sich

auf die Ergebnisse der Auslegungsdrehzahl fn=47 Hz und die Massendurchsätze von m

=5.85,

6.0, und 6.4 kg/s. Es wird somit der Betriebspunkt bei maximalem Wirkungsgrad (6.4 kg/s),

sowie zweier reduzierter Massendurchsätze untersucht.

- Grenzschichtentwicklung bei m

=6.4kg/s (

ηη

max)

Zur Analyse der in diesem Betriebspunkt auftretenden Mechanismen einer

Grenzschichttransition an der Rotorschaufel werden in Abbildung 5-10 zunächst Zeitschriebe

über t=6 ms und ausgewählte Leistungsdichtespektren über f=10 kHz gezeigt. In den

Zeitschrieben sind zwischen t=1...5 ms typische periodische Bereiche der Anregung

(Amplitudenmaxima) und der Beruhigung zu erkennen. Die Anregung wird hierbei durch die

Nachlaufdellen des Schaufelgitters im Vorlauf generiert. Eine Betrachtung der

Grenzschichtentwicklung entlang des Schaufelhöhenschnittes verdeutlicht ein Anwachsen der

Amplituden zwischen x/c=29...60%, das die Position der Grenzschichttransition

charakterisiert. Die abgebildeten Leistungsdichtespektren bestätigen die Ausprägung

laminarer, transitionaler und turbulenter Grenzschichten, was aus den unterschiedlichen

Amplitudenniveaus ersichtlich wird. Die Periodendauer zwischen den Nachlaufdellen beträgt

tP=0.47 ms und resultiert aus einer Vorleitrad-Schaufelzahl von 45 Blatt und der

Betriebsdrehzahl fn=47 Hz (Blattfolgefrequenz fB=2115 Hz).

635. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

Abbildung 5-10: Zeitschriebe und Leistungsdichtespektren am Rotor (fn =47 Hz, m

=6.4 kg/s)

In den Spektren (Abb. 5-10) lassen sich charakteristische Frequenzanregungen des

Verdichters, wie die Blattfolgefrequenz (fB=2115 Hz) und höherharmonischer Anteile

identifizieren. Erfasst werden aber auch niederfrequente drehzahlabhängige Störungen

(f<1.8 kHz), die ausschließlich in den Rotorergebnissen auftreten. Diese werden durch vier

sternförmig angeordnete und mit symmetrischen NACA-Profilen verkleidete Verstrebungen

(Struts, Abbildung 5-11) generiert. Die Streben sind ca. x=680 mm stromauf der Rotorstufe

angeordnet. In den Zeitschrieben zeigt sich der Einfluss der Streben zwischen t=0...1 ms und

t=5...6 ms durch deutliche Störungen zwischen den Amplitudenmaxima. Die Störungen

erfolgen alle 11.25 Nachlaufperioden (tS=5.3 ms) infolge einer IGV-Schaufelzahl von 45 Blatt

und den 4 Verstrebungen. Hieraus ergibt sich für die betrachtete Drehzahl (fn=47 Hz) eine

Störfrequenz von fS=188 Hz.

Abbildung 5-11: Verstrebungen im Ringkanal hinter dem Verdichtereinlauf

Flow

680 mm

Strebe

x/c=3.8[%]

x/c=29.9[%]

x/c=37[%]

x/c=89.1[%]

64 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

Für eine Detailbetrachtung charakteristischer Grenzschichtmerkmale sind in Abbildung 5-12

zwei Zeitsequenzen über jeweils t=2 ms gesondert herausgestellt. Abbildung a) zeigt zunächst

den Bereich der periodisch geprägten Grenzschichttransition. Die einzelnen Bereiche eines

generierten Turbulenzfleckes und der Relaxationszone eines beruhigten Bereichs sind in

dieser Abbildung mit 1...4 deklariert. Die Turbulenzflecken breiten sich konvektiv mit

unterschiedlichen Fortpflanzungsgeschwindigkeiten aus. Die linke Flanke des Spannungs-

signals schließt sich einer unmittelbaren Störung der Nachlaufdelle an und ist in Abb. 5-12a

mit 1 markiert. Diese Grenze des Turbulenzfleckes breitet sich mit der höchsten lokalen

Ausbreitungsgeschwindigkeit (v1=68 m/s) aus. Der Kern des Turbulenzfleckes -mit 2

deklariert-, der in Abb. 5-12a durch das Maximum des Spannungssignal definiert wird, ist

deutlich langsamer und bewegt sich mit v2=33 m/s. Die rechte Flanke des Spannungssignals

breitet sich mit einer Fortpflanzungsgeschwindigkeit von v3=24 m/s aus und die sich

anschließende beruhigte Zone (4) der Amplitudenentspannung mit v4=17 m/s. Die

abnehmende Geschwindigkeitsverteilung entspricht prinzipiell den allgemeinen Angaben der

Literatur, die sich mit der Ausbreitungsgeschwindigkeit von Turbulenzflecken in

Turbomaschinenkomponenten befassen, siehe z. B. HALSTEAD ET AL. [1997]. Der beruhigte

Bereich (4) in Abbildung 5-12a ist in den Zeitschrieben durch eine asymptotische Abnahme

der Wandschubspannung (e [V]) erkennbar, die sich physikalisch durch die Abnahme der

Wärmekonvektion am Sensorelement erklären lässt. Im Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen

kommt es somit zu einer Verzögerung der Transition gegenüber dem nachlaufinduzierten

Pfad (Abb. 5-14). Die zeitliche Entwicklung zeigt zudem, dass der Einfluss der turbulenten

Anteile abnimmt bis ein erneuter Turbulenzfleck auftritt, der durch eine weitere Nachlaufdelle

hervorgerufen wird. Im Bereich dieses asymptotischen Signalverlaufs kommt es zu einem

Effekt, vergleichbar einer Relaminarisierung, wie sie u. a. im Vorderkantenbereich von

Turbinenschaufeln beobachtet werden kann.

Abbildung 5-12: Detailbetrachtung von Zeitschriebsequenzen am Rotor (m

=6.4 kg/s)

Abbildung 5-12b betrachtet eine Zeitsequenz, in der eine untypische Grenzschichtinstabilität

erkennbar ist. Im Vergleich zu Abbildung 5-12a zeigt sich, dass aufgrund der massiven

Störeinwirkung durch die verkleideten Streben hinter dem Verdichtereinlauf kein

Amplitudenabfall (4’) erfolgt. Die Betrachtung der Weg-Zeit-Diagramme in Abb. 5-13

verdeutlicht zudem, dass die Pfadgrenzen durch die starke Versperrung der Streben geprägt

werden und die Grenzschichttransition beeinflussen. Ein lokales RMS-Maximum vor dem

a) b)

655. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

globalen, transitionalen Amplitudenmaximum bei x/c=45%, das auf eine laminare

Grenzschichtablösung hindeuten würde, ist jedoch nicht erkennbar.

Abbildung 5-13: Weg-Zeit-Diagramme mit Störeinwirkungen durch Verstrebungen

Die Betrachtung der drei in Abbildung 5-14 gegebenen Campbell-Diagramme dient zur

Erfassung der zeitlichen Entwicklung der Grenzschichttransition an der Rotorschaufel.

Gezeigt werden die Flächendiagramme der Sensorausgangsspannung e, der RMS-Verteilung

sowie der Schiefe

3. Die Darstellungen beschränken sich dabei auf den Nachlauf von vier

Vorleitradschaufeln.

Der nachlaufinduzierte Pfad wird aus einer laminaren Vorderkantenströmung A, einem

transitionalen Bereich B und einer turbulenten Hinterkantenabströmung C gebildet. Der sich

anschließende Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen beginnt zunächst ebenfalls mit einer

laminaren Vorderkantenumströmung A, die jedoch partiell von einer beruhigten Zone D

verdrängt wird. Dieser strömungsberuhigte Bereich D wird durch die Turbulenzflecken der

transitionalen Zone B des nachlaufinduzierten Pfades generiert. Es handelt sich um ein relativ

kleines Gebiet, das die Grenzschichtinstabilitäten temporär verzögert. Durch das

Vorhandensein der D-Zone kommt es zu einem Effekt der als Relaminarisierung bezeichnet

werden kann, ausgehend von einer transitional-turbulenten Grenzschicht an der hinteren

Flanke des nachlaufinduzierten Pfades hin zu einer laminaren Grenzschicht. Je weiter die

beruhigte Zone bis an die vordere Flanke des nachfolgenden nachlaufinduzierten Pfades

reicht, desto effektiver ist die Verzögerung der Transition und die Unterdrückung einer

möglichen Grenzschichtablösung. Die Effektivität ist dabei vom Verlauf der Intermittenz

innerhalb des nachlaufinduzierten Pfades abhängig. Je weiter die lokalen Gebiete von

Schiefemaximum und Minimum (γ=0.25 bis γ=0.75) hierbei auseinanderliegen, desto größer

ist der Wirkungsgrad der Transitionsverzögerung und das relaminarisierte Gebiet.

Die transitionalen Bereiche B, E der zwei Pfade weisen einen Nulldurchgang der Schiefe auf,

der im nachlaufinduzierten Pfad bei x/c=28% und im beruhigten Gebiet bei x/c=48% liegt.

Die Nulldurchgänge werden durch die Transitionslinie markiert. Mit zunehmender Lauflänge

divergieren die Grenzen des transitionalen Gebietes B aufgrund unterschiedlicher

Ausbreitungsgeschwindigkeiten der Ränder auseinander und schnüren das E-Gebiet ein. Die

erhöhte Turbulenz in B ist für diesen Effekt verantwortlich. Die Einschnürung setzt sich auch

in den turbulenten Grenzschichtbereichen C, F fort und führt in der Nähe der Profil-

hinterkante (x/c>90%) zu einer vollturbulenten Grenzschicht.

x/c [%] x/c [%]

Einfluss

einer Strebe

66 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

Abbildung 5-14: Campbell-Diagramme von e, RMS und

3 an einer Rotorschaufel

Des Axialverdichters im Auslegungspunkt (fn=47 Hz, m

=6.4 kg/s)

[%]

A D

RMS [V]

A D B

TPnachlaufinduziert

TPberuhigter Pfad

µµ

µ3 [-]

Transitionslinie

[%]

A D B

a) turbulent transitional

laminar

[%]

675. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

In Abbildung 5-15 sind die Sensorausgangsspannung e sowie die resultierenden RMS- und

Schiefeverteilungen für den nachlaufinduzierten Pfad (Abb. a) und den Pfad zwischen zwei

Nachlaufdellen (Abb. b) als Linienschnittverläufe aufgetragen. Es zeigt sich, dass die

Amplituden der Ausgangsspannung e im Bereich der laminaren Grenzschicht gering sind,

jedoch mit zunehmender Grenzschichtinstabilität ansteigen und in Abbildung a) bei x/c=40%

zu einem Maximum bzw. in Abb. b) bei x/c=37% zu einem Minimum führen. Weiter stromab

tendieren die Amplituden wieder gegen Null bis eine vollturbulente Grenzschicht (x/c>90%)

ausgebildet ist. Einen vergleichbaren Verlauf zeigt die RMS-Verteilung, die jedoch aufgrund

ihrer Vorzeichenneutralität entlang beider charakteristischer Pfade positive Amplituden-

maxima hat. Infolge erhöhter Schwankungen in der Strömung ist das RMS-Niveau der

turbulenten Grenzschicht dabei höher als das der laminaren Grenzschicht. Eine vergleichende

Betrachtung der Verläufe von RMS und e zeigt zudem, dass die Nachlaufdelle bzgl. x/c eine

sehr frühzeitige Instabilität hervorruft (x/c=20%), während die Amplituden im beruhigten

Pfad noch relativ lang gering bleiben. Ein Anstieg ist hier erst ab einem x/c≥30% zu erkennen,

der den Beginn der Transition kennzeichnet. Während die Schiefe in laminaren

Grenzschichten vorwiegend positive Werte annimmt, sind diese nach Überschreitung des

Transitionspunktes zunächst deutlich negativ und tendieren mit zunehmender Lauflänge

wieder gegen Null. Der Nulldurchgang markiert dabei den Transitionspunkt, der in

Abbildung 5-15a bei einem x/c=26% erreicht wird und in Abb. b) bis zu einem x/c=48%

verzögert wird.

Abbildung 5-15: Linienschnitte von e, RMS und

3 entlang a) des nachlaufinduzierten und

b) des beruhigten Pfads an einer Rotorschaufel im Auslegungspunkt (fn=47 Hz, m

=6.4 kg/s)

- Grenzschichtentwicklung bei m

= 6.0 kg/s

Um die Auswirkungen einer Reduktion des Massendurchsatzes um m

=0.4 kg/s auf die

Grenzschichttransition an der betrachteten Rotorschaufel des Verdichters zu erfassen, sind in

Abbildung 5-16 exemplarisch ausgewählte Zeitschriebsignale und Leistungsdichtespektren

mehrerer x/c-Positionen abgebildet. Das Ergebnis deutet darauf hin, dass die Transition im

Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen in einer laminaren Ablöseblase erfolgt, da sich in den

Zeitschrieben keine Amplitudenrelaxation im Nachlauf des Turbulenzfleckes ausprägt. Der

reduzierte Massendurchsatz führt zur Unterdrückung des stabilisierenden Bereiches D und

induziert die Entstehung einer laminaren Grenzschichtablösung, die sich in den Zeitschrieben

in Form eines lokalen Spannungsmaximums äußert. Aus den Leistungsdichtespektren gehen

a) b)

TP TP

a) b)

laminar turbulent laminar turbulen

68 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

zudem deutliche Amplitudenüberhöhungen im Bereich der Blattfolgefrequenz (fB=2115 Hz)

sowie deren höherharmonischer Frequenzvielfachen hervor. Ebenso können auch hier die

Störungen durch die vier Streben im Vorlauf des Rotors identifiziert werden. Sie führen zu

Amplitudenüberhöhungen im niederen Frequenzbereich.

Abbildung 5-16: Zeitschriebe und Amplitudenspektren aus Rotormessungen (m

=6.0 kg/s)

In Abbildung 5-17 sind die Wandschubspannung (Abb. a) und die RMS-Verteilung (Abb. b)

in Weg-Zeit-Diagrammen für den Rotor bei m

=6.0 kg/s gegeben. Zudem sind in Abbildung a

die Zeitschrieb-Rohspannungssignale (e [V]) der Einzelsensoren eingezeichnet. Die

Campbelldiagramme zeigen, dass sich bei einem x/c=28% ein erstes lokales Amplituden-

maximum ausbildet, das im Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen den Beginn der laminaren

Ablöseblase kennzeichnet. Die hohen Amplituden resultieren dabei aus der Oszillation des

laminaren Ablösepunktes. Entlang der nachlaufinduzierten Pfade wird die Grenzschicht-

ablösung in dieser über 200 Einzelmessungen gemittelten Darstellung durchbrochen, was sich

in deutlich geringeren RMS-Amplituden entlang des nachlaufinduzierten Pfades äußert. Die

stark angefachten Störungen ermöglichen es der Grenzschicht dem Druckanstieg

standzuhalten und deuten auf eine Transition ohne Ablösung hin. Es kann von einer

Wechselwirkung zwischen Grenzschichtablösung und Wiederanlegung in dieser Profiltiefe

ausgegangen werden, die prinzipiell mittels Abbildung 5-18 erklären lässt. Ein zweites

globales RMS-Maximum in Abbildung 5-17b bildet sich zwischen x/c=60...70% aus und

definiert das Gebiet der Transition. Die Amplituden werden in diesem Bereich deutlich durch

den Einfluss der Nachlaufdellen modelliert. Im Bereich der turbulenten Wiederanlegung der

Scherschicht fallen die RMS-Werte wieder ab (x/c>90%).

695. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

Abbildung 5-17: Campbell-Diagramme von e und RMS aus Rotormessungen am

Niedergeschwindigkeits-Verdichter (fn=47 Hz, m

=6.0 kg/s)

Den prinzipiellen Wechselmechanismus von Grenzschichtablösung, Ablöseblase und der

Wiederanlegung erläutert Abbildung 5-18 nach MAYLE [1991]. Gezeigt werden drei

Zeitpunkte, wobei zunächst zum Zeitpunkt t1 die Ablöseblase dargestellt wird, die von der

nachrückenden Nachlaufdelle deformiert wird. Im zweiten Zeitpunkt (t2) ist die Blase durch

die Nachlaufdelle (wake) vollständig verdrängt worden, die Grenzschicht liegt an und es

bildet sich eine nachlaufinduzierte By-Pass Transition (Wake-Induced Transition) aus. Zum

Zeitpunkt t3 zeigt sich die erneute Entstehung einer Ablöseblase (Bubble Rebirth) im Bereich

zwischen zwei Nachlaufdellen.

Oszillation des Ablösepunktes

A B

RMS [V]

x/c [%]

Ablösung

anliegend

lokales Maximum

globales Maximum

70 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

Abbildung 5-18: Interaktion zwischen Nachlaufdelle und Ablöseblase nach MAYLE [1991]

Abbildung 5-19 zeigt die Linienschnitte von Schiefe, Spannung und RMS-Verteilung entlang

der zwei charakteristischen Pfade. Die Schiefeverläufe zeigen keinen typischen

Nulldurchgang der Amplituden mehr auf, wurden der Vollständigkeit halber dennoch mit in

die Diagramme mit aufgenommen. Eine Betrachtung der Spannungs- und RMS-Verteilung

entlang des nachlaufinduzierten Pfads in Abbildung 5-19a zeigt bei x/c=28% ein kleines

lokales Maximum, dass im zeitlichen Mittel über 200 Einzelmessungen auf eine

Grenzschichtablösung hindeutet, die sich jedoch nicht in allen einzelnen Messungen zeigte.

Der betrachtete Betriebspunkt stellt somit gerade den kritischen Übergang zwischen By-Pass

Transition und Grenzschichtablösung dar.

Der Verlauf der RMS-Verteilung des Pfads zwischen zwei Nachlaufdellen (Abb. 5-19b) zeigt

ein deutlich ausgeprägtes lokales Amplitudenmaximum im Bereich der Grenzschichtablösung

(x/c=28%). Diesem folgt ein globales Maximum bei x/c=60...69%, das die Transition in der

abgelösten Scherschichtströmung markiert.

Der sich für x/c>90% zeigende Amplitudenabfall und das Konvergieren gegen ein Endniveau

lässt auf eine turbulent wiederanlegende Grenzschicht schließen. Für deren Bestätigung

werden die Kreuzkorrelationen der letzten Einzelsensoren des Heißfilmarrays in Abb. 5-20

betrachtet, wobei der letzte Sensor jeweils als Referenz dient.

Abbildung 5-19: Linienschnitte von e, RMS und

3 an einer Rotorschaufel entlang: a) des

nachlaufinduzierten, b) des Pfads zwischen den Nachlaufdellen (fn =47 Hz, m

=6.0 kg/s)

Die Kreuzkorrelation in Abbildung 5-20a zeigt für den drittletzten Sensor (x/c=74%) noch

keine klare Signalkorrelation (Abb. a). Es liegt demnach noch eine abgelöste Scherschicht

vor. Hingegen zeigt Abbildung b für x/c>90% eine deutliche Signalamplitude und einen

positiven Zeitversatz, die auf eine wiederangelegte Grenzschicht schließen lassen.

a) b)

715. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

Abbildung 5-20: Signalkorrelationen zwischen jeweils zwei Sensoren an der Rotor-

Schaufelhinterkante des Verdichters

- Grenzschichtentwicklung bei m

=5.85 kg/s

Die Auswirkungen einer weiteren Massendurchsatzreduktion am Axialverdichter um

∆m

=0.15% auf m

=5.85 kg/s wurde ebenfalls untersucht. Von Interesse war hierbei die

stattfindende Transition und deren Veränderung gegenüber m

=6.0 kg/s. In Abbildung 5-21

sind hierzu Campbell-Diagramme der Wandschubspannung und RMS-Verteilung an der

Rotorschaufel dargestellt. Die Verringerung des Massendurchsatzes führt zu einer Erhöhung

des Gitterzuströmwinkels und erhöhten aerodynamischen Schaufelbelastungen. Diese

bewirken wiederum eine Grenzschichtdestabilisierung und führen gegenüber m

=6.0 kg/s

auch im nachlaufinduzierten Pfad zu einer eindeutigen Ausbildung einer laminaren

Grenzschichtablösung. Eine Trennung der zwei charakteristischen Pfade ist aufgrund dessen

nicht mehr eindeutig möglich, weshalb die eingezeichneten Grenzen als tendenzielle Verläufe

zu betrachten sind. Erkennbar ist, dass die Grenzschichtablösung bei x/c=25% relativ

homogen über den gesamten Zeitbereich auftritt und unabhängig vom vorliegenden Pfad

generiert wird. Die in Abbildung 5-22 dargestellte Prinzipskizze verdeutlicht das gewonnene

Ergebnis nochmals graphisch. Die laminare Ablöseblase erstreckt sich in Abbildung 5-21 bis

zu einem x/c=70-75% und endet deutlich früher und sehr viel lokaler im Vergleich zu dem

zuvor beschriebenen Betriebspunkt (m

=6.0 kg/s). Die eingezeichnete Linie der turbulenten

Grenzschichtwiederanlegung zeigt einen stark periodisch modellierten Verlauf, da der hohe

Turbulenzgrad der Nachlaufdellen eine Verkürzung der Ablösblase im nachlaufinduzierten

Pfad um bis zu ∆x/c=5% bewirkt. Die abgelöste Scherschicht besitzt hierdurch im

nachlaufinduzierten Pfad ein höheres Störniveau im Vergleich zum Pfad zwischen zwei

Dellen, wodurch die Instabilitäten stärker angefacht werden und eine deutlich frühere

Wiederanlegung der Grenzschicht erfolgt. Der Bereich der turbulent anliegenden

Grenzschicht (x/c>70%) zeichnet sich zum einen durch geringere Spannungs- und RMS-

Amplituden aus, zum anderen lassen sich hier wieder die Einflüsse der Nachlaufdellen

identifizieren und Pfadwechsel erkennen.

a) b)

Amax

72 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

Abbildung 5-21: Campbell-Diagramme (fn=47Hz, m

=5.85 kg/s)

Abbildung 5-22: Prinzipskizze der Transition mit Ablöseblase an einer Schaufel nach

HALSTEAD ET AL. [1995]

Einfluss durch

Nachlaufdelle

x/c [%]

Ablösegebiet

Wiederanlegung

laminare

Ablösung

RMS [V]

x/c [%]

turbulent

Ablösung

Wiederanlegung

laminar

lokales Maximum

globales

Maximum

abgelöst

735. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.1 Verdichter- Untersuchungen am Rotor

Für eine detaillierte Betrachtung der saugseitigen Grenzschichtausbildung an der

Rotorschaufel sind in Abbildung 5-23 die Liniendiagramme von RMS, Schiefe und

Wandschubspannung aufgetragen. Gegenüber Abbildung 5-19 (m

=6.0 kg/s) zeigen die RMS-

Verteilungen hier in beiden Abbildungen nach einem laminaren Anlaufbereich einen

Ablösepunkt, der durch das lokale Maximum im vorderen Profilbereich (x/c=26%) markiert

wird. Im weiteren Verlauf erfolgt ein Anstieg des RMS auf ein globales Maximum bei

x/c=67%, welches das Transitionsgebiet kennzeichnet. Weiter stromab fallen die Amplituden

wieder ab und die abgelöste Scherschicht wird turbulent. Es kommt bei etwa x/c=70...75% zu

einem turbulenten Wiederanlegen der Grenzschicht, was durch einen Amplitudenabfall

gekennzeichnet wird.

Abbildung 5-23: Liniendiagramme von RMS, Spannung, Schiefe am Rotor des Verdichters;

a) nachlaufinduzierten Pfad, b) Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen (fn =47Hz, m

=5.85kg/s)

Das Wiederanlegen der Grenzschicht auf der Rotorschaufel kann durch die in Abbildung 5-24

dargestellten Kreuzkorrelationen bestätigt werden. Die Korrelation erfolgt jeweils mit dem

letzten Sensor des Heißfilmarrays (Referenzsensor: x/c=96,6%). Während der Sensor bei

x/c=67% noch keine Signalähnlichkeiten aufzeigt (Abb. a), korreliert das Signal des Sensors

bei x/c=89,1% eindeutig mit einem zu erwartenden positiven Zeitversatz (Abb. c). Der Sensor

bei x/c=74,1% (Abb. c) liegt gerade im Gebiet der Wiederanlegelinie, wodurch die

Korrelation noch relativ stark durch die Ablöseblase beeinflusst wird, die Amplituden aber

dennoch eine klare Tendenz aufzeigen.

Abbildung 5-24: Erfassung des Wiederanlegungspunktes auf der Rotorschaufel des

Verdichters mit Hilfe von Kreuzkorrelationssignalen (m

=5.85 kg/s)

max.

a) b)

lokal

global global anliegend

x/c [%]

a) b)

x/c [%]

Korrelierte Sensoren

Zeitversatz

Korrelierte Sensoren Korrelierte Sensoren

74 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.2 Turbine-Stator: Einfluss von Kühlluf

5.2 Ergebnisse am Niedermachzahl-Turbinenprüfstand (LSTR, NGV-2)

Das den Ringraum einer Turbine durchströmende Heißgas führt zu hohen thermischen

Belastungen angrenzender Bauteile, sodass diese Komponenten (Schaufeln, Gehäusebauteile)

beispielsweise durch Kühlfilme thermisch isoliert werden müssen, um ein Versagen zu

vermeiden. Dies ist jedoch insbesondere an den Übergangsbereichen von stehenden und

rotierenden Teilen sehr schwierig zu realisieren. Eine Ringraumabdichtung erfolgt in diesen

Bereichen zumeist über schleifende Dichtungen bzw. Labyrinthdichtungen, die konstruktions-

bedingte Leckagen aufweisen. Aufgrund des herrschenden Überdrucks im Ringraum der

Turbine muss im Bereich der Dichtungen dafür Sorge getragen werden, dass der

Heißgasstrom nicht in den Scheibenraum eindringen kann. Um dies zu unterbinden werden

die Dichtungen mit einem Kühlluftmassenstrom, der sog. Sperrluft, beaufschlagt und auf

diese Weise ein geringer zusätzlicher Massenstrom in den Ringraum eingebracht. Die

zugeführte Sperrluft ermöglicht hierdurch zwar die Vermeidung des thermischen Versagens

von Bauteilen (insbesondere Turbinenscheiben), jedoch werden hierdurch auch die

Grenzschichten an den Schaufeln massiv beeinflusst. Die hier beschriebenen experimentellen

Untersuchungen an einer NGV-Schaufel dienen daher zur Erfassung der Grenzschicht-

beeinflussung eines Kühlluftmassenstroms, der im Turbineneintritt zugeführt wird, sowie der

Zufuhr von Sperrluftmassenströmen in den Dichtungsbereichen R16 und R19 vor bzw. hinter

der ersten Rotorstufe.

Zur Erfassung der Auswirkungen dieser zusätzlichen Massenströme wurden an einer

Turbinen-Statorschaufel (NGV-2) druck- und saugseitig Oberflächenhitzdrahtarrays

appliziert. Die durchgeführten Untersuchungen sollten Aufschluss über die saugseitige

Entwicklung der Grenzschichttransition sowie das Auftreten einer druckseitigen

Grenzschichtablösung geben. Bei den Versuchen wurde die Kühlluftzufuhr mit K=0% bzw.

100% vorgegeben, hingegen erfolgte die Sperrluftvariation unter Berücksichtigung einer

25%-Staffelung zwischen 0% bis 200%. Die prozentualen Massenstromangaben beziehen

sich dabei auf den Auslegungszustand. Tabelle 5.1 gibt die Zufuhr von Massendurchsätzen

für die Turbine an.

Die Versuche wurden mit konstanter Drehzahl (n=1300 min-1 ±0.1%) bei einer

Blattfolgefrequenz von fn=910 Hz durchgeführt. Die NGV-2 Eintrittstemperatur variierte in

Abhängigkeit des Kühlluftmassenstromes zwischen T=309...311 K bei K=100% und

T=300-305 K bei K=0%. Die Zufuhr der Zusatzmassenströme erfolgte mit ambienter

Temperatur. Die Messungen wurden bei einem Totaldruckverhältnis von P0/P4=1.18

(Auslegungsfall) realisiert, das sich aus dem Gesamtdruckverhältnis zwischen Ebene 0 am

Turbineneintritt und der Ebene 4 hinter der zweiten Rotorstufe ergibt.

Tabelle 5.1: Angaben von Massendurchsätzen bei 100%-iger Zufuhr an der Prüfstand-Turbine

0.27 0.11 0.99 13.0 1.3

0.2 0.09 0.8 10.5

1.18

0.18 0.075 0.66 8.7

1.116

Sperrluft

R19 [kg/s]

Sperrluft

R16 [kg/s]

Kühlmassenstrom

K [kg/s]

Einlauf

[kg/s]

P0/P4

[-]

755. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.2 Turbine-Stator: Einfluss von Kühlluf

5.2.1 Erfassung von Kühllufteinfluss

- Saugseite

Die strömungsphysikalischen Auswirkungen der Kühlluftzufuhr auf die zweite Statorstufe der

untersuchten Turbine werden für die Profilsaugseite in Weg-Zeit-Diagrammen (Abb. 5-25 )

für die Höhenschnitte z1/b=7% (Abb. a,b) und z2/b=12% (Abb. c,d) gezeigt. Die Diagramme

verdeutlichen die zeitliche und flächige Entwicklung der elektrischen Spannungssignale

(Wandschubspannung) über einen Zeitbereich von t=3 ms bei K=0% (Abbildung a, c) bzw.

K=100% (Abbildung b, d). In beiden Höhenschnitten führt der zusätzliche Massenstrom von

∆m

=0.8 kg/s zu einer Verzögerung der Transitionslage an die Turbinen-Schaufelhinterkante,

was sich in einer Verlagerung der Amplitudenmaxima entlang der Laufkoordinate um ca.

∆s/l=15% äußert. Es bilden sich charakteristische Lauflängen LB und LE aus, deren Indizes B

und E für den positionellen Beginn der transitionalen Grenzschichtbereiche entlang des

nachlaufinduzierten (B) bzw. des Pfades zwischen zwei Nachlaufdellen (E) stehen. Eine

Kühlluftzufuhr von K=100% (Auslegung) wirkt sich äquivalent zu einer Reduktion des

Gitterzuströmwinkels aus und führt damit zu analogen Grenzschichteffekten, wie der

Wanderung der Transitionslage. Durch die Änderung der statischen Druckverteilung resultiert

eine Stabilisierung der Grenzschicht im vorderen Schaufelbereich und die Instabilitäten der

Nachlaufdellen induzieren erst weiter stromab in einer Grenzschichttransition.

Abbildung 5-25: Einfluss von Kühlluftzufuhr K=0% (Abb. a, b) und K=100% (Abb. c, d) auf

die Grenzschicht an der zweiten Statorstufe der Turbine (Sperrluftzufuhr: R16=R19=100%)

z1/b=7%

K=0%

z2/b=12%

K=0%

z2/b=12%

K=100%

s/l [%]s/l [%]

s/l [%]

Dickenmaximum der NGV

z1/b=7%

K=100%

s/l [%]

laminar transitional

Nabe Gehäuse

76 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.2 Turbine-Stator: Einfluss von Kühlluf

Abbildung 5-26 zeigt die Zeitschriebe der Spannungssignale (e) sowie exemplarisch aus-

gewählte Leistungsdichtespektren der laminaren und transitionalen Grenzschicht für den

Strömungsfall mit einer Kühlluftzufuhr K=100%. Betrachtet wird ein Zeitfenster von t=3 ms

bzw. in den Spektren ein Frequenzbereich über f=10 kHz. Aus den Verläufen ergibt sich eine

Periodendauer zwischen den Nachlaufdellen von tP=1.1 ms (fB=910Hz). Die Nachlaufdellen

führen zur Ausbildung von Turbulenzflecken, die sich mit einer mittleren Gruppen-

geschwindigkeit von vP≈58 m/s ausbreiten. Vorder- und Hinterkante des Turbulenzfleckes

divergieren dabei mit zunehmendem Abstand von der Schaufelvorderkante auseinander, siehe

auch Abb. 2-13. Die Transition beginnt bei einem s/l≤20%, erkennbar an der deutlichen

Amplitudenzunahme in den Zeitschrieben sowie dem Anstieg des Amplitudenniveaus der

Leistungsdichtespektren.

Abbildung 5-26: Zeitschriebe und Leistungsdichtespektren der NGV-2 Saugseite

bei z1/b=7% (R16=0%, R19=100%, K=100%)

- Druckseite

Der Einfluss des Kühlluftmassenstroms auf die druckseitige Grenzschichtausbildung an der

Turbinenschaufel ist exemplarisch für den Strömungsfall R16=0%, R19=100% in

Abbildung 5-27 dargestellt. Die Diagramme beschränken sich auf die spannweitige

Sensorreihe z1/b=7%, da sich ein vergleichbares Verhalten für z2/b=12% ausbildet. Eine

Erhöhung des Gesamtmassenstroms durch die Zufuhr von Kühlluft vor der Turbine führt auf

der Druckseite zu einer druckinduzierten Ablösung, die sich in Abbildung 5-27b,d durch ein

deutliches Abfallen der Amplituden bereits kurz hinter der Schaufelvorderkante (s/l≥13.7%)

bemerkbar macht. Der zusätzliche Kühlluftmassenstrom generiert somit in der Nähe der

Schaufelvorderkante eine Strömungsablösung. Ursache der Destabilisierung ist die

Massenstromänderung die mit einer Gitterzuström-Winkelreduktion vergleichbar ist. Die

charakteristischen Pfade einer nachlaufinduzierten Grenzschichtausbildung prägen sich nach

dem Ablösepunkt nur noch schwach bzw. gar nicht mehr aus.

s/l=9.41 [%]

s/l=23.53 [%]

s/l=28.24 [%]

S/l=37.65 [%]

775. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.2 Turbine-Stator: Einfluss von Kühlluf

Abbildung 5-27: Einfluss von Kühlluftzufuhr auf die druckseitige Grenzschichtausbildung

einer NGV-2 (Sperrluftzufuhr: R16= 0%, R19=100%)

Eine Betrachtung der Amplitudenmaxima aus den Kreuzkorrelationen, die in Abbildung 5-28

gezeigt werden, dient zur Verdeutlichung der druckseitigen Grenzschichtablösung durch die

Kühlluftzufuhr im Höhenschnitt z1/b=7% der Turbinenschaufel. Die gezeigten Datenpunkte

entsprechen den normierten Maximalamplituden aus der Korrelationsfunktion zwischen zwei

Sensoren. Als Referenz diente jeweils der erste Sensor des Stromlinienarrays. Der sich für

den Fall K=0% ergebende Verlauf zeigt für die ersten vier Sensorpaare eine hohe

Signalübereinstimmung. Erst für den letzten Amplitudenkorrelationspunkt ist ein deutlicher

Einbruch zu verzeichnen, der jedoch aufgrund der hohen RMS-Werte in Abbildung 5-27 nicht

aus einer Ablösung resultieren muss. Für den Fall der 100%igen Kühlluftzufuhr zeigen die

Amplitudenpunkte bereits für das erste Kreuzkorrelationspaar bei s/l=10.77% einen

deutlichen Amplitudenabfall gegenüber der Autokorrelation von Sensor 1. Die Grenzschicht

löst somit unmittelbar hinter der Schaufelvorderkante ab. Die gestrichelt eingezeichnete

Verbindungslinie für den Verlauf von K=100% soll den eigentlich erwarteten Verlauf

verdeutlichen.

z1/b=7%

K=100%

z1/b=7%

K=0%

Ablösung

s/l [%]

K=0% K=100%

78 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.2 Turbine-Stator: Einfluss von Kühlluf

Abbildung 5-28: Einfluss von Kühlluftzufuhr auf die Turbinenschaufel der zweiten Stufe

(Sperrluftzufuhr: R16= 0%, R19=100%)

Das frühzeitige Auftreten einer druckseitigen Grenzschichtablösung durch den erhöhten

Massendurchsatz lässt sich ebenfalls in den Leistungsdichtespektren entlang der

Laufkoordinate zeigen (Abbildung 5-29). Ein direkter Vergleich der Strömungszustände ohne

bzw. mit Kühlluft ist durch die zwei dargestellten Abbildungsreihen (s/l=4.62...29.32%)

gegeben. Während die Blattfolgefrequenz in der linken Spalte (K=0%) bis zu einem s/l=29%

eindeutig erkennbar ist, prägt sich diese in den Spektren der rechten Spalte (K=100%) nur

noch am ersten Sensor (s/l=4.62%) eindeutig durch. Stromab ist sie nicht mehr identifizierbar

und eine abgelöste Scherschichtströmung liegt vor.

Abbildung 5-29: Leistungsdichtespektren: Einfluss der Kühlluftzufuhr bei z1/b=7% an der

Statorschaufel (NGV-2) der Prüfstand-Turbine

s/l [%]

erwarteter Verlauf

s/l [%]

795. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.2 Turbine-Stator: Einfluss von Kühlluf

Auch die Zeitschriebe der Abbildung 5-30 verdeutlichen den Einfluss der Kühlluftzufuhr auf

die druckseitige Grenzschichtausbildung an der Turbinenschaufel bei z1/b=7%. Die

Nachlaufdellen führen bei K=0% zu charakteristischen Instabilitäten, die sich in periodischen

Amplitudenwechseln äußern. Einen sehr begrenzten Einfluss üben die Nachlaufdellen

hingegen bei einem Kühlluftmassenstrom von K=100% aus, da die Grenzschicht hier abgelöst

ist. Es resultieren nur noch sehr geringe Schwankungsamplituden.

Abbildung 5-30: Kühllufteinfluss auf die Zeitschriebsignale der NGV-2

für R16= 0%, R19=100%

Die nachfolgend gezeigten Liniendiagramme stellen die druckseitigen Amplitudenverläufe

der Strömungsfälle mit und ohne Kühlluftzufuhr exemplarisch für z1/b=7% gegenüber.

Abbildung a betrachtet den nachlaufinduzierten Pfad, während die Verläufe durch den

beruhigten Pfad in Abb. 5-31b aufgetragen sind. Die Grenzschichtablösung in Abbildung b

äußert sich durch einen deutlichen Amplitudenabfall der Wandschubspannung und des RMS

für s/l>10%. Die Verläufe der Schiefe

3 geben keine Aufschlüsse über die Grenzschichten,

sind der Vollständigkeit halber jedoch mit aufgeführt.

Abbildung 5-31: Liniendiagramme: Kühllufteinfluss auf NGV-Druckseite an der Turbine

(R16= 0%, R19=100%)

z1/b=7%

K=0%

a) b)

e [V]

z1/b=7%

K=100%

blösun

s/l [%] s/l [%]

80 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.2 Turbine-Stator: Einfluss von Sperrluft R1

5.2.2 Erfassung von Sperrlufteinfluss R16

- Saugseite

Der Einfluss der Sperrluftzufuhr R16 auf die saugseitige Grenzschichtentwicklung im

Höhenschnitt z1/b=7% der Turbinen-Statorschaufel wird in Weg-Zeit-Diagrammen der

Wandschubspannung für die Fälle R16=0% (Abb. 5-32a,c) und R16=150% (Abb. 5-32b,d)

dargestellt. Kühlluft und Sperrluft R19 wurden für den dargestellten Strömungsfall mit

K=R19=100% vorgegeben. Die Positionen der Einzelsensoren sind durch die eingezeichneten

Zeitschriebe entlang der Laufkoordinate markiert.

Die Darstellungen zeigen, dass die Zufuhr von R16 einen verzögernden Einfluss auf die

saugseitige Grenzschichttransition hat, der sich insbesondere in einer Amplituden-

abschwächung äußert. Dies resultiert vor allem aus der Tatsache, dass die Zufuhr des

Sperrluftmassenstromes (m

R16_150%=0.135 kg/s) noch vor der ersten Rotorstufe erfolgt,

wodurch eine rasche Ausmischung mit dem Hauptmassenstrom (m

C=10.5 kg/s) stattfindet. Es

ergibt sich lediglich eine geringfügige Massendurchsatzerhöhung, die eine ansatzweise

Grenzschichtstabilisierung bewirkt.

Abbildung 5-32: Einfluss von Sperrluftzufuhr R16 auf die saugseitige Grenzschicht an der

Turbine (R19=100%, K=100%)

Eine Kennzeichnung der einzelnen Grenzschichten erfolgt in Abbildung 5-32 über eine

Deklaration mit Buchstaben. An der Vorderkante der Statorschaufel bildet sich zunächst eine

z1/b=7%

R16=150%

LB a)

z1/b=7%

R16=0%

z2/b=12%

R16=0%

s/l [%]

z2/b=12%

R16=150%

s/l [%]

815. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.2 Turbine-Stator: Einfluss von Sperrluft R1

laminare Grenzschicht (A) aus, die sich über relativ große Lauflängen (LE, LB) erstreckt. Der

laminare Bereich einer Turbinenschaufel ist dabei deutlich stärker ausgeprägt als an einer

Verdichterschaufel und wird durch die statische Druckverteilung bestimmt. Die Stellung der

Schaufeln im Beschleunigungsgitter führt über das Dickenmaximum hinweg zu einem Abfall

des statischen Druckes und wirkt hierdurch stabilisierend auf die Grenzschicht. Durch die

Nachlaufdellen werden induzierte Instabilitäten in die Grenzschicht eingebracht, die mit

zunehmender Lauflänge an Intensität gewinnen und eine Grenzschichttransition einleiten. Es

bilden sich zwei charakteristische transitionale Grenzschichtpfade aus, die in Abbildung 5-32

mit B bzw. E gekennzeichnet sind. Auffällig ist, dass der B-Bereich nahezu 50% der

Periodendauer ausmacht. Aufgrund des größeren Gitterzuströmwinkels und einer höheren

Profildicke der Turbinenschaufeln (größere Versperrung) bilden sich im Vergleich zu

Verdichterschaufeln breitere Nachlaufdellen aus, die zu einer starken Ausprägung der B-Zone

führen. Die Bereiche der turbulenten Grenzschichten (C, F) wurde mit dem applizierten

Sensorarray nicht mehr erfasst.

- Druckseite

Zur Erfassung des Einflusses der Sperrluftzufuhr R16 auf die druckseitige

Grenzschichtausbildung sind in Abbildung 5-33 die Zeitschriebe des Sensorarrays bei einem

Höhenschnitt von z2/b=12% aufgetragen. Die drei Abbildungen stellen dabei den Einfluss für

R16=0%, 150% und 200% graphisch gegenüber. R16 wird noch vor der ersten Rotorstufe in

den Ringraum der Turbine eingebracht und interagiert beim Durchströmen der Rotorstufe mit

der Sekundärströmung, was dazu führt, dass sich der Massenstrom zur Ringraummitte hin

verlagert. Die Auswirkungen von R16 sind dementsprechend auf die Erhöhung des Gesamt-

massendurchsatzes zurückzuführen, während Querströmungseffekte eine untergeordnete

Rolle spielen.

Abbildung 5-33: Zeitschriebe der NGV-2 Druckseite bei z2/b=12%, Einfluss von R16

(

C=0.09k

)

(

=0.135k

)

(

=0.18k

)

s/l [%] e [V]

82 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.2 Turbine-Stator: Einfluss von Sperrluft R1

5.2.3 Erfassung von Sperrlufteinfluss R19

- Saugseite

Die Sperrluftzufuhr R19 erfolgt unmittelbar vor dem Schaufelfuß der NGV-2 Stufe in der

Turbine. Zur Erfassung des Einflusses von R19 auf die Schaufelgrenzschicht sind in

Abbildung 5-34 resultierende Verteilungen der Wandschubspannung für R19=0% (Abb. a,c)

und R19=150% (Abb. b,d) in beiden Höhenschnitten (z/b=7%, 12%) gegenübergestellt. Die

Untersuchungen erfolgten für R16=K=100%. Aus den Ergebnissen ergibt sich, dass R19,

insbesondere im nabennahen Bereich, zu deutlichen Erhöhungen der Amplituden-

schwankungen und einer sehr starken Ausprägung der periodischen Anteile in den Pfaden

führt. Eine Verlagerung der Transitionslage zur Vorderkante hin ist zu verzeichnen, wodurch

sich für z1/b=7% laminare Lauflängen von LB=18% und LE=25% ausbilden, die im Fall

R19=0% über den betrachteten Schaufelbereich hinausgehen. Bei z/b=12% ist der Einfluss

der Sperrluft nicht so stark ausgeprägt, da R19 unmittelbar vor dem Schaufelfuß eingebracht

wird und daher erst weiter stromab mit einem Einfluss in diesem Höhenschnitt zu rechnen ist.

Abbildung 5-34: Einfluss von Sperrluftzufuhr R19 auf die saugseitige Grenzschichtausbildung

der zweiten Statorstufe in der Turbine (R16=100%, K=100%)

z1/b=7%

R19=0%

s/l [%]

z2/b=12%

R19=150%

z2/b=12%

R19=0%

s/l [%]

z1/b=7%

R19=150%

s/l [%]

835. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.2 Turbine-Stator: Einfluss von Sperrluft R1

- Druckseite

Der Einfluss von R19 (Abb. a: 0%, b: 100%) auf die Grenzschichtentwicklung an der

Druckseite der untersuchten Turbinenschaufel in Abbildung 5-35 visualisiert. Die Ergebnisse

verdeutlichen einen deutlichen Einfluss der Sperrluft auf die sich ausbildende Grenzschicht-

ablösung. Erkennbar wird dies auch durch die dargestellten Amplitudenschwankungen der

Zeitschriebe, die den Flächendiagrammen überlagert sind. Durch die Zufuhr von R19 bilden

sich demnach direkt an der Profilvorderkante deutliche Signalamplituden aus, die jedoch

schon am zweiten Sensor auf eine abgelöste Grenzschicht hindeuten. Erkennbar ist dies an

den sehr geringen Amplituden für eine Lauflänge von s/l>10%.

Abbildung 5-35: Einfluss von R19 auf die druckseitige Grenzschichtausbildung an der

Turbine (R16=100%, K=100%, z2/b=7%)

Auch die in Abbildung 5-36 gezeigten Amplitudenmaxima der Kreuzkorrelationen stellen den

Einfluss der Sperrluft R19 dar. Als Referenz diente auch hier der erste Sensor des

Stromlinienarrays. Der Kurvenverlauf infolge R19=0% resultiert für die ersten drei

Sensorpaare in erhöhten Korrelationssignalen. Ab einem s/l=23% fallen die Amplituden dann

jedoch deutlich ab und eine Grenzschichtablösung bildet sich aus. Für R19=100% nehmen die

Amplituden bereits für das erste Kreuzkorrelationspaar bei s/l= 10.77% ab und kennzeichnen

eine frühe Grenzschichtablösung.

Abbildung 5-36: Detektion der Grenzschichtablösung an der Druckseite der NGV-2 der

Prüfstand-Turbine durch R19-Zufuhr (R16=100%, K=100%, z2/b=7%)

z1/b=7%

R19=100%

s/l [%]

z1/b=7%

R19=0%

s/l [%]

84 5. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.3 Wertung

5.3 Wertung der Hauptuntersuchungen

In diesem Kapitel wird eine abschließende Bewertung der erzielten Ergebnisse zur

Anwendung thermoresistiver Oberflächensensoren an Schaufelprofilen gegeben. Beurteilt

wird dabei die Erfassung instationärer Grenzschichtphänome an Verdichter- und

Turbinenschaufeln durch die applizierten Sensoren. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit

kamen hierzu neben konventionellen Oberflächenheißfilmen erstmals auch dünne, flexible

Folienarrays mit Oberflächenhitzdrähten zum Einsatz. Bei der Datenauswertung wurden

Darstellungsformen gewählt, die eine detaillierte Angabe der charakteristischen Pfad-

strukturen und Grenzschichtbereiche ermöglichen können. So erlaubt beispielsweise die

Überlagerung der Campbell-Diagramme mit den Zeitschrieben der Sensorausgangs-

spannungen eine sehr genaue Abgrenzung zwischen dem nachlaufinduzierten Pfad und dem

Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen. Die Detektion der Transitionslinie in der Schiefe-

verteilung ermöglicht zudem die Positionsbestimmung der Grenzschichttransition. Zur

Erfassung von Grenzschichtablösung und Wiederanlegung kam des Weiteren

Schnittliniendiagramme, die Kreuzkorrelation sowie eine graphische Darstellung der

Amplitudenmaxima von Korrelationssignalen zur Anwendung.

Untersuchungen an Statorschaufeln einer Verdichter-Ausgangskonfiguration mit Hilfe von

Oberflächenheißfilm und -hitzdraht dienten dem Vergleich dieser zwei Sensortechniken

sowie zur Erfassung der Grenzschichttransition. Die Ergebnisse verdeutlichen ein

Grenzschichtverhalten, das auch in Betriebspunkten nahe des Strömungsabrisses zu keiner

Ablösung führt. Variationen des Massendurchsatzes und der Drehzahl zeigen zudem eine

deutliche Abhängigkeit der Transitionslage von diesen Parametern. So führt die Erhöhung des

Massendurchsatzes zu einer Verzögerung der Transition infolge eines Strömungsverhaltens,

das äquivalent zu einer Reduktion des Zuströmwinkels ist. Die Gegenüberstellung der

Statorschaufel-Messergebnisse von Oberflächenhitzdrähten und Heißfilmen zeigen sehr gute

Übereinstimmungen in Hinblick auf die Erfassung der Position der Grenzschichttransition,

des Ablösepunktes und der Wiederanlegung. Die erfolgreich zur Anwendung gebrachte

Oberflächenhitzdraht-Messtechnik bietet somit eine sinnvolle Alternative gegenüber

konventionellen Messmethoden und ermöglicht aufgrund ihres hohen Signal/Rausch-

Verhältnisses die detaillierte Erfassung von Strömungsinformationen.

An einer rotierenden Verdichterschaufel durchgeführte Messungen mit Oberflächenheiß-

filmen stellen ebenfalls eine Neuerung dar. Die Verwendung von Miniatur-Anemometern und

der Einsatz eines Telemetriesystems ermöglichte dabei erstmals eine Erfassung

unterschiedlicher Formen der Grenzschichttransition an einer Rotorschaufel. Dabei zeigten

sich in den Versuchsergebnissen deutliche Einflüsse durch vier sternförmig angeordnete

Verstrebungen im Vorlauf des Rotors. Diese generieren Nachlaufstörungen, die zu

Interaktionen mit der Grenzschicht an den Rotorschaufeln führen.

Die Betrachtung des Betriebspunktes m

=6.4 kg/s zeigt die Ausbildung einer By-Pass

Transition entlang zweier charakteristischer Pfade. Sowohl der Beginn der Grenzschicht-

transition als auch der Übergang in eine vollturbulente Grenzschicht werden entlang der Pfade

durch die unterschiedlich stark angefachten Störungen modelliert. Entlang des nachlauf-

induzierten Pfades kann der Beginn der Transition bei x/c=26% detektiert werden, während

sie im Pfad zwischen zwei Nachlaufdellen bis zu x/c=48% verzögert wird. Unerwartet ist die

855. Experimentelle Hauptuntersuchungen: 5.3 Wertung

Ausbildung der Grenzschichttransition über einer laminaren Ablöseblase auf der

Rotorschaufel bei einer relativ geringen Reduktion des Massendurchsatzes (Drosselung)

gegenüber dem Auslegungsfall (m

=6.82 kg/s) sowie im Vergleich zu den Ergebnissen an

Statorschaufeln. So zeigt sich bereits bei einem Massendurchsatz von m

=6.0 kg/s eine

Grenzschichtablösung über einer laminaren Ablösblase in den Pfaden zwischen zwei

Nachlaufdellen. Durch eine weitere Reduktion des Massendurchsatzes auf m

=5.85 kg/s ist

der destabilisierende Druckgradient bereits so hoch, dass auch entlang des nachlauf-

induzierten Pfades eine dauerhafte Ablösung entsteht. Die Ablöseblase erstreckt sich bei

=5.85 kg/s über einen Bereich von x/c=26...74%, während der Wiederanlegepunkt bei

=6.0 kg/s noch sehr stark oszilliert und das abgelöste Gebiet noch bis dicht an die

Hinterkante reicht (x/c=28...85%).

In einem weiteren Anwendungsfall erfolgten Untersuchungen zur druck- und saugseitigen

Grenzschichtentwicklung an einer Turbinen-Statorschaufel mit Hilfe von Oberflächen-

hitzdrahtarrays. Die Erfassung der Variation des Gesamtmassenstromes durch die Zufuhr von

Kühlluft und Sperrluft war hierbei von Interesse. So wirkt die Erhöhung des

Massendurchsatzes von m

=10.5 kg/s um ∆m

=0.8 kg/s durch die Zufuhr von Kühlluft

(K=100%) wie eine Reduktion des Gitterzuströmwinkels. Auf der Saugseite der betrachteten

Schaufel führt dies zu einer Grenzschichtstabilisierung und zu einer Verzögerung der

Transition um ∆s/l=15%. Auf der Druckseite hingegen kommt es zu einer frühzeitigen

druckinduzierten Grenzschichtablösung, wobei der Ablösepunkt um ca. ∆s/l=20% an die

Vorderkante wandert.

Zu unterschiedlichen Grenzschichtentwicklungen führen auch die zusätzliche Zufuhr von

Sperrluftmassenströme, sowohl vor (R16) als auch hinter (R19) der ersten Rotorstufe.

Untersuchungen zum Einfluss der Sperrluft R16 zeigen, dass die Zufuhr dieses Massenstroms

zu einer geringfügigen Verzögerung der Transition auf der Profilsaugseite führt. Auf der

Druckseite der Schaufel hingegen zeigt sich eine frühe Grenzschichtablösung in der Nähe der

Profilvorderkante. Die Sperrluft R16 erfährt beim Durchströmen des Rotors eine nahezu

vollständige Ausmischung mit dem Hauptmassenstrom, woraus lediglich eine geringfügige

Erhöhung des Gesamtmassenstromes resultiert. Einen deutliche Einfluss auf die Grenzschicht

verursacht hingegen die Einbringung des Sperrluftmassenstromes R19 unmittelbar vor der

NGV-2 Stufe. Die saugseitigen Auswirkungen äußern sich dabei insbesondere im Bereich der

Nabe. So führt R19 zu einer Querströmungskomponente, die eine Destabilisierung der

Grenzschicht induziert, wodurch die Transition an die Vorderkante wandert. Bei einer 100-

prozentigen Zufuhr von R19 beginnt die Transition in einem Höhenschnitt z/b=7% bereits bei

einem S/L=20%, während dieser Beginn im Fall von R19=0% außerhalb des instrumentierten

Bereiches liegt. Auf der Druckseite der Schaufel kommt es zu einer Erhöhung des

Druckgradienten mit steigendem R19, was zu einer druckinduzierten Ablösung an der

Schaufelvorderkante führt.

Die gezeigten Anwendungsbeispiele verdeutlichen die breiten Möglichkeiten zur detaillierten

qualitativen und quantitativen Erfassung von instationären Mechanismen der Grenzschicht-

transition durch thermoresistive Oberflächenmessverfahren. Insbesondere die Anwendung

von flexiblen Oberflächenhitzdrahtarrays stellt hierbei eine sehr effektive Erweiterung der

einsetzbaren Messtechniken an Schaufelprofilen dar.

86 6. Zusammenfassung

6. Zusammenfassung

In der experimentellen Strömungsmechanik dienen moderne Messverfahren zur Erfassung

instationärer Wandschubspannungen und der Analyse grundlegender Mechanismen einer

Grenzschichttransition. Ermöglicht wird dies durch die Nutzung geometrisch kleiner

Oberflächensensoren mit einer hohen dynamischen Signalauflösung. Im Mittelpunkt der

vorliegenden Arbeit stand die vergleichende Erprobung und Anwendung klassischer und

moderner thermoresistiver Oberflächenmesstechniken, wie dem Oberflächenhitzdraht und

konventioneller sowie MEMS-Oberflächenheißfilme, die sowohl eine hohe zeitliche als auch

eine ausreichend flächige Signalauflösung gewährleisten. Die Arbeit widmete sich

dementsprechend zwei zentralen Aufgaben: Zum einen war dies die Erprobung von

Oberflächenhitzdrähten und Oberflächenheißfilmen hinsichtlich der statischen und

dynamischen Eigenschaften. Zum anderen wurden beispielhaft Anwendungen von flexiblen

Oberflächenhitzdrähten und konventionellen Heißfilmarrays zur Erfassung instationärer

Wandschubspannungen an Schaufelprofilen vorgestellt und zur qualitativen Visualisierung

von Grenzschichtphänomenen benutzt.

Untersuchungen mit simultan betriebenen konventionellen Oberflächenheißfilmen an

stehenden Komponenten (Leitrad, Gehäusewand) werden bereits seit geraumer Zeit

durchgeführt. Aufgrund des hohen messtechnischen Aufwands konnten diese an rotierenden

Schaufeln bisher allerdings noch nicht realisiert werden. Der Einsatz eines mehrkanaligen

Miniatur-Anemometers ermöglichte jedoch in Kombination mit einer Telemetrieeinheit den

kontinuierlichen Betrieb eines Oberflächenheißfilmarrays an einer Rotorschaufel. Die

Analyse der phasenstarr ermittelten Daten zeigt, dass im Auslegungsfall des Verdichters eine

By-Pass Transition stattfindet. Ein unerwartetes Ergebnis stellte jedoch die sehr frühzeitig

eintretende Grenzschichtablösung mit Drosselung des Systems dar. Die Reduktion des

Massendurchsatzes führt dabei zur Ausbildung einer großflächigen laminaren Ablöseblase,

während die Grenzschicht an den untersuchten Statorschaufeln auch noch bei

Massendurchsätzen nahe des Strömungsabrisses anliegend ist.

Für Messungen an zwei- und dreidimensional gekrümmten Schaufeloberflächen wurden

erstmals auch Oberflächenhitzdrahtarrays appliziert, die eine kupferbeschichtete Kaptonfolie

als Basismaterial haben. Untersuchungen des Sensorthermalhaushaltes dieser Sensoren zeigen

gegenüber Heißfilmen einen sehr begrenzten lokalen thermischen Nachlauf und einen

geringen Wärmefluss in die Struktur. Um die Anwendbarkeit von Oberflächenhitzdrähten zu

demonstrieren wurden in Vor- und Hauptuntersuchungen Arraymessungen an Statorschaufeln

durchgeführt. Hierbei wurden an dem untersuchten Axialverdichter zu Vergleichszwecken

auch Versuche mit Oberflächenheißfilmen durchgeführt. Die Ergebnisse zeigen sehr gute

Übereinstimmungen hinsichtlich der Erfassung typischer Grenzschichtphänomene wie der

Transition durch beide Messtechniken.

Weitere Untersuchungen zur Anwendung von Oberflächenhitzdrähten an Schaufelprofilen

erfolgten an der Statorschaufel (NGV) einer zweiten Niedermachzahl-Turbinenstufe. Druck-

und saugseitig applizierte Sensorarrays dienten hierbei der Erfassung von Grenzschicht-

Interferenzen, hervorgerufen durch die Zufuhr von sekundären Massenströmen. Die

Ergebnisse verdeutlichen, dass eine Erhöhung des Gesamtmassenstromes durch Einbringen

eines zusätzlichen ambienten Kühlluftmassenstromes im Turbineneinlauf vergleichbar mit

einer Reduktion des Gitterzuströmwinkels ist und auf der Profilsaugseite zu einer

876. Zusammenfassung

Verzögerung der Transition führt. Auf der Druckseite hingegen wird eine frühe

druckinduzierte Ablösung der Grenzschicht hervorgerufen. Die Zufuhr von

Sperrluftmassenströmen vor und hinter der ersten Rotorstufe führen zu unterschiedlichen

Auswirkungen in Hinblick auf die saugseitige Grenzschichttransition bzw. einer druckseitigen

Ablösung. Der Sperrluftmassenstrom, welcher unmittelbar vor der ersten Rotorstufe in den

Ringraum eingebracht wird, erfährt beim Durchströmen des Rotors einen hohen

Ausmischungsgrad. Hierdurch ergibt sich eine geringe Erhöhung des Gesamtmassenstromes,

der mit einer Reduktion des Zuströmwinkels vergleichbar ist. Die Sperrluft die dem System

hingegen direkt im Vorlauf der NGV-2 Stufe beigemengt wird, führt zu einer Querströmungs-

komponente im Bereich der Schaufelnabe. Auf der Saugseite kommt es hierdurch zu einer

Transitionsverlagerung an die Schaufelvorderkante, während an der Profildruckseite eine

frühzeitige Grenzschichtablösung hervorgerufen wird. Die Anwendung von

Oberflächenhitzdrähten stellt somit eine sinnvolle Alternative gegenüber konventionellen

Messmethoden dar und erlaubt aufgrund des Signal/Rausch-Verhältnisses eine hohe

Signalauflösung.

Mit Hilfe von Oberflächensensorarrays ermittelte instationäre und transitionale Verteilungen

der Wandschubspannung an Turbomaschinenkomponenten erlauben somit die detaillierte

Erfassung von Grenzschichtphänomenen, wie der Transition oder der Position von Ablösung

und Wiederanlegung. Ziel zukünftiger Messungen sollte jedoch auch die quantitative

Erfassung von Wandschubspannungen sein, um noch gezielter Referenzdaten, beispielweise

für numerische Rechenverfahren bereitstellen zu können. Der günstige Thermalhaushalt der

Oberflächenhitzdrähte führt zu einer erfolgversprechenden Sensortechnik, die auch eine

Kalibration im Arrayverbund deutlich vereinfachen wird.

Zusätzliche Untersuchungen von MEMS-Heißfilmen zeigten, dass die erzielbaren

Grenzfrequenzen deutlich geringer sind als die von konventionellen Heißfilmen und

Oberflächenhitzdrähten. Es sind jedoch noch deutliche Reserven hinsichtlich des

realisierbaren Überhitzungsverhältnisses und der damit verbundenen Systemgrenzfrequenz

vorhanden. Mit Hilfe fertigungstechnischer Optimierungsprozesse wird es somit möglich

sein, die Frequenzantwort zu verbessern und höhere Grenzfrequenzen zu erzielen, die denen

klassischer Heißfilme entsprechen. Beschichtungsversuche an MEMS-Oberflächenheißfilmen

mit einer dünnen Schicht aus Siliziumdioxid von d=0.25 µm zeigten, dass diese Schutzschicht

einen Dämpfungseffekt in der dynamischen Signalantwort verursacht, dessen Wirkung mit

dem eines Tiefpassfilter verglichen werden kann. Mit steigender Wandschubspannung verliert

dieser Effekt jedoch über den betrachteten Geschwindigkeitsbereich hinweg an Einfluss.

Ergänzend wurden auch an konventionellen Oberflächenheißfilmen Beschichtungs-

untersuchungen zur Erprobung eines wirksamen Schutzes vor schädigenden äußeren

mechanischen Einwirkungen durchgeführt. Die erzielten Ergebnisse sollten Aufschluss über

den Einfluss der Schutzschichten auf die dynamische Signalantwort und die resultierende

Sensitivitätsabnahme geben. Im Rahmen der Untersuchungen wurden das Beschichtungs-

material und die Schichtdicke variiert. In einem Vergleich der zwei benutzten photoresistiven

Lacke Probelec und Positiv_20 zeigte sich, dass Probelec mit einer einzigen Schichtlage eine

sehr starke Abnahme des Signal/Rausch-Verhältnisses hervorruft. In den betrachteten

Leistungsdichtespektren äußert sich dies in einen deutlichen Amplitudenabfall, für Sensoren

die mit Probelec beschichtet wurden. Bei Sensoren die mit Positiv_20 beschichtet wurden

88 6. Zusammenfassung

zeigt sich hingegen, dass der Amplitudenabfall selbst mit mehreren Schichten noch sehr

gering ist. Ähnliche Ergebnisse ergeben sich auch beim Vergleich der Grenzfrequenzen

zwischen den zwei Lacken. Die Reduktion der Grenzfrequenz durch Probelec beträgt bereits

nach einer einzelnen Schichtlage ∆f=6.25 kHz, während Positiv_20 zu einem Abfall von

∆f=2 kHz führt. Die Ergebnisse lassen somit darauf schließen, dass Photo-Positiv_20 ein

geeigneter Werkstoff ist um Oberflächenheißfilme mittels einfacher Beschichtungstechnik

mechanisch zu verbessern.

Die vorliegende Arbeit hat gezeigt, dass die verwendeten thermoresistiven

Oberflächensensoren geeignet sind um in Zukunft erfolgreich an Schaufelprofilen stationäre

und instationäre Wandschubspannungen zu erfassen. Zudem ergibt sich hierdurch die

Möglichkeit, Grenzschichtphänomene wie der Transition und der Ablösung zu erfassen und

zu analysieren. Auch stellen die im Rahmen der Arbeit benutzen flexiblen

Oberflächenhitzdrahtarrays aufgrund ihres günstigen Thermalhaushaltes und dem

resultierenden Signal/Rausch-Verhältnis eine sinnvolle Alternative zu konventionellen

Oberflächenheißfilmen dar.

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