ELKRAFT Slutrapport for projektet: - Energinet.dk

PSO-FU2204 1 9 kW Stirlingmotor
ELKRAFT
Slutrapport for projektet:
Komponentoptimering - Stirlingmotorer til biobrændsler
PSO-projekt FU2204
Revideret slutrapport, oktober 2006
Henrik Carlsen
Inst. For Mekanik Energi og Konstruktion
Danmarks Tekniske Universitet

PSO-FU2204 2 9 kW Stirlingmotor
Indhold
1 Indledning .......................................................................................................................5
1.1 Formål med projektet ...............................................................................................7
2 Udvikling af stirlingmotor til forsøg...................................................................................8
2.1 Grundlæggende konstruktion af stirlingmotorerne til biobrændsler...........................8
2.2 Valg af forsøgsmotor..............................................................................................10
2.3 Design af 9 kW forsøgsmotor.................................................................................11
2.4 Cylinder med topstykke, heder, regenerator og køler .............................................16
2.5 Krumtapmekanisme ...............................................................................................18
2.6 Krumtaphus............................................................................................................21
3 Laboratorieforsøg..........................................................................................................23
3.1 Resultater fra laboratorieafprøvning af SM5A.........................................................26
3.2 Afprøvning af andre regeneratortyper.....................................................................28
3.3 Forbedring af målinger og databehandling .............................................................30
3.4 Afprøvning af 9 kW motor på Fachhochschule Reutlingen .....................................32
3.5 Maskine til afprøvning af regeneratorer..................................................................33
4 Model til simulering af stirlingmotorer ............................................................................40
4.1 Modifikation af eksisterende simuleringsmodel ......................................................41
4.2 Sammenligning af resultater fra forsøg med resultater fra simulering.....................47
4.3 Særlige krav til stirlingmotorer til biomasse ............................................................50
5 Undersøgelse af særlige komponenter og driftsbetingelser...........................................51
5.1 Dellast....................................................................................................................51
5.2 Ventiler...................................................................................................................52
5.3 Lejetætninger og smørefedt ...................................................................................55
5.4 Brint som arbejdsgas .............................................................................................57
5.5 Simulering af arbejdsåg med indbyggede rulle og nålelejer....................................58
6 Evaluering af teknologi og marked ................................................................................63
6.1 Små fjernvarmecentraler til boligopvarmning..........................................................63
6.2 Virksomheder fortrinsvis i træindustrien .................................................................64
6.3 Landbrug................................................................................................................64
6.4 Støtteordninger i Europa ........................................................................................64
6.5 Det oversøiske marked ..........................................................................................65
6.6 Konkurrerende produkter .......................................................................................65
7 Konklusion og forslag til videre arbejde .........................................................................66
Referencer ...........................................................................................................................68
Bilag 1. Stirlingmotorens virkemåde
Bilag 2: Praktiske aspekter ved anvendelse af brint som arbejdsgas.
Bilag 3. Tegningningsliste og enkelte detailtegninger
Bilag 4: 9 kW stirlingmotor SM5A
Bilag 5: Resultater fra forsøg med SM5A-002 stirlingmotoren
Bilag 6: Stirling engines and biomass –what is the problem?
Bilag 7: ANSYS Finite element raport vedrørende arbejdsåg.

PSO-FU2204 3 9 kW Stirlingmotor
Abstract (english)
Based on the experience from a former development project, a new single cylinder,
hermetically sealed Stirling engine with an electric power output of 9 kW has been designed
and manufactured. The new engine is a complete redesign of the former design and many
improvements have been implemented.
One of the engines from the former project has been utilized for a comprehensive laboratory
test of engine performance and new components and materials. Results from tests have
been compared with results from an improved Numerical Simulation Program (NSP) for
prediction of Stirling engine performance which showed that the NSP was able to reproduce
the results from laboratory with a satisfactory accuracy.
A novel machine for testing of heat transfer in regenerators has been designed,
manufactured and utilized for testing of different regenerator designs.
Although the actual project differs from the original plan, most of the tasks foreseen have
been made, and the results have already contributed to the development of the Stirling
engines.

PSO-FU2204 4 9 kW Stirlingmotor
Resumé
Projektets formål var at fremstille og instrumentere en 9 kW stirlingmotor, der alene skulle
anvendes som forsøgsmotor til detaljerede målinger i laboratoriet samt afprøve nye
komponenter og materialer med henblik på at forbedre stirlingmotorernes effekt og
virkningsgrad samt levetid. Formålet var yderligere at forbedre en simuleringsmodel, der var
udviklet i forbindelse med tidligere gennemførte projekter.
Forsøgsmotoren skulle bygge på erfaringerne fra et tidligere projekt, hvor en én-cylindret
hermetisk stirlingmotor med en el-effekt på 9 kW var udviklet. Desværre viste det sig, at der
var mange problemer med denne motors konstruktion, og der blev brugt betydelige
ressourcer og en del tid på at få de eksisterende motorer til at fungere tilfredsstillende. Det
medførte, at revisionen af den én-cylindrede motors design blev mere omfattende end
beregnet. Samtidig medførte andre problemer, at design og fremstillingen af komponenter til
den nye motor blev væsentlig forsinket, og den nye motor var derfor først samlet og klar til
afprøvning ved projektets afslutning.
En væsentlig del af projektets indhold var at afprøve forsøgsmotoren i laboratoriet og
afprøve forskellige nye forslag til komponenter og delløsninger. En af de to første 9 kW
motorer er derfor benyttet til at gennemføre mere end 75 forsøg i forskellige driftstilstande,
samt til at få afprøvet forskellige delkomponenter. Motoren er blandt andet benyttet til
afprøvning af ventiler samt nye typer smørefedt. En afprøvning med brint som arbejdsgas er
af sikkerhedsmæssige grunde erstattet af en afprøvning med nitrogen.
En ny type fiberregenerator er afprøvet i forsøgsmotoren og resultaterne sammenlignet med
den oprindelige regenerator fremstillet på DTU. Resultaterne viste, at regeneratorerne ikke
var bedre end den eksisterende type, der er fremstillet af tynd tråd, men at de nye
fiberregeneratorer meget vel kan vise sig at være billigere at fremstille.
Det er vanskeligt at måle varmeovergangstallet for regeneratorerne i en stirlingmotor, fordi
det ikke kan gøres under stationære forhold. Derfor er der udviklet en særlig maskine til at
afprøve 9 kW motorens regeneratorer under periodisk strømning. Dette er ikke set før, og
trods problemer med den elektriske varmeveksler er resultaterne meget interessante. Der er
desuden gennemført stationære målinger af trykfald, og resultaterne er benyttet til at
verificere de empiriske algoritmer i et numerisk simuleringsprogram til beregning af
stirlingmotorers egenskaber. Resultater fra dette program er efterfølgende sammenlignet
med resultater fra forsøg, som viste at der er en god overensstemmelse mellem beregnede
og målte resultater.
Selv om forløbet af projektet afviger noget fra den oprindelige plan, er de fleste af projektets
delmål opnået, og resultaterne har allerede bidraget væsentlig til udviklingen af
stirlingmotorerne.

PSO-FU2204 5 9 kW Stirlingmotor
1 Indledning
Distribueret el-produktion ved hjælp af små decentrale anlæg bliver med stor sandsynlighed
en vigtig del af fremtidens el-forsyning. Man forestiller sig, at mange små anlæg i fremtiden
samles i netværker og danner et virtuelt kraftværk, der styres centralt. Markedet for små elproducerende
anlæg ventes derfor at vokse kraftigt i de kommende år.
Kombineres el- og varmeproduktion, således at spildevarmen fra el-produktionen (kraftproduktionen)
udnyttes til opvarmningsformål, er der store miljømæssige og økonomiske
fordele at hente. Disse kraft-varme-anlæg må nødvendigvis placeres i nærheden af de
steder, hvor der er behov for den producerede varme. Det medfører, at der først og fremmest
er behov for små kraftvarmeanlæg til biomasse, fordi biomassen typisk anvendes i små
varmeanlæg med en varmeeffekt på 200 – 5000 kW.
Som en følge af behovet af små kraftvarmeanlæg til biobrændsler har man i Tyskland og
Østrig vedtaget særdeles gunstige regler for sådanne anlæg. Således afregnes el produceret
ved hjælp af biomasse på små anlæg til 0,215 EURO i Tyskland og 0,16 EURO i Østrig.
El-producerende anlæg, der anvender biomasse som brændsel, er typisk baseret på
dampturbineteknologi med en el-effekt på mellem 2 MW og 50 MW. Som følge af den høje
politiske prioritering af små kraftvarmeanlæg til biomasse i Tyskland og Østrig er de første
små anlæg med en el-effekt under 1 MW ved at komme på markedet. Disse anlæg er
baseret på forgasning af biomasse og anvendelse af forgasningsgassen i en konventionel
forbrændingsmotor. Anlæggene, der forventes at blive kommercielt konkurrencedygtige, har
en el-effekt på mindst 100 kW, og mange mener, at el-effekten skal være højere, før det er
muligt at opnå en tilfredsstillende anskaffelsespris. Kraftvarmeanlæg til biobrændsler med en
el-effekt under 150 kW kan derfor med fordel baseres på en anden teknologi.
I en stirlingmotor foregår forbrændingen ikke inde i cylindrene som i en almindelig motor,
men udenfor cylindrene. Varmen fra forbrændingen overføres til motoren i en varmeveksler.
Det gør stirlingmotoren velegnet til faste brændsler, fordi faste brændsler som flis eller andre
former for biobrændsler forbrændes på samme måde som i en almindelig varmekedel. Et lille
decentralt kraftvarmeværk til fast brændsel kan dermed opbygges ved at kombinere en
stirlingmotor med en fastbrændselskedel.
I 1989 indledtes et samarbejde mellem det daværende Vølund R & D og Henrik Carlsen,
DTU, om udvikling af store stirlingmotorer. I Energistyrelsen var man på det tidspunkt ikke
interesseret i projektet, og projektet kom alene i gang, fordi ELKRAFT stillede midler til
rådighed for udviklingen. Arbejdet var i perioden indtil 1993 koncentreret om udvikling af en
stirlingmotor med en el-effekt på 149 kW. Motoren skulle anvendes til decentral kraftvarme
og anvende flis som brændsel. I 1993 blev aktiviteterne udvidet med endnu et projekt, der
sigtede på udvikling, fremstilling og afprøvning af en stirlingmotor med en el-effekt på 35 kW,
der ligeledes anvendte flis som brændsel. Dette projekt fik tilskud fra Energistyrelsen til at
fremstille en prototype, der blev afprøvet i laboratoriet i 1996.
I samarbejde med Naturgas Midt-Nord blev der yderligere igangsat et projekt med det formål
at udviklet en mindre stirlingmotor med en el-effekt på 9 kW. Hensigten var, at denne motor
skulle anvendes i små kraftvarmeanlæg, der anvendte biogas eller naturgas som brændsel.
De danske projekter vedrørende udvikling af stirlingmotorer til decentral kraftvarme med
biobrændsler omfattede dermed ved projektet start udvikling og afprøvning af følgende to
motortyper:

PSO-FU2204 6 9 kW Stirlingmotor
1. Fire-cylindret stirlingmotor/generator med en el-effekt på 35 kW til direkte fyring med flis
og andre biobrændsler
2. Én-cylindret stirlingmotor/generator med en el-effekt på 9 kW til fyring med gasformige
biobrændsler (biogas, forgasningsgas) og naturgas
Ved projektets start i sommeren 2002 var der afprøvet 3 forskellige modeller af den 4cylindrede
motor, SM3A, SM3B og SM3C. Desuden var der fremstillet to identiske motorer af
den én-cylindrede motor type, SM5A. Status for udviklingen og afprøvningen af den éncylindrede
motor er behandlet i de følgende kapitler. Status for udviklingen, produktion og
afprøvningen af den fire-cylindrede motor medio 2005 er, at der er fremstillet 9 motorer af
den 4-cylindrede type, idet to af disse motorer er bygget sammen til en 8-cylindret enhed
med fælles generator. Følgende motortyper og anlæg er produceret:
Antal Samlet Med flis Tilskud, DK aktiviteter
Model stk. driftstimer driftstimer Driftsafprøvning
SD3A 1 2400 1400 Skarp Salling, DK Danske Energistyrelse
SD3B 1 1600 800 Ansager, DK Danske Energistyrelse
SD3C 1 9500 9000 Oberlech, A Østrigske Energistyrelse
SD3D 1+2x1 4500 4500 Lund, S og Lingenau, A Svensk og EU
SD3E 3 100 100 Feldbach & Bielefeld, A, Hjortshøj, DK ABC og Energistyrelsen
I alt 9 18100 15800
Status for afprøvningen af den fire-cylindrede motor er dermed følgende
• Afprøvningen af den første motor, type SM3A, blev afbrudt i 1999 på grund af
mekaniske problemer
• De øvrige motorer er i drift eller ved at blive sat i drift efter installation eller revision
• En motor (SM3C), som p.t. er i drift på et hotel i Oberlech i Østrig, har kørt ca. 9.000
timer med flis som brændsel.
• Motorerne har tilsammen kørt i alt ca. 18.000 timer, hvoraf ca. 16.000 timer er med flis
som brændsel
• På de seneste versioner af den 4-cylindrede motor er effekten i praksis over den
ønskede el-effekt på 35 kW og virkningsgraden er væsentligt forbedret, så varmen til
kølevandet i dag udgør ca. 90 kW ved fuld last mod tidligere helt op til 110 kW.
• Konstruktionen er løbende forbedret, så det er væsentlig nemmere at samle og
servicere den nye motor
• Driftsafprøvninger har vist, at anlæggene kan køre ubemandet i fuldautomatisk drift.
• Der er både udviklet fyringssystemer til direkte fyring med flis på en rist og til forgasning
af flis og efterfølgende afbrænding af den urensede gas i en brænder på stirlingmotoren.
Resultaterne fra nærværende projekt har haft stor indflydelse for de forbedringer, som er
gennemført ved videreudviklingen af type SM3C til de følgende modeller SM3D og SM3E.
I 2004 stiftedes selskabet Stirling.dk ApS (SD), idet DTU-Innovation investerede midler i den
videre udvikling og markedsføring. SD har indgået en licens- og samarbejdsaftale med det
østrigske firma MAWERA, som har installeret 4 anlæg i Østrig og yderligere solgt to anlæg af
to motorer hver til henholdsvis en tysk og en østrigsk kunde. Et andet resultat af dette
samarbejde er et projekt vedrørende afprøvning af nogle konkrete forslag til forbedringer af
den fire-cylindrede motor, der finansieres af det østrigske Austrian Bioenergy Centre.
SD er ved at installere en af de tre sidst producerede motorer (type SM3E) i Hjortshøj, hvor
anlægget skal producere el og varme til ca. 100 boliger. Samtidig er SD ved at revidere

PSO-FU2204 7 9 kW Stirlingmotor
anlægget i Ansager, der består af en modstrømsforgasser og en af de fire-cylindrede
stirlingmotorer, således at det kan sættes i drift i starten af 2006.
Udviklingsprojekterne er gennemført i samarbejde mellem skiftende parter med DTU som det
centrale omdrejningspunkt, og aktiviteterne har fået tilskud fra Energistyrelsen, ELKRAFT,
Naturgas Midt-Nord, EU, Austrian Bioenergy Centre m.fl.
Sammenlignes resultaterne fra ovennævnte projekter med aktiviteterne andre steder i
verden, er der næppe tvivl om, at den danske udvikling af stirlingmotorer til små
kraftvarmeværker, der anvender biomasse som brændsel, er førende trods de vanskelige
forhold for finansiering og hjemmemarked i de seneste år.
1.1 Formål med projektet
Projektets formål var at fremstille og instrumentere en 9 kW stirlingmotor, der alene skulle
anvendes som forsøgsmotor til detaljerede målinger i laboratoriet samt afprøve nye
komponenter og materialer med henblik på at forbedre stirlingmotorernes effekt og
virkningsgrad samt levetid. Formålet var yderligere at forbedre en simuleringsmodel, der var
udviklet i forbindelse med tidligere gennemførte projekter.
Ønsket om at fremstille en forsøgsmotor skal ses i lyset af, at de tidligere projekter alle
sigtede på at udvikle kraftvarmeanlæg til biomasse, der efterfølgende blev installeret hos en
vært, hvor anlægget skulle sættes i normal drift. Dermed var anlægget ikke til rådighed for
forsøg, og der var oftest lang vej fra det team på DTU, der stod for udviklingen af
stirlingmotorerne, til de værter, hvor anlæggene var installerede. Hensigten med at fremstille
en stirlingmotor til laboratorieforsøg var derfor at fokusere på udvikling og afprøvning af
forskellige forhold af betydning for stirlingmotorernes ydelse, virkningsgrad og drift.
Resultater fra forsøgsmotoren skulle yderligere anvendes til at evaluere
simuleringsprogrammet ved bl.a. at afprøve specielle komponenter, der alene er fremstillet
med henblik på at eftervise modellens godhed. Desuden ønskes en evaluering af
stirlingmotoren som "prime mover" i små kraftvarmeinstallationer.
Følgende emner ønskedes undersøgt:
• Dellast. Undersøgelse af de tekniske muligheder for effektregulering af motorerne
undersøges inklusive måling af forsøgsmotorens egenskaber under dellast.
• Test af ventiler. Undersøgelse af mulighederne for at forbedre ventilernes pålidelighed
og levetid.
• Test af slidmaterialer. Undersøgelse af de smøringsfri stempelringe og –tætninger, som
anvendes i stirlingmotoren.
• Lejetætninger. Undersøgelse af forskellige typer smørefedt til de nåle- og rullelejer, som
benyttes i stirlingmotorerne, samt undersøgelse af lejetætningerne, der holder
smørefedtet inde i lejerne.
• Reduktion af støj. Undersøgelse af mulighederne for at reducere klaringerne i lejerne
med henblik på reduktion af mekanisk støj fra motoren.
• Brint i stedet for Helium. Undersøge af de materiale- og håndteringsmæssige
problemer ved anvendelse af brint i forsøgsmotoren.

PSO-FU2204 8 9 kW Stirlingmotor
Forbedring af simuleringsmodeller. Forbedring af den eksisterende simuleringsmodel,
der er udviklet på Inst. for Energiteknik, DTU. Der sigtes mod forbedring af beregningen
af tryktab i motoren samt udvikling af bedre delmodeller af de enkelte komponenter.
• Optimering af design-parametre. Optimering af effekt og virkningsgrad for
stirlingmotorer.
• Vurdering af stirlingmotorteknologien. Ud fra resultaterne fra laboratorieforsøg og
beregninger vurderes stirlingmotorernes potentiale som basismodul i små
kraftvarmeanlæg til biobrændsler.
Budgettet taget i betragtning er listen over opgaver og emner, der ønskedes undersøgt,
omfattende. Som følge af store mekaniske problemer med de to 9 kW motorer, der er
udviklet i forbindelse med et tidligere projekt, har det heller ikke været muligt at gennemføre
projektet som planlagt. Først langt inde i projektet var der skabt et overblik over årsagen til
problemerne, og det var derfor ikke muligt at nå at udvikle en ny motor, fremstille den og
anvende den til de planlagte forsøg. Projektforløbet blev derfor ændret, således at en af
motorerne fra det tidligere projekt blev bragt i køreklar stand, og forsøgene blev derefter
gennemført med denne motor, samtidig med at den nye motor blev detailkonstrueret og
komponenterne fremstillet.
Projektet har yderligere været påvirket af, at der ikke i samme omfang som planlagt har
været projektmidler til rådighed, så det har været muligt at fastholde en fast projektstab med
9 kW motoren som fokus. Der har derfor været en stor udskiftning af medarbejdere under
projektforløbet, hvilket har medført betydelige vanskeligheder for gennemførelsen af
projektet.
2 Udvikling af stirlingmotor til forsøg
Stirlingmotoren er baseret på en lukket termodynamisk proces, hvor det er den samme
arbejdsgas, der gennemfører en cyklisk proces. Stirlingmotorens arbejdsprincip er nærmere
beskrevet i bilag 1. Normalt benyttes Helium som arbejdsfluid, da denne gas har lav friktion
og gode varmetransport egenskaber. Varmen overføres til og fra processen ved hjælp af
varmevekslere. Forbrændingen foregår dermed ikke inde i motorens cylindre, men udvendigt
som i en almindelig kedel, således at forbrænding og mekanik er fuldstændig adskilt. Dette
er en stor fordel ved anvendelse af faste brændsler og andre vanskelige brændsler.
2.1 Grundlæggende konstruktion af stirlingmotorerne til biobrændsler
Adskillelsen af forbrænding og mekanik gør det muligt at fremstille en hermetisk
stirlingmotor, hvor generatoren er indbygget i et tryksat krumtaphus på samme måde som
elmotoren er indbygget i en hermetisk kølekompressor.
Sammenlignet med andre teknologier har den hermetiske stirlingmotor til små, decentrale
kraftvarmeværker følgende fordele:
• Simpel opbygning
• Høj virkningsgrad i forhold til størrelsen.
• Lave emissioner uden anvendelse af katalysatorer
• Lang levetid med at lavt behov for service
• Ingen reduktion af effekt og virkningsgrad med tiden
• Mulighed for at anvendelse af mindre rene brændstoffer som f.eks. fyringsolie og
biomasse

PSO-FU2204 9 9 kW Stirlingmotor
Stirlingmotorens eksterne varmetilførsel gør den særligt velegnet til vanskelige brændsler.
Varmen overføres fra forbrændingen til motoren gennem en varmeveksler ved ca. 700 C, og
partikler i røggasserne er derfor ikke et stort problem. Det er derfor en oplagt mulighed at
anvende stirlingteknologien i små biomassefyrede kraftvarmeværker.
Det særlige ved de dansk-udviklede stirlingmotorer er, at de i modsætning til andre
stirlingmotorer er konstrueret direkte til at anvende brændsler, som er vanskelige at anvende
i almindelige motorer. Det kan f.eks. være faste biobrændsler som flis eller træpiller eller
gasformige brændsler som biogas og forgasningsgas fra forgasning af træ. Det betyder, at
varmebelastningen er lav i motorens varmeoverførende flader, og at der ikke forekommer
snævre passager, hvor partiklerne kan sætte sig og tilstoppe varmeveksleren.
Motorernes øvrige komponenter er tilpasset de kraftige rør i kedeldelen og det store indre
volumen. Det medfører, at motorernes cylindre har et forholdsvis stort cylindervolumen og et
lavt middeltryk sammenlignet med stirlingmotorer, der er beregnet til naturgas eller dieselolie.
Motorerne er yderligere konstrueret som hermetisk lukkede enheder, hvor alle de mekaniske
dele sammen med generatoren er indbygget i et lukket hus, og den eneste forbindelse fra
motorens indre til omgivelserne er kabelforbindelsen til el-nettet. På den måde undgås
bevægelige tætninger, som har givet mange problemer i stirlingmotorer med krumtaphuse, der
har forbindelse til omgivelserne.
Stempelringe og -tætninger er fremstillet af smøringsfri PTFE-materialer. En helt ny type
krumtapmekanisme sørger for, at sliddet på stempelringene er lille. Olie i motoren er helt
undgået ved at anvende fedtsmurte rulle- og nålelejer. Der skal dermed hverken skiftes olie
eller tændrør i motoren, og behovet for service er derfor reduceret til et minimum.
Som tidligere beskrevet er der udviklet to motortyper. Den største motor har 4
dobbeltvirkende cylindre og en nominel el-effekt på 35 kW. Den integrerede 6-polede
asynkron generator har en nominel el-effekt på 37 kW, hvilket medfører et omdrejningstal lidt
over 1000 omdrejninger per min. Arbejdsprocessen, der anvender Helium som arbejdsgas,
har et middeltryk på 4,5 MPa. De fire cylindre er placeret i hvert hjørne af et kvadrat, hvor de
fire hederpaneler, der udgør den varme varmeveksler, for hver af de fire cylindre danner et
kvadratisk kammer, der er placeret for enden af fyringssystemets brændkammer. Der er til
dato produceret 9 motorer i 5 generationer. Den seneste model, SM3E, er fremstillet i 3
eksemplarer, og en af motorerne har nu kørt over 4000 timer med særdeles godt resultat.
Den maksimale el-effekt ved nominel driftstilstand er 40 kW, og den interne virkningsgrad er
34% (den interne virkningsgrad defineres som motorens akseleffekt i forhold til den
varmeeffekt, der tilføres i motorens varme varmeveksler, hederen). Det er en forbedring på
15% i forhold til de tidligere modeller, hvilket først og fremmest er muliggjort som følge af
resultaterne fra dette projekt.
Den mindre motor, SM5A, har en enkelt cylinder og en nominel el-effekt på 9 kW. Motoren er
konstrueret efter de samme grundlæggende principper som den ovenfor beskrevne firecylindrede
motor, og mange af erfaringerne fra konstruktion og drift kan udveksles mellem de
to motortyper. Der blev fremstillet to prototyper af den første udgave af 9 kW-motoren, SM5A
(se ref. 1), og det var meningen at disse to motorer skulle langtidsafprøves med henholdsvis
biogas og naturgas som brændsel. Denne målsætning viste sig imidlertid at være for
optimistisk for de første prototyper af en hel ny motortype, fordi problemer med motorerne
forhindrede gennemførelsen af det planlagte testprogram.
Ifølge projektbeskrivelsen bestod en del af nærværende projektet i at gennemføre en
revision af 9 kW motorens design, så den bliver så enkel som mulig at samle og adskille, og
efterfølgende at fremstille og afprøve en ny motor, som alene skulle anvendes til forsøg.

PSO-FU2204 10 9 kW Stirlingmotor
Nedenfor er de én-cylindrede motorers opbygning beskrevet i detaljer samtidig med, at
revisionen af motorens konstruktion er behandlet.
2.2 Valg af forsøgsmotor
Valget af 9 kW-el motoren som udgangspunkt for forsøgsmotoren var betinget af, at det er
den billigste løsning både med hensyn til afprøvning af nye komponenter og med hensyn til
energiforbrug ved driftsafprøvninger. De større motorer med flere cylindre er mere
tidskrævende at samle og adskille, og det vil ofte være nødvendigt at fremstille nye
forsøgskomponenter i fire eksemplarer i stedet for én. Yderligere kan resultater fra forsøg
med den én-cylindrede stirlingmotor med en el-effekt på 9 kW direkte overføres til
udviklingen af den fire-cylindrede stirlingmotor med en el-effekt på 35 kW.
• Det er vanskeligt at få den samme driftstilstand på alle cylindre på samme tid i en motor
med mere end én cylinder, og det er derfor svært at opnå en veldefineret driftstilstand
med en fire-cylindret motor. En én-cylindrede motor er derfor mere velegnet til
laboratorieforsøg end en firecylindret motor
• Stempelringe og -tætninger samt stempelstangstætninger har samme udformning og er
fremstillet af de samme PTFE-materialer i begge motorer. Yderligere er
middelstempelhastighed og den trykvariation, som tætningerne er udsat for, identiske for
de 2 motortyper. Driftsresultater vedrørende slid af PTFE-ringene kan derfor direkte
overføres fra den én-cylindrede motor til den fire-cylindrede motor.
• Der benyttes de samme én-vejsventiler og bypass-ventiler i de to motortyper. I den éncylindrede
motor udsættes én-vejsventilerne for det dobbelte maksimaltryk i forhold til
den firecylindrede motor, og ventilerne udsættes dermed for en form for accelereret test.
Pålidelighed og levetid for disse komponenter er af stor betydning for 35 kW-motorens
drift.
• Topstykker, hederrør og stempler er fremstillet af de samme varmefaste materialer.
Erfaringer vedrørende krybning som følge af termiske spændinger samt "low cycle
fatigue" kan derfor overføres fra den ene motor til den anden.
• Begge krumtapekanismerne er opbygget efter de samme grundlæggende principper, og
der anvendes den samme type og størrelse nålelejer i begge motortyper på de
lejeforbindelser, hvor der forekommer vippe bevægelser. Hovedlejerne, som roterer med
konstant vinkelhastighed, er forskellige, men i begge motorer er der tale om rullelejer
med samme type læbetætninger til at holde fedtet inde i lejerne. Desuden er
problemstillingen med fedtsmøring af nåle- og rullelejer i et hermetisk krumtaphus med
Helium under tryk det samme i begge motortyper.
Forsøg med nye PTFE-ringe til stempel- og stempelstangstætninger gennemføres også
bedst på den én-cylindrede motor, fordi det er nemmere at adskille og samle motoren med
henblik på inspektion af de testede komponenter.
Det var hensigten at anvende erfaringerne fra de to første prototyper af den én-cylindrede
motor til at udvikle en ny motor med samme grundlæggende udformning, hvor der var taget
hensyn til den oprindelige konstruktions mindre hensigtsmæssige delløsninger. For at undgå
problemer med den nye motor var det ikke hensigtsmæssigt at fastlægge konstruktionen af
denne motor før de to eksisterende motorer kørte nogenlunde problemfrit. Der tog imidlertid
betydeligt længere tid end ventet at opnå dette, og det var først i efteråret 2003, at årsagerne
til problemer med de eksisterende motorer var kortlagt og nye løsninger identificeret.
Årsagen til en væsentlig del af problemerne var en uhensigtsmæssig udformning af de
eksisterende motorers krumtapmekanisme, der førte til høje belastninger på de
komponenter, der fikserer hovedleje og svingarmenes akseltappe i motorblokken. De høje

PSO-FU2204 11 9 kW Stirlingmotor
belastninger samt fejl under fremstillingen af motorernes komponenter var den direkte årsag
til adskillige havarier under driftsafprøvningen.
Motorens kompakte design medførte andre problemer, idet de forholdsvis store
trykvariationer i krumtaphuset medførte, at smørefedt blev pumpet ud af lejerne. Det var dels
et problem for lejerne, men det var også et problem for stangtætningen, der blev ødelagt af
fedt, der ramte stempelstangen. Der har yderligere været problemer med regulering af
trykket i krumtaphuset samt med slaglodningen af komponenter i krumtapmekanismen. Også
svejseprocessen, der er anvendt til fastgøring af hederrørene til topstykket, har givet
problemer.
Mange af problemerne har ført til havarier, og det har været tidskrævende at finde nye
løsninger og fremstille nye komponenter, for derefter at afprøve dem i motoren. Erfaringerne
fra afprøvningen af de eksisterende motorer har ført til følgende konklusioner:
Krumtapmekanisme:
• Belastningerne på bagpladen i krumtaphuset er uhensigtsmæssigt store
• Momentet på de akseltappe, der fikserer svingarmene til bagpladen, skal reduceres
eller elimineres.
• Som følge af motorens kompakte design er trykvariationen i krumtaphuset under drift
forholdsvis stort, hvilket medfører, at trykvariationerne pumper fedtet ud af lejerne
• Når lejerne, der forbinder åget med arbejdsstemplets plejlstang, er udluftet ind mod
stempelstangen, medfører trykvariationerne i krumtaphuset, at smørefedtet bliver
”skudt ud” på stempelstangen, således at stangtætningerne bliver ødelagt.
• Den eksisterende styring af krumtaphusets tryk i forhold til middeltrykket i cylinderen
fungerer ikke efter hensigten
• Slaglodning af dele i mekanismen bør undgås af hensyn til styrken
• Motorens svinghjul er for lille, hvilket medfører at motoren får en ujævn gang, hvilket
igen fører til en lav cos og en høj maksimalværdi for strømmen.
• For at opnå optimal fasevinkel mellem stempel positioner er der monteret en exentrik
på krumtapakslen. Denne konstruktion øger komplexiteten af mekanismen væsentligt.
Topstykke og brænder
• Den proces, der er benyttet til svejsning af hederrørene til topstykket, er ikke velegnet.
• Luftforvarmerens udformning er uhensigtsmæssig, da kapacitetsstrømmen af
luftstrømmen på den udvendige side af varmeveklserens rør ikke er jævnt fordelt over
alle rørene, mens fordelingen af røggas på rørenes indvendige side er mere jævnt
fordelt. Dette fører til tab ef effektivitet for lufoen
Generator
• Strømgennemføring til generatoren skal flyttes, så der bliver mere plads til montage og
ledningsføring.
2.3 Design af 9 kW forsøgsmotor
Den nye motor, der er udviklet i forbindelse med nærværende projekt, er som ovenfor nævnt
baseret på erfaringerne fra de første 9 kW motorer (typebetegnelse SM5A). Den nye motor
betegnes i det følgende SM5B. Det er en én-cylindret stirlingmotor af ¡ -typen, hvor
arbejdsstempel og fortrængerstempel er placeret i samme cylinder (se bilag 1). Motoren er
som de tidligere motorer konstrueret som en hermetisk enhed, hvor generatoren og alle
stirlingmotorens mekaniske dele er bygget ind i en lukket beholder, som udgør motorens
krumtaphus. Den eneste forbindelse fra motorens indre til omgivelserne er kabelforbindelsen
til el-nettet. På den måde undgås bevægelige tætninger, som har givet mange problemer i

PSO-FU2204 12 9 kW Stirlingmotor
stirlingmotorer med konventionelle åbne
krumtaphuse. Den integrerede asynkron
generator har 6 poler svarende til et
omdrejningstal på ca. 1000 min-1, og
generatorens nominelle el-effekt er 11 kW.
Figur 2.1 viser princippet i den hermetiske
stirlingmotor af ¡ -typen.
For at undgå problemer med olie, der
trænger op i arbejdsvolumenerne fra
krumtaphuset, anvendes fedtsmurte rulle-
og nålelejer. Stempelringe og
stangtætninger er fremstillet af PTFE med
forskellige former for fyldstoffer. Motoren
anvender Helium som arbejdsgas ved et
middeltryk på 8 MPa. Motoren er udviklet til
først og fremmest at anvende gasformige
brændsler, og dette er baggrunden for, at
middeltrykket er noget højere end i den 4cylindrede
35 kW motor.
Den nye 9 kW motors grundlæggende udformning er ikke ændret i forhold til de første
motorer. Det betyder at motorens boring og slaglængde for både arbejdsstempel og
fortrænger er uændret, ligesom der heller ikke er ændret på antal og dimensioner af rørene i
køler og heder samt regeneratorens dimensioner. Som følge af de i foregående afsnit
nævnte konklusioner er der imidlertid lavet en omfattende revision af motoren.
Konstruktionen er ændret på følgende punkter:
Krumtapmekanisme:
Figur 2.1 Principskitse af hermetisk en-cylindret
motor.
• Krumtapmekanismen er redesignet med udgangspunkt i en ny idé til en ændret
geometri. Der er opnået følgende forbedringer:
1. Den reviderede krumtapmekanisme medfører, at den ønskede fasevinkel
mellem fortrænger- og arbejdsstempel er en direkte følge af mekanismens
geometri, hvilket medfører en væsentlig simplifikation af mekanismen både
med hensyn til antallet af komponenter, men også montage og demontage.
2. Den reviderede krumtapmekanisme medfører en væsentlig reduktion af
kræfterne på mekanismens komponenter og dermed også på bagpladen.
3. Momentet på akseltappene til svingarmene er elimineret, og akseltappene er
ikke længere monteret på bagpladen, men direkte i krumtaphuset. Dette
reducerer yderligere kræfterne på bagpladen.
• Alle lejer er udluftet i omdrejningscentret, og lejerne, der forbinder åget med
arbejdsstemplets plejlstang, udluftes ikke ind mod stempelstangen men direkte til
krumtaphuset. Dermed er problemerne med at smørefedt pumpes ud af lejerne som
følge af trykvariationer i krumtaphuset løst. Desuden kan fedtet ikke blive ”skudt ud” på
fortrængerens stempelstang.
• En ny styring af trykket i krumtaphuset i forhold til arbejdsvolumenernes middeltryk er
udviklet og afprøvet på de eksisterende motorer. Styringen består af en kontrollerbar
læk, der forbinder de to volumener.
• Åg og svingarme fremstilles af højstyrkestål (Weldox 700), hvor den udvendige kontur
vandstråleskæres, så lodning helt undgås.
• Den nye motors svinghjul er mere end dobbelt så stort som svinghjulet på de
oprindelige motorer.

PSO-FU2204 13 9 kW Stirlingmotor
Topstykke og brænder:
• En ny metode til montering af hederrør på det varme topstykke er identificeret og
implementeret på den nye motor. Dermed er svejseprocessen simplificeret, så
vanskeligheder med svejserevner ved svejsning af rørene til topstykket kan undgås.
• En helt ny luftforvarmer er udviklet, hvor strømningen af både luft og røggas er jævnere
fordelt.
Generator:
• Strømgennemføringen til generatoren er redesignet på basis af de gode erfaringer fra
strømgennemføringerne på de større 35 kW motorer.
Mens den første motor, SM3A, var konstrueret og detailtegnet ved hjælp af 2D-CADprogrammet
AutoCad, er hele konstruktionsarbejdet vedrørende den nye motor gennemført i
3D-CAD-programmet AutoDesk Inventor. Det har givet nogle udvidede muligheder for at lave
en hensigtsmæssig konstruktion, men det har samtidig været et større arbejde end forudset
at lave hele tegnearbejdet fra grunden. Det er nemlig ikke muligt at overføre tegninger fra
AutoCad til Inventor, fordi der ligger en helt anden tankegang til grund for at arbejde i 3D-
CAD-programmet. I alt er der lavet ca. 200 tegninger til fremstillingen af motoren, og meget
få af disse tegninger er uændrede i forhold til den tidligere type SM5A-motor (se tegningsliste
og detailtegningen af enkelte hovedkomponenter i bilag 3)
Figur 2.2 og 2.3 viser den nye motors opbygning. Nedenfor er den nye konstruktion
kommenteret i detaljer: Motorens grundlæggende data fremgår af tabel 2.1. Sammenlignet
med andre stirlingmotorer i effektområdet fra 2 kW til 20 kW fremstår den nye konstruktion
som både mere enkel, mere kompakt og mere robust. Nedenfor er motorens konstruktion
beskrevet i detaljer.

Luft ind
PSO-FU2204
Gas
14 9 kW Stirlingmotor
Forvarmet
Luft
Røggas
Forbrænding
Røggas
ud
9
10
11
12
13
14
15
1
0 100 200 300 400 500 600 700
Figur 2.2: Tegning af SM3B forfra.
2
3
4
5
6
7
8
16
18
Pos. Description
1 Gas brænder
2 Hederrør
3 Expansionsvolumen
4 Fortrængerstempel
5 Topstykke
6 Regenerator
7 Køler
8 Bypassventil
9 Luftforvarmer
10 Kølevand ud
11 Kompressionsvolumen
12 Arbejdsstempel
13 Bagplade til mekanisme
14 Arbejdsåg
15 Fortrængeråg
16 Arbejdssvingarm
17 Hermetisk signalgennemføring
18 Fortrængersvingarm
19 Dæksel
20 Svinghjul
21 6 polet asynkron generator
22 Kølevand ind
23 Krumtap
24 Balancevægt
25 Krumtaphus
26 Hermetisk effektudtag
17
mm

19
PSO-FU2204 15 9 kW Stirlingmotor
Tabel 2.1: Specifikationer for 9 kWel
stirlingmotor, SM3B
Boring, mm 114
Slag, mm 54
Fasevinkel, o 79
Antal cylindre 1
Omdrejningshastighed, rpm 1015
Middeltryk, MPa 8.0
Arbejdsgas Helium
Generatorvirkningsgrad, % 89
Driftsdata ved nominel driftstilstand:
Hederrørstemperatur, o C 740
Kølevandstemperatur, frem, o C 55
Akseleffekt, kW 10
El-effekt, kW 9
Vægt inkl. brænder, kg 600
Længde, m 1,0
Bredde, m 0,6
Højde, m 1,75
20 21 22 23 24 25
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Figur 2.3: Snittegning af SM3B fra siden. Bemærk at snittet er forsat, således at man ser centeret i cylinderen
samtidig med centeret i krumtappen.
26
mm

PSO-FU2204 16 9 kW Stirlingmotor
2.4 Cylinder med topstykke, heder, regenerator og køler
Motorens interne varmevekslere består af en heder, hvor varmen tilføres, en regenerator,
hvor varmen lagres, og en køler, hvor den overskydende varme fra processen fjernes. De tre
varmevekslere er anbragt som en rotationssymmetrisk ring om fortrængerstemplets cylinder,
således at kølevandet i køleren samtidig sørger for at holde temperaturen på fortrængerens
cylinderoverflade på et lavt niveau.
Figur 2.4: Snit I topstyke som det er på de to første motorer. Bemærk at kuplen er lavet som en tolags
konstruktion, og at hederrørene er svejset direkte i kupelmaterialet.
Figur 2.5: Motorens topstykke består af en kuplet endebund I 2 lag, hvor der er påsvejset en flange
og boret huller til montering af hederrørene. I det nye topstykke samles 4 hederrør i et samlestykke til
et fælles tilslutningsrør, således at de 32 hederør kun medfører 8 svejste rørtilslutninger i topstykket.

PSO-FU2204 17 9 kW Stirlingmotor
De U-formede hederrør forbinder det varme ekspansionsvolumen over fortrængeren med
regeneratoren, der sidder i en ring om fortrængercylinderen. Hederen består af 32 rør, ø8 x
2,5 mm, i materialet Alloy 800H, der er bukket og monteret på topstykket ved at svejse
rørenderne indvendigt. Før svejsningen er der monteret finner. På grund af problemer i den
oprindelige konstruktion med svejserevner i svejsningen af hederrørene til topstykket er
hederen forsøgt udformet på en måde, så dette problem reduceres. Figur 2.5 viser den nye
konstruktion og til sammenligning er den gamle konstruktion vist på fig. 2.4. Som det fremgår
af figuren er der på den nye konstruktion indført nogle samlestykker, hvor fire hederrør
samles til et større rør. Mellemstykke, finner og hederrør loddes sammen i vakuum med
nikkel som lod. Dermed er der
kun 2 x 8 rørender, der skal
svejses til topstykket, og
rørendernes godstykkelse er
større. Finnerne er fælles for
alle fire rør i et sæt, således at
hederen er 8-kantet, når den
er samlet.
Figur 2.6: Køler til 9kW motor. De to huller på forsiden er ind-
og udløb til vand. De mange små huller der ses på oversiden er
enderne på Heliumrørene, rørne kan også ses igennem
hullerne på forsiden. Fortrængerstemplet tætner og styrer
indvendig i den store center boring.
Topstykkets kuplede
endebund er koldpresset af 2
lag plade. Efter påsvejsning af
flange, hederrør og
indercylinder, varmebehandles
topstykket, hvorefter det
bearbejdes til de færdige mål.
Der er yderligere svejset en
plade fast på flangen til
montering af gasbrænderen.
Regeneratoren er fremstillet af
tynd rustfri tråd, der er
behandlet i en særlig proces
og presset til den endelige
form i et presseværktøj.
Køleren er af ”tube and shell”
typen med Helium
arbejdsgassen indvendigt i
rørene, og kølevandet
strømmende på tværs uden
på rørene (se figur 2.6). Der er
brugt ressourcer på at prøve
at finde enklere løsninger end
tynde rustfri rør, der er vacuumloddet i et rustfrit hus, men dette har ikke medført store
forbedringer.
Køleren er monteret i en mellemblok, således at det er muligt at demontere topstykke med
brænder og køler ved blot at løsne 4 bolte. Når hele cylinderen med topstykke, køler og
brænder er demonteret, kan man umiddelbart skifte stempeltætninger og stangtætninger.
Det betyder, at et service er nemt og hurtigt at lave, hvilket er vigtigt, fordi det forventes at
det er nødvendigt at skifte disse tætninger efter ca. 8.000 timers drift. Hvis en almindelig
husholdningsbil kører 8.000 timer i en tilsvarende driftstilstand (fuld last og moderat
omdrejningstal) svarer det til ca. 1 mill. km mellem service.

PSO-FU2204 18 9 kW Stirlingmotor
2.5 Krumtapmekanisme
Krumtapmekanismen i den én-cylindrede motor er baseret på to fire-ledsmekanismer, der
vender henholdsvis opad og nedad som vist på figur 2.7. Hver af de to fireledsmekanismer
består af et trekantet åg og to drejelige forbindelser til krumtaphuset. De tre hjørner på et åg
er forbundet til hhv. krumtaphuset via en arm med en fast længde, krumtapakslen, og en
forbindelse til stemplet. De to mekanismer er ens, idet de er spejlet omkring et vandret plan.
Fortrænger
Arbejds
stempel
Figur 2.7: Den samlede krumtapmekanismes
struktur .
(Xc,Yc)
Figur 2.8 Grundmekanismens struktur.
Den generelle udformning af
fireledsmekanismen er vist på figur 2.8.
Trekanten med siderne b og R og vinklen
t er forbundet til to faste
omdrejningspunkter O2 og O4 ved hjælp
af armene a og c. Når vinklen alfa
ændres, beskriver koble-punktet (xc, yc)
et kurveforløb. Forbindes koble-punktet
(xc, yc) til stemplet, mens armen a er
krumtapbugten, der roterer om O2, er det
muligt at bestemme længden af a, b, c, d
og R således, at punktet (xc, yc) bevæger
sig tilnærmelsesvis på en ret linje. Hvor
lille fejlen er, afhænger af størrelsen af
åget i forhold til slaglængden. I
designfasen må man altså beslutte hvor
stort krumtaphuset må blive, for at
forbedre liniariteten af stempelføringen.
Mekanismens dimensioner er optimeret
således, at punktet (xc, yc), der er
forbundet til stemplet, bevæger sig
indenfor et rektangel med en bredde der
er 200 gange længden. Slaglængden er
ca. 2 2 gange radius på den roterende
arm, dvs. krumtappens forsætning = a.
Fasevinklen mellem de to stemplers position
er givet ved summen af vinklerne t.

PSO-FU2204 19 9 kW Stirlingmotor
Figur 2.9: Gammel (øverst) og ny mekanisme.
Figur 2.10:
Mekanismens fysiske
udformning
Gamle mål:
a 19
b 95,96
c 95,9
d 134,8
R 136,03
t 45°
G 95
Slag 54,144
Side 0,2798
Nye mål:
a 20,7
b 97
c 116,72
d 151
R 125,96
t 39,6367°
G 79
Slag 54,079
Side 0,2713
Figur 2.9 (øverst) viser
geometrien i de to første
motorers krumtapmekanisme
sammenlignet med den nye
mekanisme. På den øverste,
gamle, geometri ses det at
vinklen t er 45°. Ser man på
begge ågs bevægelse, er
fasevinklen mellem
topdødpunktet for stemplerne
90 o . Dette er lidt i overkanten
af, hvad der er
hensigtsmæssigt, og den ene
mekanisme er derfor forskudt
14 grader på krumtapbugten,
med en eksentrik, således at
den faktiske fasevinkel
mellem fortrænger og
arbejdsstempel er 76 o .
Den nye mekanisme har en
værdi af ”t” på 39,63°,
svarende til en fasevinkel på
79,27° uden eksentrik. Den
termodynamiske konsekvens
af ændringen er lille, men de
konstruktionsmæssige fordele
er meget store. Bemærk at
værdien af ”G” er reduceret
fra 95 til 79mm. Det betyder at
cylinderaksen kommer tættere på krumtaphusets
symmetriakse. Det giver en mere harmonisk motor med
mindre vibrationer. Slaglængde og sidebevægelse er næsten
uændrede. Karrakteristisk for den nye mekanisme er at
svingarmene skal lejres i større afstand fra krumtapakslens
center, end i den gamle mekanisme. Det har medført en mere
kompleks bearbejdning af krumtaphuset. Tidligere er nævnt
problemet med stivheden af svingarmens befæstning på
bagpladen. Dette problem elimineres ved at fæstne
svingarmsakslen direkte i krumtaphuset. Således er der god
sammenhæng i det nye design.
Koblepunktets bevægelse tilnærmelsesvis på en ret linje
medfører, at det er muligt at undgå krydshoveder i motoren til
at optage de kræfter vinkelret på bevægelsesretningen, der er
en følge af, at kræfterne ikke overføres i samme retning som
cylinderens centerlinje. For en oliefri krumtapmekanisme som
den her anvendte er det en særlig fordel at undgå
krydshoveder, fordi disse kræver en eller anden form for
smøring.

PSO-FU2204 20 9 kW Stirlingmotor
Figur 2.11: Foto af ny mekanisme.
Det kan ses af figur 2.11 at lejetapperne til krumtapmekanismens to svingarme ikke er
monteret på bagpladen som i den tidligere motor, men direkte i krumtaphuset, idet der er
bearbejdet to ”øjer” direkte i krumtaphuset.
Figur 2.9 viser resultatet af optimeringen af fire-ledsmekanismen med en fasevinkel på 2 x
39 o = 78 o og den ønskede slaglængde på 54 mm. Koblepunktet W’s bevægelse vinkelret på
stempelbevægelsens længderetning er mindre end ± 0,15 mm, hvilket svarer til en
tværbevægelse, der udgør mindre end 0,5 o /oo af slaglængden. Den mindre vinkel i ågets
spidse trekant medfører, at forholdet mellem slaglængden af koblepunktet og
krumtapbugtens diameter bliver mindre, og maksimalkraften på hovedlejerne tilsvarende
mindre. Tabellen nedenfor viser en sammenligning af den gamle og den nye mekanisme:
Gamle mek. Nye mek.
Slaglængde, mm 54 54
Tværbevægelse, mm 0,28 0,27
Koblepunktets faseforskydning, o 45 39,6
Maksimalkraft på stempel, kN 15 15
Maksimalkraft på plejlstangsleje, N 21,2 19,3
Akseltappe
Som det fremgår af tabellen er maksimalkraften på plejlstangslejerne reduceret med 10%, og
bortset fra lejerne på arbejdsstemplets forbindelse til åget er kræfterne på alle lejer reduceret
med 10%. For de anvendte nåle- og rullelejer betyder en 10% reduktion af belastningen en
forøgelse af levetiden på næsten 40%.
For at opnå den ønskede slaglængde på 54 mm for den nye krumtapmekanisme, er
krumtapbugtens forsætning øget fra 19 mm til 20,7 mm, hvilket bl.a. har medført, at det var
nødvendigt at anvende et større hovedleje end tidligere.

PSO-FU2204 21 9 kW Stirlingmotor
Figurene 2.3, 2.10 og 2.11 viser den praktiske udformning af krumtapmekanismen i den nye
motor. Sammenlignes med de første motorer som vist på figur 2.9 ses, at cylinderens
centerakse er flyttet nærmere til krumtappens omdrejningspunkt, mens de to svingarme, der
forbinder åget med krumtaphuset, er blevet længere. Netop de længere svingarme er den
vigtigste grund til at ændre udformningen af krumtapmekanismen. Som det ses er
svingarmenes lejring nu en fast del af krumtaphuset i modsætning til den gamle udformning,
hvor svingarmenes lejring var boltet fast på bagpladen. Dermed er hovedårsagen til de
mange havarier elimineret.
I den oprindelige krumtapmekanismes konstruktion var der inkluderet en balancemasse, der
skulle reducere vibrationerne som følge af stemplernes massekræfter i lodret retning.
Balancemassen var placeret på en forlængelse af det åg-par, som forbandt arbejdsstemplet
til krumtappen. En nærmere analyse af de dynamiske kræfter i konstruktionen viste, at
balancemassen skulle være 5 gange tungere for at bidrage væsentligt til reduktion af
vibrationerne. Det er der slet ikke plads til i krumtaphuset, og det blev derfor besluttet helt at
fjerne den. Dermed var endnu en mulig årsag til havari fjernet, da balancemassen var faldet
af under langtidsafprøvningen af den motor, der kørte med biogas som brændsel.
2.6 Krumtaphus
Krumtaphuset er ændret betydeligt i forhold til den første model. Dels krævede den nye
mekanisme, at afstanden mellem cylinderens centerlinje og krumtappens centerlinje blev
reduceret, og dels er svingarmene, der forbinder ågene med et fast punkt, nu lejret direkte i
krumtaphuset.
Svinghjulet er monteret på krumtappen mellem hovedlejet ved kumtapbugten og rotoren til
generatoren. For at forbedre kvaliteten på den producerede strøm, er svinghjulets tykkelse
mere end fordoblet, og krumtaphuset er forlænget tilsvarende. For at reducere vægten af
krumtaphuset og for at undgå problemer med deformationer af endebunden, er den flade
endebund erstattet med en kuplet endebund og en separat fikstur til kuglelejet for enden af
krumtappen. Samtidig er nettilslutningens gennemføring placeret i midten af endebunden,
således et der er god plads til ledningsføringen på indersiden af krumtaphusets trykbærende
væg.
Figur 2.13 viser.et foto af den nye 9 kW motor, SM5B, monteret i en ramme med gasrampe,
blæser og regulering, og figur 2.12 viser et print fra 3D-CAD programmet fra samme vinkel.
Resultatet af udviklingsprojektet er en gennemgribende rekonstruktion af motorens design,
som forventes at være væsentlig forbedret på en række punkter.

PSO-FU2204 22 9 kW Stirlingmotor
Figur 2.12. Den nye 9 kW motor
modeleret ved hjælp af 3D-CAD
programmet Inventor
Figur 2.13. Den nye 9 kW motor
fotograferet efter samling.

PSO-FU2204 23 9 kW Stirlingmotor
3 Laboratorieforsøg
Som tidligere nævnt var det
hensigten at udvikle en ny
motor til forsøg baseret på
erfaringerne fra de to første
prototyper af den éncylindrede
9 kW motor,
SM5A. Den oprindelige
motors konstruktion viste sig
imidlertid ikke at være særlig
driftssikker, og det var
nødvendigt at reparere
motorerne efter adskillige
havarier. For at undgå at
gentage grundlæggende fejl i
udformningen af den nye
motor blev
konstruktionsarbejdet
udskudt i længere tid, indtil
alle problemerne med de
eksisterende motorer var
undersøgt og løsninger på
problemerne identificaret. Det
medførte, at konstruktionen
af den nye motor dels blev
væsentligt forsinket og dels
mere omfattende end
oprindelig planlagt.
På grund af de mange
problemer med de første
motorer var det kun den ene
motor, SM5A-001, der blev
installeret hos en anlægsvært
og afprøvet over en længere
periode. Den anden motor,
Figur 3.1: Foto af den ene af de første motorer. Denne motor
er benyttet til laboratorieforsøgene.
SM5A-002 blev derfor installeret i laboratoriet og anvendt til at gennemføre de planlagte
forsøg i dette projekt i stedet for den nye motor, som ikke kunne nå at blive færdig. Figur 3.1
viser den ”gamle” 9 kW motor (SM5A) monteret på en ramme med luftblæser og
gasregulering. I bilag 4 er denne motor beskrevet i detaljer.
Efter at motorens krumtapmekanisme og varme topstykke var repareret, gennemførtes en
indledende afprøvning. Ved denne afprøvning blev det konstateret, at trykket i krumtahuset
varierede langsomt med en periodetid på 10 – 15 minutter og en amplitude på 3 – 5 bar.
Dette er ikke et problem under drift i en almindelig kraftvarmeinstallation, men det er
uhensigtsmæssigt, når motoren skal bruges til forsøg, fordi det ikke er muligt at opnå en
veldefineret stationær tilstand.

PSO-FU2204 24 9 kW Stirlingmotor
Tabel 3.1
Arbejdsgas Cylindertryktryk, max Bar 95
Cylindertryktryk, min Bar 58
Cylindertryk, krumtaphus Bar 72
Røggas Temperatur efter lufo
o
C 400
Temperatur før lufo 638
Luft Temperatur efter lufo 511
Effektivitet, lufo 0,7928
Kølevand Temperatur før generator
o
C 30,3
Temperatur før køler/motor
o
C 31,9
Temperatur efter køler/motor
o
C 43,1
Flow m 3 /h 1,467
Cooling incl. Generator kW 21,839
Cooling, engine ex. Generator kW 19,109
Hat Temperatur
o
C 681
Rør Temperatur
o
C 755
Gas Volumenflow, start m 3
1,46
Volumenflow, slut m 3
1,765
Tid s 300
Flow m 3 /h 3,66
Forbrug kW 39,65
Luft Volumenflow, start m 3
70
Volumenflow, slut m 3
73,35
Tid s 310
Flow m 3 /h 38,903
Luft/brændstof 10,629
Generator Eleffekt, ekstern måler kW 9,49
Cos fi, ekstern måler 0,657
0
Motor Virkningsgrad 0,2393
Forskellige løsninger til dette
problem blev diskuteret og det
blev besluttet at erstatte det
eksisterende aktive system til
kontrol af forholdet mellem
cylinderens middeltryk og
krumtaphusets tryk med et
passivt system bestående af en
variabel læk, der kunne
reguleres, således at
middeltrykket ikke ændrede sig
under forsøgene. En
afprøvning af systemet viste, at
det var muligt at indstille
lækken således, at trykket ikke
ændrede sig måleligt, og uden
at motorens effekt blev
påvirket. Figur 3.2 viser
blokken med Helium ventiler og
manometre
Der er anvendt naturgas som
brændsel under forsøgene.
Tabel 3.1 viser de
gennemsnitlige måleresultater
efter en én-times testperiode i
referencetilstanden.
Energiforbrug og virkningsgrad
er baseret på nedre
brændværdi af naturgassen,
som er opgivet til 39 MJ/kg.
Ved vurderingen af
virkningsgraden skal man tage
hensyn til, at luftforvarmerens effektivitet kun er 75%. Luftforvarmeren til den nye motor er
væsentlig forbedret, og det forventes, at virkningsgraden er ca. 1,5% point højere for den nye
motor. Dataopsamlingssystemet er baseret på en PLC, der registrerer alle temperaturer og
øvrige ”langsomme” signaler, der anvendes til styring og overvågning af motoren. En PC
læser efterfølgende de digitaliserede måleværdier i PC-ens lager. Hurtige signaler
registreres direkte i PC-en ved hjælp af det installerede A/D-kort med en maximal
samplingsfrekvens på 120 kHz. Data fra målinger af kølevandsflow og temperaturer til
beregning af den afsatte effekt i kølevandet overføres ved hjælp af en RS232 seriel
forbindelse. Figur 3.3 viser det nye dataopsamlingssystem.

PSO-FU2204 25 9 kW Stirlingmotor
Figur 3.2: Forsøgsmotoren med focus på ventilblokken med manometer og haner.
Figur 3.3: Styring og dataopsamling.

PSO-FU2204 26 9 kW Stirlingmotor
3.1 Resultater fra laboratorieafprøvning af SM5A
Som en del af projektet er der gennemført et større måleprogram, hvor egenskaberne for 9
kW-motoren, SM5A-002, er blevet kortlagt. Måleresultaterne skal blandt andet anvendes til
at sammenligne med resultater fra en model til simulering af stirlingmotorens egenskaber. I
løbet af måleserien er der i alt lavet 76 målinger af stationære driftstilstande. Forsøgene i
DTU’s laboratorium omfatter måling af den stationære tilstand for forskellige kombinationer af
følgende parametre:
• middeltryk
• hederrørenes temperatur
• kølevandets temperatur
En tabeloversigt over målingerne kan ses i bilag 5, hvor de vigtigste resultater er vist, og de
følgende figurer illustrerer de målte data. Figur 3.4 viser motorens elektriske effekt som
funktion af hederrørenes temperatur. Alle de på figurerne viste forsøg er gennemført med
Helium som arbejdsgas. Teksten på figurerne henviser til:
R0: Regenerator type 0, som er standard regeneratoren fremstillet på DTU
P50, P65, P80: Middeltryk, 50 bar, 65 bar, 80 bar
K40, K55, K79: Kølevandstemperatur, 40°C, 55°C, 70°C
Figur 3.5 viser den elektriske virkningsgrad som funktion af hederrørenes temperatur for de
samme måledata, som ovenfor. Virkningsgraden er beregnet som forholdet mellem den
producerede elektriske effekt og forbruget af naturgas beregnet på basis af den nedre
brændværdi. Resultaterne viser, at den maksimale el-effekt er målt til næsten 11 kW
eksklusive egetforbrug til blæser og styring og den maksimale virkningsgrad til 26%.
Egetforbruget udgør ca. 300 W ved fuld last.
Som forventet stiger motorens effekt og virkningsgrad som funktion af hederrørenes
temperatur, mens stigende kølevandstemperatur medfører et fald i effekt og virkningsgrad.
En nærmere analyse viser også, at motorens effekt er nærmest proportional med
middeltrykket, mens trykket har mindre betydning for virkningsgraden.
Som anført I projektansøgningen var det hensigten at gennemføre forsøg med brint som
arbejdsmedie. Som beskrevet i afsnittet om brint, afsnit 5.4, er fordelene ved anvendelse af
brint i den én-cylindrede motor begrænsede, og sikkerhedsproblemerne taget i betragtning
blev det derfor besluttet ikke at gennemføre brint-forsøgene som planlagt. Af hensyn til
sammenligning af måleresultater med resultater fra modellen til simulering af stirlingmotorers
egenskaber, blev det besluttet at gennemføre en række forsøg med nitrogen som
arbejdsmedie. Viskositeten for nitrogen er højere end for Helium og varmeledningsevnen er
lavere, hvilket medfører, at motorens egenskaber ændres væsentligt. Det er ikke nogen
fordel under almindelig drift, men når man alene skal anvende resultaterne til sammenligning
med resultater fra simulering, er der en stor fordel. Det skyldes, at de høje strømningstab og
den lave varmeledningsevne stiller større krav til nøjagtigheden af de modeller, der
anvendes i simuleringsprogrammet. Resultaterne med nitrogen som arbejdsmedie er
nærmere beskrevet i afsnit 4.2 vedrørende simuleringsmodellen.

PSO-FU2204 27 9 kW Stirlingmotor
El-power, kW
12,00
11,00
10,00
9,00
8,00
7,00
6,00
5,00
Regenerator test
4,00
500 550 600 650 700 750
Finned tube temp., °C
R0-P50-K40
R0-P50-K55
R0-P50-K70
R0-P65-K40
R0-P65-K55
R0-P65-K70
R0-P80-K40
R0-P80-K55
R0-P80-K70
Figur 3.4 El-effekt som funktion af hederrørendes temperatur ved trykkene (P) 50 bar, 65 bar og 80
bar samt middelkølevandstemperatur på (K) 40 o , 55 o , 70 o for regeneratoren R0
Efficiency (el)
0,270
0,250
0,230
0,210
0,190
0,170
Regenerator test
0,150
500 550 600 650 700 750
Finned tube temp., °C
R0-P50-K40
R0-P50-K55
R0-P50-K70
R0-P65-K40
R0-P65-K55
R0-P65-K70
R0-P80-K40
R0-P80-K55
R0-P80-K70
Figur 3.5 El-virkningsgrad som funktion af hederrørendes temperatur ved trykkene (P) 50 bar, 65 bar
og 80 bar samt middelkølevandstemperatur på (K) 40 o , 55 o , 70 o for regeneratoren R0.
Virkningsgraden er beregnet som forholdet mellem produceret el-effekt og gasforbrug.

PSO-FU2204 28 9 kW Stirlingmotor
3.2 Afprøvning af andre regeneratortyper
En af målsætningerne for nærværende projekt var at afprøve nye løsninger og
delkomponenter og sammenligne resultaterne med resultater fra de ”kendte” løsninger.
Regeneratoren er en særdeles vigtig komponent i en stirlingmotor, fordi blot små tab i
regeneratoren har stor indflydelse på motorens effekt og virkningsgrad. Effektiviteten for en
veldesignet regenerator i en stirlingmotor er over 99%, så kravene er store. Regeneratoren
er imidlertid også en dyr komponent, og det er derfor interessant at finde alternativer, der er
bedre og billigere.
Regeneratoren i de motorer, som er udviklet på DTU, består af tynd rustfri tråd, der er
behandlet ved hjælp af en særlig proces og derefter presset til den endelige facon og
porøsitet. Funktionen af regeneratorerne fremstillet på denne måde adskiller sig kun
marginalt fra funktionen af regeneratorer fremstillet på konventionel måde ved at stable lag af
trådnet til den ønskede højde og porøsitet. Data for regeneratoren til 9 kW motoren, der i det
følgende betegnes R0, er:
Indvendig diameter: 118 mm
Udvendig diameter: 168 mm
Længde: 61 mm
Tråddiameter: 0,06 mm
Porøsitet: 78 %.
En ny type fiberregeneratorer udviklet af firmaet Beakert i Belgien kunne udgøre en mulighed
for at reducere prisen på regeneratorerne og forbedre egenskaberne. Derfor er to forskellige
fiberregeneratorer fra Beakert afprøvet. De er fremstiillet ved hjælp af en særlig proces
udviklet af Beakert, som er beregnet til produktion af filtre. Fibre i rustfrit stål sprøjtes og
bratkøles, hvorefter de sintres i den ønskede form. Data for de to regeneratorer, der i det
følgende betegnes R1 og R2, er:
R1 SF 444/65/80; d = 0,065 mm; Porosity: 80%; Mat.: SS 444
R2 SF 316/22/85; d = 0,022 mm; Porosity: 85%; Mat.: SS 316
Efter sintringen er regeneratorerne forsigtigt drejet i en drejebænk til de ønskede mål, så de
kunne monteres i det svøb, som anvendes for at undgå blow by på regeneratorens yderside.
Regeneratorerne kunne derefter monteres i 9 kW motoren på samme måde som den
originale regenerator.
Forsøgene med fiberregeneratoren R2 med de tynde fibre blev påvirket af, at løse fibre flød
rundt i motoren med arbejdsgassen og satte sig i de PTFE-baserede stempelringe.
Tætningerne virker dårligere med fibre indlejret i overfladen, hvilket indvirkede på
målingerne. Desuden satte der sig fibre i den ventil, der regulerede motorens middeltryk i
forhold til trykket i krumtaphuset. Problemet med løse fibre må nødvendigvis løses, inden det
er muligt at anvende fiberregeneratorerne i praksis.
Efter at motoren var blevet adskilt og renset, blev der gennemført en forsøgsrække med
begge fiberregeneratorer. Figur 3.6 og 3.7 viser en sammenligning af resultater fra forsøg
med den originale regenerator R0 og de to nye fiberregeneratorer R1 og R2
Figur 3.6 viser den målte elektriske effekt som funktion af hederrørenes temperatur ved et
middeltryk på 80 bar en kølevandstemperatur på 40 o C. Tilsvarende viser figur 3.7 den
elektriske virkningsgard for det samme sæt parametre. Resultaterne viser, at
virkningsgraden ikke afviger særligt meget for de 3 forskellige regeneratorer, og at forskellen
på den originale regenerator R0 og fiberregeneratoren R1 med de ”grove” fibre er marginal.

PSO-FU2204 29 9 kW Stirlingmotor
Derimod er el-effekten for regeneratoren R2 med de tynde fibre reduceret i forhold til de to
øvrige regeneratorer.
I kapitel 4 er resultaterne fra forsøgene yderligere behandlet I forbindelse med
sammenligninger med resultater fra simulering.
Resultaterne viser, at regeneratoren R1 med de ”grove” fibre kunne være et alternativ til den
originale regenerator, da det forventes at fremstillingsprisen er væsentlig mindre. Der er dog
ikke observeret nogen forbedring af motorens effekt og virkningsgrad som følge af
anvendelsen af fiberregeneratorer.
El-power, kW
12,00
11,00
10,00
9,00
8,00
7,00
6,00
5,00
Comparison of Regenerators, Tc = 40 C
4,00
500 550 600 650 700 750
Finned tube temp., °C
R0-P80-K40
R1-P80-K40
R2-P80-K40
Figur 3.6 El-effekt som funktion af hederrørendes temperatur for regeneratorerne R0, R1 og R2
Efficiency (el)
0,270
0,250
0,230
0,210
0,190
0,170
Comparison of regenerators, Tc = 40 C
0,150
500 550 600 650 700 750
Finned tube temp., °C
Reg. no R0
Reg. no R1
Reg. no R2
Figur 3.7 El-virkningsgrad som funktion af hederrørendes temperatur for regeneratorerne R0, R1 og
R2. Virkningsgraden er beregnet som forholdet mellem produceret el-effekt og gasforbrug.

PSO-FU2204 30 9 kW Stirlingmotor
3.3 Forbedring af målinger og databehandling
En analyse af energibalancen for de ovenfor beskrevne målinger var ikke tilfredsstillende.
Ved høje temperaturer og tryk og dermed ved høj motoreffekt var der ca. 3 kW, der ikke
kunne gøres rede for, hvilket svarede til ca. 7% af den indfyrede effekt. Det blev derfor
besluttet at forsøge at reducere de tab, der ikke kunne gøres rede for.
Varmetabet fra det uisolerede
krumtaphus var et af de steder, der blev
vurderet til at udgøre en væsentlig
fejlkilde. Derfor blev hele krumtaphuset
isoleret med ”Airflex” isoleringsplader,
der består af en tæt cellestruktur af
kunststof. For at undgå overhedning af
krumtaphuset, der normalt afgiver
varmen fra tabene i mekanismen direkte
gennem krumtaphusets væg til
omgivelserne, var det nødvendigt at
fremstille en vandkappe til montering på
krumtaphusets dæksel. Vandkappen
blev tilsluttet kølevandssystemet på en
måde, så det var muligt at måle de
Figur 3.8. Isolering af krumtaphus med vandkølet
dæksel
enkelte varmetab individuelt. Figur 3.8
viser den isolerede motor med de to
isolerede rørtilslutninger til
dækselkølingen.
Det varme røggasrør er isoleret med en mineralisoleringsmåtte. Der er indsat en skive med
vinger i røggaskanalen for at mikse strømningen, således at temperaturen er den samme
overalt i tværsnittet ved målingen af røggastemperaturen. Dermed er det muligt at bestemme
en mere korrekt energistrøm i den røggas, der forlader motoren.
Som vist på figur 3.9 er der installeret et nøjagtigt manometer, der ved hjælp af nogle ventiler
kan måle både det maksimale og det minimale tryk i cylindervolumnet. Trykket i
krumtaphuset kan aflæses på et separat manometer.
Figur 3.9: Præcisionsmanometer med to tilslutninger til
registrering af det maksimale og det minimale
cylindertryk.

PSO-FU2204 31 9 kW Stirlingmotor
Efter ombygninger af testfaciliteterne er der gennemført et måleprogram, hvor
fiberregeneratoren R2 var monteret i motoren. Som ved de tidligere målinger er motorens eleffekt
samt gasforbrug og varmeeffekten afsat i kølesystemet målt som funktion af
driftstemperaturer og middeltryk. Det forbavsende var, at isoleringen af motoren ikke havde
forbedret varmebalancen nævneværdigt. Der manglede stadig ca. 3 kW i den totale
energibalance ved fuld last, hvilket indikerer at den anvendte metode ved de tidligere forsøg
til at estimere varmetabet fra krumtaphuset må have været god. Fejlen må derfor komme fra
en eller flere af de andre målinger, men det har ikke været muligt at undersøge dette
indenfor projektets rammer.
I praksis er det ikke muligt at variere en enkelt parameter under forsøgene mens de andre
parameter er fuldstændigt uændrede. Ændres en temperatur eller et tryk ændres de øvrige
driftsparametre også lidt, inden der igen er opnået en stationær tilstand. Det gør det
vanskeligt at sammenligne resultater fra forskellige målinger og fra beregninger.
For bedre at kunne præsentere måleresultaterne og sammenligne dem med resultater fra
f.eks. simuleringer af processen er de målte data tilnærmet med følgende polynomium:
F = A1 TH 2 + A2 TC 2 + A3 P 2 + A4 TH TC + A5 TH P + A6 TC P + A7 TH + A8 TC + A9 P + A10
hvor F Funktionsværdi (effekt, varme til kølevand etc.)
TH Hederrørenes temperatur
TC Kølevandets temperatur
P Arbejdsgassens middeltryk
A1 – A10 er konstanter, som findes ved at minimere residual-funktionerne, der indeholder alle
målepunkterne. Figur 3.10 viser el-virkningsgraden beregnet på basis af målte data for
motoren monteret med fiberregeneratoren R2.
Electric efficiency [-]
0,25
0,24
0,23
0,22
0,21
0,2
0,19
0,18
0,17
0,16
0,15
450 500 550 600 650 700 750
Heater temperature [°C]
Tcold=38°C
Tcold=45°C
Tcold=52°C
Tcold=60°C
Figur 3.10. Brutto elvirkningsgrad (ex. El-forbrug for blæser og styring) som funktion af
hederrørstemperaturen ved forskellige kølevandstemperaturer præsenteret ved hjælp af tilpassede
polynomier.

PSO-FU2204 32 9 kW Stirlingmotor
3.4 Afprøvning af 9 kW motor på Fachhochschule Reutlingen
Der en betydelig international opmærksomhed om de danske aktiviteter indenfor
stirlingmotorer til biomasse. En mangeårig kontakt til Prof. Bernd Thomas, Fachhochschule
Reutlingen, førte til, at en af 9 kW motorerne blev udlånt til laboratorieforsøg. Det var særligt
interessant, fordi der er opbygget en omfattende prøvestand i Reutlingen, hvor
omdrejningstallet også kan varieres.
Figur 3.11 viser motorens el-effekt, afsat varme i kølesystemet og gasforbrug som funktion af
motorens omdrejningstal ved nominele tryk og temperatur. Tilsvarende viser figur 3.12
motorens el-virkningsgrad samt total energiudnyttelse (summen af el- og varmeproduktion i
forhold til gasforbrug) også som funktion af omdrejningstallet ved nominelle tryk og
temperaturer. Som det ses af figurerne 3.11 og 3.12 vokser effekt og varmeproduktion som
forventet nærmest proportionalt med omdrejningstallet, men motorens el-virkningsgrad har et
maksimum ved ca. 800 rpm. En total energiudnyttelse på 85% er tilfredsstillende, selvom
dette kunne være bedre. Man skal her være opmærksom på, at motorens brændersystem er
designet til biogas, hvor røggstemperaturen ikke må være mindre end 130 o C for at undgå
problemer med kondensation af svovlforbindelser. Der er dermed en øvre grænse for, hvor
høj en total energiudnyttelse kan blive.
.
P / Q
[KW]
40,0
35,0
30,0
25,0
20,0
15,0
10,0
5,0
0,0
.
.
QQ_Brenngas Q_BHKW P_el
Brenngas
QBHKW Pel 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050
Drehzahl [Upm]
Figur 3.11: Motorens el-effekt, afsat varme i kølesystemet og gasforbrug som funktion af motorens
omdrejningstal ved nominele tryk og temperatur.

PSO-FU2204 33 9 kW Stirlingmotor
ηh
[%]
100,0
90,0
80,0
70,0
60,0
50,0
40,0
30,0
20,0
10,0
0,0
eta_el η el
η eta_ges ges
350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050
Drehzahl [Upm]
Figur 3.12: Motorens el-virkningsgrad samt total energiudnyttelse som funktion af omdrejningstallet
ved nominelle tryk og temperaturer.
3.5 Maskine til afprøvning af regeneratorer
Som tidligere nævnt er regeneratoren en særdeles vigtig komponent, når man designer en
stirlingmotor. Det er derfor også særdeles vigtigt at modeller til simulering af stirlingmotorers
egenskaber indeholder en god analytisk model af trykfald og varmetransmission i
regeneratoren. Særligt er varmetransmission i regeneratoren vanskeligt at måle, fordi
varmetransporten ikke kan måles under stationære forhold. Regeneratoren er et varmelager,
og det er kun muligt at opnå en periodisk stationær tilstand.
Som ovenfor beskrevet kan man afprøve forskellige regeneratorer i motoren og måle en
eventuel forskel fra en regenerator til en anden, men det er ikke muligt at isolere
tabsmekanismer, så man kan verificere algoritmer til beregning af regeneratorens tryktab og
varmetransmission. Det er systemet for sammenhængende til, og desuden har det
varierende tryk i motoren også stor indflydelse på de målinger, man kan lave.
Med henblik på at undersøge de i litteraturen kendte algoritmer til beregning af
varmetransmision og trykfald i regeneratorerne blev det derfor besluttet at opbygge en
prøvestand baseret på en forsøgs-stirlingmotor, der blev fremstillet i perioden 1992 – 1993.
En stirlingmotor består af to variable volumener, kompressionsvolumenet og
ekspansionsvolumenet, som er forbundet gennem tre varmevekslere, køleren (den kolde
varmeveksler), regeneratoren og hederen (den varme varmeveksler). Systemets egenskaber
kan måles, men det er meget svært at isolere måledata for regeneratoren, bl.a. fordi
kompressionsvarmen og ekspansionsvarmen fra cylindervolumenerne som følge af
trykvariationerne i motoren er meget større end varmetabene fra regeneratoren.
For at komme uden om dette problem er regeneratormaskinen udformet på en måde, så et
stempel i en cylinder flytter arbejdsgassen frem og tilbage gennem regeneratoren med
tilnærmelsesvis konstant tryk. Dette er opnået ved at anbringe to regeneratorer og to kølere
symmetrisk på hver sin side af en elektrisk opvarmet varmeveksler som vist på figur 3.13 og
3.14. Resultatet er, at to variable volumener med tilsammen konstant masse og temperatur
er forbundet gennem fem varmevekslere, således at temperaturen af gassen er nærmest
uændret under drift overalt i maskinen. Gassen flyttes mellem det kolde volumen nr. 1 over

PSO-FU2204 34 9 kW Stirlingmotor
stemplet og det kolde volumen nr. 2 under stemplet, men temperaturen af disse variable
volumener ændres ikke uanset temperaturforskellen mellem kølevand og heder. Yderligere
er volumenet under stemplet forbundet til krumtaphusets volumen, som er meget stort i
forhold til cylindervolumenet, hvilket medfører at trykket i dette volumen er konstant under
afprøvningen. Tabet i regeneratoren kan måles ved at måle den varme, der afsættes i
køleren umiddelbart efter regeneratoren.
I en stirlingmotor er det flere varmetab, der sammen med regeneratortabet medvirker til at
reducere motorens virkningsgrad. Et af dem er ”shuttle” tabet, der er en følge af, at
fortrængerstemplets væg bevæger sig frem og tilbage langs en cylinder med en stor
temperaturgradient. Et givet punkt på fortrængerens cylindriske del er skiftevis placeret ud
for et varmere og et koldere sted på cylinderen, hvorved der transporteres varme via
fortrængeren fra den varme ende til den kolde. I regeneratortestmaskinen er dødvolumen
snarere en fordel, så trykket kan holdes konstant, og derfor består stemplet, der flytter
gassen mellem de to cylindervolumener, i praksis af to stempler forbundet med en stang.
Rundt om stangen er cylinderen isoleret, så varmetab ved ledning reduceres og ”shuttle” tab
elimineres.
Tabet fra de to regeneratorer afsættes som nævnt i de to kølere, som sidder umiddelbart i
forlængelse af regeneratorerne. Det er imidlertid ikke kun regeneratortabet, der afsættes i
disse kølere. Også varmeledning gennem yder- og indercylinder fra den varme til den kolde
del ender i køleren, og det er derfor vigtigt at minimere dette varmetab. I
regeneratortestmaskinen er ydercylinderen derfor lavet som en tynd væg, der ikke er
trykbærende, og som er isoleret fra en ydre kold væg, der er trykbærende. Denne metode til
at reducere varmetabet kan kun lade sig gøre ved elektrisk varmetilførsel, og den kan ikke
anvendes i en motor med almindelig brænder.
Figur 3.13 Skematisk fremstilling af regeneratortestmaskinen.

PSO-FU2204 35 9 kW Stirlingmotor
Figur 3.14 Tegning af komplet test maskine for regeneratorer

PSO-FU2204 36 9 kW Stirlingmotor
Figur 3.14 viser en snittegning af regeneratortestmaskinen og figur 3.15 viser et foto.
Testmaskinen er designet til et maksimalt driftstryk på 80 bar. Regeneratorerne, der
anvendes i testmaskinen, er de samme som de regeneratorer, der anvendes i 9 kW motoren,
og det er dermed muligt at undersøge 9 kW motorens regeneratorer under de samme forhold
med hensyn til arbejdsgas, tryk og temperatur, som forekommer i motoren.
Figur 3.15 Samling af regeneratortestmaskinen. Den røde del er fra en eksisterende hermetisk
stirlingmotor med tryksat generator.
Figur 3.16 viser et foto af den elektriske heder til regeneratortestmaskinen. Den består af 9
steatitter med seks huller med spiralviklet modstnadstråd i hver. Den elektriske heder var
designet til en effekt på 4 kW ved en spænding på 400 Volt og en Heliumtemperatur på 600 o .
Desværre viste det sig, at kølingen af modstandstråden på den elektriske heder ikke var
tilstrækkelig på de steder, hvor strømningshastigheden var lav. Når belastningen kom over
ca. 3 kW brændte tråden over i løbet af nogle minutters drift, og forsøgene måtte afbrydes.

PSO-FU2204 37 9 kW Stirlingmotor
Figur 3.16 Elektrisk varmeelement til regenerator test maskine.
Først blev den øverste regenerator nr. 1 længst fra krumtaphuset valgt som den regenerator,
som blev benyttet til detaljerede målinger. Dermed var det nemmere at skifte regenerator,
når en ny regenerator skulle monteres. Der er imidlertid et betydeligt tryktab over de to
regeneratorer, som fører til et pdV-arbejde i det øverste cylindervolumen nr.1. Dette pdVarbejde
ender som varme i køleren, der også benyttes til at måle tabet fra regeneratoren.
Ved 1000 rpm var tabet ca. 2,5 kW, hvilket er ca. 3 gange større end regeneratortabet. Det
var derfor nødvendigt at ændre opstillingen.
Hele cylinderen med varmevekslere, regeneratorer og heder blev derfor vendt på hovedet,
så måle-regeneratoren nu sad nærmest cylindervolumen nr. 2 ved krumtaphuset. Et andet
problem var, at den elektriske heder er konstrueret på basis af hovedmålene fra hederen på
9 kW stirlingmotoren, da det ikke er muligt at behandle en maskine med 5 varmevekslere
ved hjælp af den eksisterende simuleringsmodel. I modsætning til en almindelig stirlingmotor
er massestrømmen imidlertid den samme i alle 5 varmevekslere, hvilket medfører at
volumenstrømmen i testmaskinen elektriske heder er ca. 3 gange større end i en
stilringmotor med det samme cylindervolumen. Trykfaldet over hederen var derfor også
større end forudsat.
Der blev lavet I alt 11 stationære målinger med regeneratortestmaskinen, inden den
elektriske heder gav op. Figur 3.17 viser varmetabet som funktion af den gennemsnitlige
temperatur i gassen i hederen for tre forskellige tryk, 30 bar, 50 bar og 70 bar. Målingerne er
vanskelige at gennemføre, fordi varmetabene i regeneratoren er små i forhold til de termiske
masser i kølere, cylindre m.m. Det tager derfor meget lang tid (ca. 3 timer) før en stationær
tilstand er opnået. Desuden er det nødvendigt at korrigere for varmetabene i cylindervægge.
Dette gøres ved at stoppe maskinen umiddelbart efter, at målingen er registreret. Når
maskinen står stille, indstiller der sig i løbet af de næste 1 – 2 minutter en ny tilstand, hvor
det kun er de stationære tab tab tilbage. Disse registreres også og trækkes fra værdierne,
som er registreret mens maskinen kørte.

PSO-FU2204 38 9 kW Stirlingmotor
Q [kJ/s]
1,20
1,00
0,80
0,60
0,40
0,20
0,00
Korrigeret regeneratortab
100 150 200 250 300 350 400
Middel hedertemperatur, C
50 bar
30 bar
75 bar
Figur 3.17 Resultater fra testmaskine med regenerator R2. Testen viser korrigeret varmetab som
function af heder temperatur.
Q_tab, W
2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
Samlet regeneratortab
0 100 200 300 400
Heder middeltemperatur, C
Kühl
ILK Dresden
G & W felts original
G & W felts (v. T & P)
G & W screens (original)
G & W screens (v. T & P)
Tong/London
Tanaka
Miyabe
Målinger
Figur 3.18. Beregnede og målte vværdier for regeneratortabet som funktion af
middeltemperaturen i hederen ved et middeltryk på 50 bar Helium.

PSO-FU2204 39 9 kW Stirlingmotor
Formålet var at vurdere de forskellige algoritmer til beregning af Nusselts tal for
regeneratorer. På figur 3.18 er måleresultaterne fra et tryk på 50 bar og Helium som
arbejdsgas sammenlignet med 9 forskellige algoritmer for Nusselt tallet kendt fra litteraturen.
Målingerne er vist med mørkeblåt markeret med firkanter på spidsen. Som det ses af figuren,
er der en betydelig spredning mellem resultater fra beregning af varmetabet med de
forskellige korellationer for Nusselt tallet. Desuden er det målte regeneratortab lidt mindre
end de laveste beregnede værdier. Resultaterne bør undersøges nærmere, og der er derfor
ikke indført ændringer i simuleringsmodellen på basis af de målte værdier for Nusselt tallet i
regeneratoren.
Der er også gennemført en måleserie af tryktabet over 9 kW motorens regeneratorer under
stationære forhold. Ved hjælp af en ringkammerblæser er luft blæst gennem regeneratorerne
ved relevante Reynolds tal, og flow og tryktab er registreret. Figur 3.19 viser et eksempel,
hvor måledata for den originale regenerator, R0 (tråddiam.=0,06 mm, porøsitet=78%) er
sammenlignet med forskellige empiriske udtryk kendt fra samme kilder i litteraturen som
ovenfor ved undersøgelsen af Nusselt tallet for varmeovergang. Her viser resultaterne, at
måledata ligger i midten tæt på de empiriske udtryk foreslået af Blas og ILK Dresden.
Algoritmerne i simuleringsprogrammet til beregning af tryktab i regeneratorerne er derfor
ændret i henhold til måleresultaterne.
Trykfald, Pa
30000
25000
20000
15000
10000
5000
0
Trykfald ved stationær tilstand, tråd 304/60/78
G & W Felt
G & W Screens
Kühl
ILK Dresden
Måledata
Blas
Tanaka
Tong & London
Miyabe
0 10 20 30 40 50 60
Reynolds tal
Figur 3.19: trykfald over regeneratorer.

PSO-FU2204 40 9 kW Stirlingmotor
4 Model til simulering af stirlingmotorer
Det Numeriske SimuleringsProgram (NSP), der hidtil er anvendt ved design og optimering af
de ovenfor beskrevne motorer, er udviklet på Inst. for Energiteknik, DTU. I modellen er
stirlingmotorens hovedkomponenter opdelt i fem delvolumener, ekspansionsvolumen,
hedervolumen, regeneratorvolumen, kølervolumen og kompressionsvolumen. I heder- og
kølervolumenerne er der yderligere inkluderet eventuelle forbindelsesvolumener, som
omfatter de rør eller kanaler, der forbinder cylindervolumenet med henholdsvis
køleren/hederen og regeneratoren. Figur 4.1 viser diskretiseringen af den simplificerede
motorproces.
Sym. akse
Kompresions
volumen
Tilslutnings vol.
Køler
Regenerator
Spalte afstand
Stempel
Heder- og kølervolumen er yderligere delt i 10 – 20 delvolumener (kan specificeres efter
behov), mens regeneratoren er beskrevet som et enkelt volumen med en
temperaturgradient, der varierer med tiden. De termodynamiske ligninger (energiligningen,
kontinuitet m.m.) for hvert volumen danner til sammen et sæt af differentialalgebraiske
ligninger, således at antallet af uafhængige variable i alt udgør 5 + 2 *N, hvor N er antallet af
delvolumener i de to varmevekslere (køler og heder). Dette ligningssystem omfatter også
empiriske ligninger for beregning af Nusseltstallet som funktion af Reynoldstallet for
varmetransmissionen i alle 5 delvolumener. I den eksisterende model er disse ligninger løst
ved at antage, at trykket i hele maskinen til et givet tidspunkt er det samme, og ved samtidig
at linearisere ligningerne i en omegn om det aktuelle punkt. Dermed omdannes
ligningssystemet til et sæt sammenhørende lineære differentialligninger, som løses direkte
som et begyndelsesværdiproblem ved hjælp af en standardmetode (f.eks. 4. ordens Runge
Kutta).
En stationær driftstilstand for en maskine med periodisk varierende forhold i
arbejdsvolumenerne er karakteriseret ved, at startværdierne for tryk og temperaturer i alle
delvolumener er identiske med slutværdierne efter en hel omdrejning.
Ligningssystemet løses ved at gætte et sæt startværdier for tryk og temperaturer og
sammenligne de gættede værdier med slutværdierne efter en omdrejning. Herefter
korrigeres startværdierne, og processen gentages indtil forskellen mellem start- og
Heder
Figur 4.1 Diskretiseringen af den simplificerede motorproces
Eksp. volumen
Spalte dybde

PSO-FU2204 41 9 kW Stirlingmotor
slutværdier er tilstrækkelig lille. I den aktuelle simuleringsmodel kræves typisk mellem 12 og
24 iterationer for at finde en stationær løsning, hvilket på en moderne PC med en clockfrekvens
på 2,5 MHz tager mellem 3 og 6 sekunder..
Tabel 4.2 viser en liste over de 41 input parametre, der beskriver motorens konstruktion. Se
også figur 4.4 der viser parametrene på en tegning af motoren. Tabel 4.3 viser et eksempel
på resultatet fra en simulering, hvor data fra SM5B-motorens er anvendt. Der, hvor der er
angivet to værdier, beskriver den første værdi relevante data for ekspansionsvolumenet og
den anden værdi relevante data for kompressionsvolumenet.
4.1 Modifikation af eksisterende simuleringsmodel
Fordelen ved den skitserede model er, at den er meget hurtig, fordi ligningerne kan opstilles
på eksplicit form. Det har stor betydning, når modellen benyttes sammen med programmer til
optimering. Antagelsen om at trykket i hele motoren til et givet tidspunkt er det samme, er
imidlertid ikke velegnet til at behandle motorer, hvor trykfaldet i f.eks. hederen er stort. Det er
netop tilfældet i motorer til biomasse, hvor hederen nødvendigvis skal have en stor udvendig
overflade for at gøre det muligt at overføre varmen fra røggasserne til arbejdsgassen.
Der blev derfor lavet en vurdering af omfanget af arbejdet forbundet med at inkludere trykket
i hvert delvolumen i det samlede sæt af differentialligninger. Det blev imidlertid hurtigt klart, at
det resulterende system af differentialalgebraiske ligninger dermed ikke kunne løses
eksplicit, hvilket kolliderede med hele filosofien bag det eksisterende
simuleringsprogram. Dermed ville det være nødvendigt at starte helt forfra og udvikle et nyt
simuleringsprogram baseret på iterativ løsning af det differentialalgebraiske ligningssystem.
Dette arbejde vurderedes til alene at kræve ca. to mandeår, og det var derfor ikke muligt
indenfor rammerne af nærværende projekt.
Arbejdet blev i stedet koncentreret om, hvordan beregningen af det lokale tryk i motorens
delvolumener kunne forbedres i den eksisterende simuleringsmodel uden at ændre den
grundlæggende løsningsmetode. Dette kompromis var særligt attraktivt, fordi det blev muligt
at sætte et nyt Ph.D. projekt i gang samtidig med dette projekt, der fokuserede på iterativ
løsning af ligningssystemet til beskrivelse af forholdene i stirlingmotorens delvolumener
inklusive trykfald og bevægelsesmængde i de enkelte delvolumener. Resultatet fra denne
simuleringsmodel kan efterfølgende sammenlignes med resultater fra den modificerede
udgave af det eksisterende simuleringsprogram.
Det eksisterende simuleringsprogram blev derfor ændret således, at trykket i midten af
regeneratoren blev valgt som referencetryk. Trykket i motorens cylindervolumener kan
dermed udtrykkes ved:
pv = pR + ¡ pv, i , i = 1 – n
Hvor pv = trykket i ekspansions- eller kompressionsvolumenet
pR = trykket i midten af regeneratoren
¡ pv, i = trykfaldet over delvolumen i
n = antal delvolumener mellem regeneratorens midte og cylinderen

PSO-FU2204 42 9 kW Stirlingmotor
Tabel 4.2: Indput til simuleringsprogram.
Stirling engine simulation program
Version 2.1
Filename: SM5B.DAT
Date: 2005-10-26
BO Bore, mm 114 114
S Stroke, mm 54 54
PS Piston rod, mm 12
PH Phase angle, deg 79
CON Configuration 2 (beta-type)
PMID Mean pressure, MPa 8
N0 Number of rev., rpm 1020
JG Working gas 2 (Helium)
MS Piston mass, kg 5 5
GR Displacer gap, mm 0.8
TS Displ. wall thickness, mm 2.5
MATF Displacer material 2 (Stainless steel)
DS Piston clearance, mm 2 2
F0 Piston friction, N 80 150
NYM Mechanical efficiency 0.9
LPC Displ. cyl. lenght, mm 35
TPC Displ. cyl. thickness, mm 1.5 0
MAT Displ. cyl. Material 2 (Stainless steel)
LRC Reg. cyl. lenght, mm 35
TRC Reg. cyl. thickness, mm 15 15
MATS Reg. cylinder mat. 4 (Heat resistant stainless steel)
TRY Regenerator with, mm 25.5
DIR Reg. inner diameter, mm -1
LR Regenerator length,mm 61
FF Filler factor 0.22
TT Tread diameter, mm 0.06
MATR Regenerator material 2 (Stainless steel)
T0 Temperature, C 720 60
VDA Dead volume, cm**3 10 58
NV Number of tubes 32 261
LV Exchanger tube length, mm 395 132
DLV Inactive tube lenght, mm 180 8
D Exch. tube diameter, mm 5 2.5
TLV Tube wall thickness, mm 2.5 0.4
FVT Entrance losses 3 3
MATV Exchanger tube material 4 2
CH Heattransfer const. 0 1.0E-4
DVM Manifold tube diameter, m 50 45
LVR Reg. manifold lenght, mm 60 14
LVC Cyl. manifold lenght, mm 0 25
DAH Heatconduction const. 0.5 0.5

PSO-FU2204 43 9 kW Stirlingmotor
Tabel 4.3: Eksempel på output fra simuleringsprogram.
Expansion Compression
Ind. work, W 29234 -14159
Regenerator loss, W 1507.9
Shuttleconduction, W 314.9
Pumping loss, W 661.3
Heatconduction, W 1392.1
Heat I/O, W 32139 -20532
Ind. poweroutput, W 15075
Regen. powerloss, W -466.6 -276.7
Heatex. powerloss, W -491.1 -224.3
Manifold powerloss, W -20.6 -86.0
Pistonring loss, W -146.9 -275.4
Mechanical loss, W -1507.5
Poweroutput, W 11580
Efficiency/COP 0.360
Disp. cyl./wall, mm 1.5 1.5
Rege. cyl. thn., mm 15.0 15.0
Pressure, max/min 8.00 1.72
Max pres. & ampl., MP 10.12 4.23
Bearing force, N 1672.6 15353.4
Det er alene korrektionen af trykket i de to variable cylindervolumener, der er interessante,
fordi det er her, at effekten afsættes. Arbejdet (med fortegn) produceret i de to variable
cylindervolumener kan dermed udtrykkes ved:
Wv = (pR + ¡ pv, i, i = 1 – n) dVv = pR dVv + (¡ pv, i, i = 1 – n) dVv
Hermed adskilles pdV arbejdet fra processen uden tryktab, og tryktabets indflydelse for de
enkelte komponenter kan adderes efterfølgende. Det er samtidig muligt at identificere de
steder i maskinen, der bidrager mest til tab af effekt på grund af trykfald.
Ud over de ovenfor beskrevne ændringer er de enkelte delmodeller til beregning af
varmetransmission og trykfald i regeneratoren revurderet. Dette er nærmere behandlet i
afsnittet om regeneratortestmaskinen (afsnit 3.5). Desuden er de empiriske udtryk kendt fra
litteraturen til beregning af spaltetabet undersøgt nærmere ved hjælp af den avancerede
stirlingmotor simuleringsmodel. Spaltetabet opstår i spalten mellem fortrængeren og
cylindervæggen. Som vist på figur 4.5 er spalten for oven åben til det varme
ekspansionsvolumen, mens spalten for neden ender ved fortrængerens stempeltætning.
Temperaturen stiger fra stempeltætningen, hvor temperaturen i tæt på kølevandets
temperatur på 50 o C – 80 o C, til ekspansionvolumenet, hvor temperaturen under drift er i
nærheden af 700 o C. Både cylindervæggen og den cylindriske del af fortrængerens væg har
dermed en temperaturgradient, hvilket medfører, at når fortrængeren er i den øverste stilling
ser et givet punkt på fortrængerstemplet en varmere del af cylinderen, end når fortrængeren
er i bunddødpunkt. Fortrængerens vægtemperatur vil derfor indstille sig i en
ligevægtstilstand, således at der overføres varme fra væggen til fortrængeren, når cylinderen
befinder sig over sin middelposition, mens der overføres varme den anden vej fra
fortrængervæg til cylindervæg, når cylinderen befinder sig under sin middelposition. På den
måde transporteres der varme fra den varme ende til den kolde ende som følge af
stempelbevægelsen og temperaturgradienten. Dette tab kaldes også ”shuttle conduction”.

PSO-FU2204 44 9 kW Stirlingmotor
Figur 4.4: Illustrering af de fysiske størrelser der benyttes i simuleringsprogrammet.

PSO-FU2204 45 9 kW Stirlingmotor
Der er endnu et tab, der er forbundet til spalten mellem fortrænger og cylinder. Når trykket
varierer i motoren, vil der strømme arbejdsgas (Helium) ind i spalten, når trykket stiger, og ud
af spalten, når trykket falder. Den faldende temperatur fra indløbet til spalten medfører, at
den indstrømmende gas afkøles, og den opvarmes igen, når den strømmer tilbage.
Resultatet er en varmetransport, der ligesom shuttletabet afhænger af spaltens længde og
bredde og temperaturgradienten. Dette tab omtales ofte som spaltepumpetabet.
Mens spaltepumpetabet vokser med spalteafstanden, falder shuttleconduction-tabet med
spalteafstanden. Det medfører, at der er et optimum for spalteafstanden, hvor også
dødvolumenet i spalten har betydning for motorens effekt og virkningsgrad.
Det ovenfor omtale program til simulering af stirlingmotorer er som nævnt velegnet til
simulering og optimering af motorernes konstruktion, med det egner sig ikke til detaljerede
studier af særlige fænomener som f.eks. spaltetabene. Et andet simuleringsprogram, som er
udviklet i forbindelse med et Ph.D. projekt, er blevet udviklet med henblik på detaljerede
undersøgelser af specifikke fænomener i stirlingmotorens forskellige volumener. Dette
program kræver ca. 100 gange så lang regnetid, og det er dermed ikke operationelt på
samme måde som det eksisterende program, hvis man vil lave en interaktiv deloptimering af
en given konstruktion. De to simulerings-modeller supplerer derfor hinanden på bedste
måde.
Indløb til
spalte
Figur 4.5: Spaltpumpetab og
shuttelconduction.
Ekspansionsvolumen
Spalte mellem
Stempel og top
Tætningsring
Traditionelt er de to
tabsmekanismer, som
spaltetabet er sammensat af,
modelleret på basis af
simplificerede analytiske
betragtninger. Det er meget
lidt forskning indenfor
spaltetab i stirlingmotorer, og
det var derfor oplagt at
anvende det nye avancerede
simuleringsprogram til at
beregne en mere nøjagtig
værdi for spaltetabet i en
given motor.
Simuleringsmodellen blev
derfor udviddet med en
diskretisering, der fortsatte fra
ekspansionsvolumenet ned i
spalten til fortrængerens
stempeltætning. Figur 4.6
viser resultatet af beregninger
af spaltetabet som funktion af
spalteafstanden for 9 kW
motoren. Figuren viser dels
den oftest anvendte algoritme
for henholdsvis shuttle
conduction tabet (kurven
markeret med trekanter) og
spaltepumpetabet (kurven markeret med firkanter) præsenteret af Urieli og Berchwitch (U&B,
ref. 2). Desuden vises summen af de to beregnede værdier (kurven markeret med cirkler),
der umiddelbart kan sammenlignes med resultater fra den nye simuleringsmodel. Som det
ses af figuren underestimerer U&B det samlede spaltetab indtil spalten når en værdi på ca.

PSO-FU2204 46 9 kW Stirlingmotor
1,2 mm, hvorefter det analytiske udtryk for spaltepumpetabet stiger voldsomt, mens den
detaljerede analyse viser en faldende tendens.
Resultatet er overraskende, fordi det viser sig, at den valgte spalteafstand på 0,8 – 1 mm er
netop der, hvor det samlede spaltetab har sin maksimale værdi, hvilket er uheldigt. I den
eksisterende NSP til hurtige beregninger af stirlingmotorens ydelse og virkningsgrad er der
derfor indført en korrektionsfaktor, således at det af Urieli og Berchowitch angivne udtryk
multipliceres med 1,5 samtidig med, at det beregnede spaltetab for voksende spalteafstand
begrænses til en værdi, der svarer til det dobbelte af det minimale spaltetab.
Rate of energy transport [kW]
5
4
3
2
1
0
0.10
0.09
0.08
0.07
0.06
0.05
H&B Shuttle+Pump
Quadratic Shuttle+Pump
U&B Shuttle+Pump
U&B Shuttle
U&B Pump
0.20
0.30
0.40
1.00
0.90
0.80
0.70
0.60
0.50
Clearance gap size [mm]
Figur 4.6. Resultater fra beregninger af spaltetabene ved hjælp af det detaljerede simuleringsprogram
sammenlignet med resultater fra de analytiske udtryk, som oftest anvendes ved simulering af
stirlingmaskiner. U&B er en forkortelse af Urieli og Berchowitz (ref. 2).
2.00
3.00
4.00
5.00

PSO-FU2204 47 9 kW Stirlingmotor
4.2 Sammenligning af resultater fra forsøg med resultater fra simulering
Resultater fra beregninger med det ovenfor omtalte Numeriske SimuleringsProgram (NSP),
der er blevet modificeret med hensyn til beregning af regeneratortab og beregning af tryktab,
er sammenlignet med resultater fra laboratorieforsøgene med stirlingmotoren SM5A-002 (se
afsnit 3.1).
Virkningsgraden for en motor er en velegnet størrelse til at vurdere, hvor effektiv motoren er.
Virkningsgraden er imidlertid ikke hensigtsmæssig som parameter til vurdering af
nøjagtigheden af en simulering med et NSP, fordi det er en beregnet størrelse, der afhænger
af flere forskellige målelige størrelser. Til verifikation af NSP’s evne til at beregne
stirlingmotorens egenskaber er det mere hensigtsmæssigt at anvende motorens akseleffekt
og den varmeeffekt, der afsættes i motorens køler. Begge disse størrelser er nemme at
måle, og tilsammen er de også bestemmende for motorens virkningsgrad.
Figur 4.7 viser en sammenligning af målte og beregnede resultater for akseleffekt og
varmeeffekt afsat i køleren som funktion af hederrørstemperaturen ved henholdsvis 50 bar
og 84 bar middeltryk. Som det fremgår af figuren er der god overensstemmelse mellem
målte og beregnede værdier, og man kan konkludere, at det anvendte stirling-NSP med de
benyttede data for 9 kW motoren kan beregne aksel- og køleeffekt indenfor ca. 10%. I
betragtning af, at simuleringsmodellen alene er baseret på en beskrivelse af termodynamik,
fluiddynamik og varmetransmission uden nogen form for tilpasning til den aktuelle opgave
eller beregning, må det anses for at være et særdeles tilfredsstillende resultat.
Shaft power, kW
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
SM5A-002, Tcold = 55 C
4
500 550 600 650 700 750
Finned tube temp., °C
8
R 0-P50 bar-calc
500 550 600 650 700 750
Figur 4.7: Sammenligning af målte (meas) og beregnede (calc) resultater for akseleffekt
(Shaft power) og varmeeffekt i køleren (Heat from cooler) som funktion af
hederrørstemperaturen ved henholdsvis 50 bar og 84 bar middeltryk.
For yderlige at afprøve modellens forudsætninger er der lavet en sammenligning mellem
målte og beregnede data for forsøgsmotoren afprøvet med nitrogen som arbejdsgas. Figur
4.8 viser en sammenligning af målte og beregnede resultater for akseleffekt og varmeeffekt
afsat i køleren som funktion af hederrørstemperaturen ved henholdsvis 65 bar og 82 bar
middeltryk med Nitrogen som arbejdsgas. Den eneste forskel mellem disse beregninger og
de foregående beregninger er, at Helium arbejdsgassen er erstattet med Nitrogen og
Heat from cooler, kW
22
20
18
16
14
12
10
R 0-P84 bar-m eas
R 0-P84 bar-calc
R 0-P50 bar-m eas
Finned tube tem p., °C

PSO-FU2204 48 9 kW Stirlingmotor
driftstilstandene tilpasset de aktuelle for forsøgene. I betragtning af, hvor store krav der stilles
til modellen ved disse beregninger, må resultatet anses for at være meget tilfredsstillende.
Akseleffekten beregnes med meget stor nøjagtighed, og varme afsat i køleren beregnes med
tilfredsstillende nøjagtighed.
Af resultaterne ses yderligere, at effekt og intern virkningsgrad falder betragteligt, når Helium
erstattes med Nitrogen. Dette skyldes den højere viskositet og den lavere
varmeledningsevne for Nitrogen i forhold til Helium. Den interne virkningsgrad er forholdet
mellem akseleffekten og den til hederen tilførte effekt, og den kan beregnes ud fra følgende
betragtninger om energibalance:
Qheater=Pshaft+ Qcooler
internal= Pshaft / Qheater = Pshaft / ( Pshaft+Qcooler)
Den interne virkningsgrad ved anvendelse af henholdsvis Helium og Nitrogen kan dermed
beregnes til:
internal, Helium
internal, Nitrogen
Shaft power, kW
8
7
6
5
4
3
= 12kW / ( 12kW + 20kW ) * 100% = 37,5%
= 7,5kW / ( 7,5kW + 22,5kW ) * 100% = 25%
SM5A-002-R0 Nitrogen
2
500 550 600 650 700 750
Finned tube temp., °C
Figure 4.8. Nitrogen som arbejdsgas.
Heat from cooler, kW
26
24
22
20
18
16
14
12
P = 82 bar-meas
P = 82 bar-calc
P = 65 bar-meas
P = 65 bar-calc
10
500 550 600 650 700 750
Finned tube temp., °C
For yderligere at afprøve det modificerede stirling NSP er der lavet en sammenligning af
måle- og beregningsresultater for den ene fiberregenerator R2 (SF 22/316/85) med de fine
fibre (fiberdiameter 0,022 mm, porøsitet 84,6%), der er produceret af firmaet Beakert (se
afsnit 3.2). Den anden fiberregenerator har stort set samme data som den oprindeligt
monterede regenerator R0, så den er ikke taget med i sammenligningen.

PSO-FU2204 49 9 kW Stirlingmotor
Figur 4.9 og 4.10 viser en sammenligning af målte og beregnede resultater for henholdsvis
akseleffekt og varmeeffekt afsat i køleren som funktion af hederrørstemperaturen ved et
middeltryk på 84 bar, en kølevandstemperatur på 40 o C og med Helium som arbejdsgas. Som
det fremgår af figurerne, er der god overensstemmelse mellem resultater fra
laboratorieforsøg og simulering. Som beskrevet I afsnit 3.2 er virkningsgraden næsten den
same for de to regeneratorer, mens effekten er lidt lavere med fiberregeneratoren, hvilket
simuleringsresultaterne efterviser. Man kan dermed konkludere, at det ikke er en fordel at
anvende meget tynde tråddiametre i regeneratoren i denne motor.
Shaft power, kW
14
13
12
11
10
9
8
7
SM5A-002, Tcold = 40 C, Pmean = 84 bar
Reg-2-calc
6
500 550 600 650 700 750
Mean tube temp., °C
Reg-0-meas
Reg-0-calc
Reg-2-meas
Figur 4.9. Sammenligning af målt og beregnet akseleffekt for original regenerator til 9
kW motor R0 og kort fiber regenerator R2 (d = 0,022 mm, porositet = 84,6%)
Heat from cooler, kW
21
20
19
18
17
16
SM5A-002, Tcold = 40 C, Pmean = 84 bar
Reg-2-calc
15
500 550 600 650 700 750
Mean tube temp., °C
Reg-0-meas
Reg-0-calc
Reg-2-meas
Figur 4.10. Sammenligning af målt og beregnet varme fra køler for original
regenerator til 9 kW motor R0 og kort fiber regenerator R2.

PSO-FU2204 50 9 kW Stirlingmotor
4.3 Særlige krav til stirlingmotorer til biomasse
En stirlingmotor består i praksis af 2 cylindervolumener, tre varmevekslere hvoraf den ene er
en regenerator samt nogle dødvolumener, der forbinder de fem aktive volumener. Det er
vanskeligt at designe disse komponenter, fordi det er et sammenhængende system, hvor
man ikke kan ændre en parameter, uden at det har indflydelse på de andre. Varmevekslerne
er yderligere komplicerede, fordi det ikke kun er et spørgsmål om tilstrækkelig overflade og
tværsnitsareal for at overføre den nødvendige varme, fordi det indre volumen i
varmevekslerne også har betydning for motorens trykforhold og dermed indflydelse på effekt
og virkningsgrad.
Hvis der derfor er særlige krav til varmetransmissionen i f.eks. hederen, vil dette ikke alene
have indflydelse på hederens design, men på hele motorens design og grundlæggende data.
Det særlige ved de danske stirlingmotorer er, at de er udviklet specifik til anvendelse af faste
brændsler som flis og andre former for biomasse. Konsekvensen af dette er, at disse motorer
er større og har har et lavere middeltryk end stirlingmotorer beregnet til naturgas eller andre
højværdige brændsler. Det kan sammenlignes med, at der er stor forskel på de
varmeoverførende flader i en kedel til træpiller og en væghængt gaskedel, og det er ikke
umiddelbart muligt at ombygge den ene, så den kan erstatte den anden på lige vilkår.
Ved anvendelse af biobrændsler i stirlingmotorer er det ikke alene stirlingmotorens
udformning der kræver særlig tilpasning, men også forbrændingssystemet, fordi det er
nødvendigt at anvende forvarmet luft til forbrændingen, hvis man vil opnå en tilfredsstillende
virkningsgrad. Disse forskelligartede krav til stirlingmotorens udformning inklusive den
forvarmede lufts betydning for virkningsgraden har været genstand for en særlig
undersøgelse, som er præsenteret ved konferrence i Durham. Efter aftale med værten for
konferencen er artiklen vedlagt rapporten som bilag (se bilag 6).

PSO-FU2204 51 9 kW Stirlingmotor
5 Undersøgelse af særlige komponenter og driftsbetingelser
I projektbeskrivelsen var det forudsat, at der blev lavet en undersøgelse af specifikke emner
af betydning for stirlingmotorens konstruktion og drift. Undersøgelsen af mulighederne for en
reduktion af frigangen i lejerne ved anvendelse af Finite Element Analysis (FEA) er
behandlet i afsnittet om konstruktionen af den nye motor. Nedenfor er en række andre emner
behandlet
5.1 Dellast
De danske stirlingmotorer er beregnet til små kraftvarmeværker, der anvender biobrændsler.
Regulering af motorernes effekt har været indskrænket til on/off regulering på samme måde,
som gasmotorerne i små kraftvarmeværker reguleres. I det fremtidige energimarked er
kraftvarmeanlægenes evne til at modulere vigtigt, fordi det er nødvendigt med en hurtig
tilpasning til variationerne i el-produktionen fra vindmøllerne og andre former for ureguleret
produktion. Hvis motorens skal tilsluttes et lokalt net, hvor motoren også skal styre frekvens
og spænding på nettet, er effektregulering en nødvendighed.
Det er ikke så enkelt at styre en stirlingmotors effekt som det er at styre effekten for en
konventionel motor. Der er flere tekniske muligheder for at reducere effekten til en
dellasttilstand, og de forskellige muligheder er derfor undersøgt. Der er følgende muligheder
for en regulering af en Stirlingmotors effekt:
• Reduktion af middeltryk
• Større dødvolumen
• Ventil til kontrol af trykforløbet i cylinderen
• Reduktion af rørtemperatur i hederen
• Ændring af fasevinkel mellem ekspansions- og kompressionsvolumen
• Reduktion af volumenvariationens størrelse for arbejdsstempel eller fortrænger
Nedenfor er de forskellige metoder behandlet i detaljer. Undersøgelsen er baseret på
resultater fra den simuleringsmodel, som er verificeret andre steder i nærværende rapport.
Simuleringsmodellen behandler alene forhold i motoren, og der er i undersøgelsen ikke taget
højde for de tab, som stammer fra fyringssystemet og overføringen af varmen til
stirlingmotoren. Disse tab er individuelle for de enkelte fyringssystemer og type af brændsler,
og resultaterne bør derfor korrigeres, hvis de skal anvendes til vurdering af et konkret
stirlingmotoranlæg.
I kapitel 3 er resultaterne fra målingerne af 9 kW motorens effekt og virkningsgrad beskrevet
inklusive målinger, hvor hederørenes temperatur og middeltrykket i cylinderen er varieret.
Disse data har naturligvis relevans for undersøgelsen af motorens egenskaber under dellast,
men det er valgt alene at benytte disse data til at verificere og forbedre simuleringsmodellen,
og derefter anvende simuleringsmodellen til undersøgelsen af motorens egenskaber under
dellast. Se i øvrigt kapitel 3.2 og bilag 5 for målinger af forskellige driftstilstande.

PSO-FU2204 52 9 kW Stirlingmotor
Virkningsgrad
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
Dellast
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
Specifik effekt
Figur 5.1: Virkningsgradskurver for forskellige dellastløsninger.
Temperatur
Slaglængde
Fase vinkel
Middeltryk
Figur 5.1 viser en sammenligning af de forskellige metoder til dellastregulering. Data til
simuleringen er hentet fra 9 kW motoren, selvom ikke alle de undersøgte muligheder
umiddelbart ville kunne anvendes på denne motor.
5.2 Ventiler
Der er to typer ventiler i motoren. I den én-cylindrede motor er der to én-vejsventiler, der
sørger for at forsyne to små beholdere med henholdsvis maksimumstryk og minimumstryk til
pneumatisk styring af den anden type ventil, der består af en tvangsstyret ventil, der benyttes
ved opstart og ved strømsvigt, så motoren ikke løber løbsk. Disse ventiler er identiske med
de ventiler, der anvendes i den 4-cylindrede motor, idet der i denne motor også sidder en énvejsventil
i hver af de fire cylindre, således at alle fire cylindervolumener arbejder med
samme minimumstryk.

PSO-FU2204 53 9 kW Stirlingmotor
5
1
2
4
3
Figur 5.1: Eksploderet tegning af envejsventil.
Figur
Figur 5.1:
5.2: 5.1:
Eksploderet
Eksploderet tegning af envejsventil.
tegning
af
af
envejsventil.
envejsventil.
Særligt én-vejsventilerne har givet mange problemer. Figur 5.2 viser en tegning af énvejsventilerne,
der består af 1) ventilhus, 2) ventillegeme, 3) ventilsæde, 4) PTFE-tætning, og
5) returfjeder. Når trykket er størst på den side, hvor ventillegemet sidder, trykkes den
kegleformede del af ventillegemet mod tætningen indtil det rammer ventilsædet.
Problemerne med tætningerne var dels slid på PTFE-delene og utilstrækkelig præcision ved
fremstillingen af tætningerne, og dels slid på ventillegeme og -sæde.
Der gik forholdsvis lang tid fra ansøgningen af nærværende projekt til at projektet kunne
startes, og der var allerede inden projektets start fundet en ny løsning til PTFE-tætningen i
én-vejsventilerne. En ny leverandør, der leverede PTFE-tætninger med høj præcision og
finish, havde en standard tætning på programmet med tilnærmelsesvis de samme mål som
den, der hidtil blev anvendt. Ventilkeglen i ventilens bevægelige del blev ændret, så den
passede til den nye geometri, og samtidig blev der valgt et vacuum-hærdningdstål til
ventilkegle og –sæde i stedet for det hidtil anvendte stål. Siden at de gamle type énvejsventiler
er blevet erstattet af de nye, har der ikke været problemer med én-vejsventilerne.

PSO-FU2204 54 9 kW Stirlingmotor
Figur 5.3 viser bypassventilen, der i den én-cylindrede motor forbinder det aktive
cylindervolumen med krumtaphusets volumen, og i de fire-cylindrede motorer forbinder de
aktive cylindervolumener. Når ventilen er åben, medfører forbindelsen mellem
cylindervolumenet og et volumen med konstant tryk, at motoren ikke producerer nogen
effekt. Når ventilen er lukket, er der ingen forbindelse mellem cylindervolumenet og
volumenet med konstant tryk, vil motoren producere effekt under forudsætning af, at
temperaturen på hederen er tilstrækkelig høj. Det betyder, at det er muligt at stoppe motoren,
selvom hedertemperaturen er høj. Dermed undgår man, at motoren løber løbsk, hvis nettet
falder ud f.eks. som følge af et lynnedslag.
1
2
3
4
Figur 5.3: Eksploderet tegning af bypass ventilen.
5
a
Som vist på figur 5.3 består
servoventilen af 1) ventilhus, 2)
stempel med stempelring, 3)
returfjeder, 4) sæde, og 5)
PTFE-tætning. Når der tilføres
Helium styretryk fra et
højtrykssystem ved a) presser
stemplet ventillegemet mod
sædet, og ventilen er lukket.
Fjernes trykket, returnerer
fjederen stemplet, og ventilen
er åben.
Ventilsædets vinkel har
betydning for slid på
ventiltætningen og ventilens
tæthed. Der er derfor afprøvet
forskellige vinkler mellem 0 o og
45 o . Det blev konkluderet, at det
bedste resultat blev opnået
med et ventillegeme med en
vinkel på 45 o som vist på figur
5.3.

PSO-FU2204 55 9 kW Stirlingmotor
5.3 Lejetætninger og smørefedt
I de hermetiske motorer smøres lejerne med fedt, der holdes inde i lejerne ved hjælp af
læbetætninger. Også her er der et betydeligt friktionstab og motorens virkningsgrad og
akseleffekt kan forbedres ved at nedbringe friktionen i disse tætninger. Sammenhængen
mellem tætningsdesign og eftersmøringsinterval vil også blive undersøgt. Smøringen i de
oscillerende lejer er kritisk og atypisk. Der er behov for et smøremiddel med gode
grænsesmøringsegenskaber i en Heliumatmosfære ved 80°C. Forsøg med specielle
smøremidler kan vise sig at være væsentlige.
I de hermetiske motorer benyttes rulle- og nålelejer, der smøres med fedt. Fedtet holdes inde
i lejerne ved hjælp af læbetætninger. Denne konstruktion benyttes for at undgå problemer
med, at smøreolie fra hydrodynamisk smurte lejer trænger ind i arbejdsvolumenerne med
risiko for, at olie omdannes til tjæreagtige forbindelser i den varme del af cylinderen og
tilstopper varmeveklser og regenerator.
Figur 5.4: Eksploderet tegning af DOB tætning
med indbygningsdele.
I den nuværende konstruktion
anvendes to typer tætninger ved
lejerne. Den ene tætning er standard
tætninger beregnet til montage
sammen med nålelejer. Disse
tætninger er nemme at montere og
de fungerer særdeles godt, men de
kan kun fås i nogle ganske få
diametre over ø50 mm. Den anden
type er nogle specielle tætninger af
typen DOB (se figur 5.4), som
anvendes til de større diametre,
leveres i Danmark af Ingeniørfirmaet
GunnarHaagensen A/S. Disse
tætninger består af en membran af
gummi, der er spændt ud over en
stålskive med et hul, hvor selve
tætningslæben sidder. Fordelene
ved denne type tætning
er, at indbygningsbredden er lille, at
det er muligt at få dem i mange
forskellige størrelser, og at friktionen
er lille. Tætningerne er for så vidt
også udmærkede, men der er nogle problemer i forbindelse med indbygningen. Tætningen
kræver en støtteplade på siderne, og konstruktionen kræver derfor fremstilling af ekstra
komponenter. Desuden er der en risiko for, at læbetætningen kommer til at vende ”den
forkerte vej” under montage.
For at imødegå de ovenfor nævnte mindre hensigtsmæssige egenskaber for de eksisterende
specialtætninger fra Haagensen, er mulighederne for at finde andre løsninger til tætning af
lejerne undersøgt. Trods en nøje gennemgang af markedet var det ikke muligt at finde andre
løsninger end de traditionelle simmerringe med fjederaktivering samt tætninger fremstillet af
PTFE. Simmerringene kan ikke bruges, fordi de er 8 - 12 mm brede, hvilket der ikke er plads
til, og fordi fjederaktiveringen giver unødigt høje friktionstab.
PTFE er ikke et elastisk materiale som gummi. Tætningerne fremstillet af fyldt PTFE er
derfor også fjederaktiverede, og funktionen er baseret på plastiske deformationer som
kompensation for slid. Tætningerne fremstilles på en særlig drejebænk af PTFE-emnerør, og

PSO-FU2204 56 9 kW Stirlingmotor
det er derfor muligt at få præcis den geometri og diameter, der ønskes. Tætningerne er
imidlertid dyre (3 – 4 gange prisen for gummitætningerne), og der bliver meget nemt ødelagt
under montage. Et forsøg med anvendelse af PTFE-tætninger i 9 kW motoren nåede derfor
kun til montagen, hvor den blev så skadet, at forsøget blev opgivet.
Det er muligt at bestille tætninger fremstillet efter særlige mål, men det kræver, at man
bestiller mange tusinde af gangen. Konklusionen er derfor, at det foreløbigt er nødvendigt at
klare sig med de tætninger fra Haagensen, som anvendes i dag.
Smørefedt.
Valg af smørefedt til lejerne er også problematisk. Dels skal olien i fedtet have et lavt
damptryk for at undgå, at der kommer oliedampe op i cylindervolumenerne, og dels skal
viskositeten ved driftstemperaturen være tilstrækkelig til at bevare den ønskede smørefilm
under drift. Den tryksatte Heliumatmosfære i krumtaphuset får i øvrigt flere typer fedt til at
dekomponere, så olien bliver presset ud af sæbematrixen.
Hidtil er der anvendt to forskellige typer fedt i lejerne, idet der anvendes én type fedt i de
lejer, der roterer en hel omgang under drift, og en anden type fedt til de lejer i mekanismen,
der kun rokker frem og tilbage ved lav vinkelhastighed. Årsagen er, at hastighederne i lejet er
afgørende for, om fedten bliver ”fanget” i kontaktzonen eller den slipper væk. Den
nødvendige baseolieviskositet kan bestemmes ud fra et krav om, at filmtykkelsen i
kontaktzonen er tilstrækkelig til at sikre ruhedstopadskillelse. Vælges en fedttype med
unødvendig høj baseolieviskositet opnås ingen levetidsforlængelse, kun øget friktion og
egenopvarmning. Følgende fedt er anvendt for at optimere begge lejetyper:
LGEP2 til rullelejerne på krumtapakslen, der roterer en fuld omdrejning pr. omdrejning.
Baseolieviskositet 200 mm 2 /s.
LGEM2 til ågenes og svingarmenes nålelejer, der kun roterer +/- 12 o – 17 o pr. omdrejning
Baseolieviskositet 500 mm 2 /s
Generelt er disse fedttyper dekomponeret i relativ høj grad, når en motor har været i drift. Det
er normalt, at der er lille sø af olie i bunden af krumtaphuset ved demontering, selvom alt var
tørt ved samling. Problemet er lidt mindre i de fire-cylindrede motorer, formodentlig fordi de
kører med lavere tryk i krumtaphuset, 35 bar imod 80 bar på de en-cylindrede motorer.
I forbindelse med afprøvningen af de 4-cylindrede stirlingmotorer i Østrig viste det sig, at de
høje temperaturer i returledningen fra fjernvarmesystemerne førte til høje temperaturer i
krumtaphuset og dermed også i lejerne. Det kunne det anvendte fedt ikke tåle, hvilket førte
til, at lejer og krumtap blev ødelagt. Der blev derfor sat en undersøgelse i gang i samarbejde
med den østrigske partner og firmaet Klüber, der er specialister i smørefedt. De har
efterfølgende foreslået følgende fedttyper:
Klüberalfa BHR 53-402, Højtemperatur langtidssmørefedt. Pris ca. 3400 kr/kg
Klübersynth BH 72-422, Langtids og højtemperatur fedt. Pris ca. 1200 kr/kg
Det særlige stof der findes i forskellige koncentrationer i de to fedttyper er per-floureredepolyether-olie,
også kendt som PFPE olie. PFPE olie bliver brugt mange steder i industrien
som problemknuser ved tribologiske problemer.
Klüber har foretaget beregninger, der viser, at vi kan forvente fedtlevetid omkring 20000
timer ved en krumtaphustemperatur på 85°C. Til sammenligning havde vi tidligere omkring
4000 timer. Det valgte fedt er nu under afprøvning, og trods prisen ser det ud til at være en
attraktiv løsning.

PSO-FU2204 57 9 kW Stirlingmotor
5.4 Brint som arbejdsgas
Stirling motorer arbejder ofte med Helium som arbejdsmedie. En del stirlingmotorer med høj
specifik ydelse anvender dog brint som arbejdsgas, mens motorer med lav specifik ydelse
ofte anvender luft som arbejdsmedie. For at opstille et grundlag til at vurdere brint i forhold til
Helium, må virkningen af de termodynamiske fordele ved brint demonstreres.
Fordelen ved anvendelse af brint (H2)i stedet for Helium (He) skyldes først og fremmest to
forhold. Det første er en følge af, at brints molekylvægt kun er 2, mens Heliums molekylvægt
er 4. Samtidig er brint en to-atomig gas, mens Helium er en mono-atomig gas. Ud fra den
statistiske termodynamik kan den specifikke varmekapacitet cv for en idealgas i det relevante
temperaturområde beregnes ud fra gaskonstanten og molekylernes frihedsgrader:
^ ^
Specifik varmekapacitet, Helium (mono-atomig gas) cp, He = 5/2 R/M
Specifik varmekapacitet, Brint (to-atomig gas) cp,H2 = 7/2 R/M
^ ^
Hvor R : universalgaskonstanten
M : Molekylvægten for den pågældende gas
Molekylvægten for Helium er dobbelt så stor som molekylvægten for brint, hvilket medfører
at forholdet mellem de to gassers specifikke varmekapacitet er cv, He / cv, H2 = 5/14 = 0,357. En
beregning ud fra gasdata viser, at det faktiske forhold ved 20 o C og 1 bar er cv, He / cv, H2 =
0,364, hvilket er en god overensstemmelse, når man tager simplifikationerne i betragtning.
Ud fra definitionen af Prandl’s tal fås, at Pr = cp/k, hvor er viskositeten og k er
varmeledningsevnen. Prandl’s tal kan for en idealgas tilnærmes med Pr = 0,7 uafhængig af,
hvilken gas, der er tale om, hvilket medfører, at forholdet mellem viskositeten og
varmeledningsevnen /k stiger med stigende molekylevægt og falder med stigende antal
frihedsgrader. Molekylvægten er den dominerende faktor, så stigende molekylvægt medfører
stigende forhold /k. Når viskositeten stiger, stiger tryktabet i en given kanalstrømning eller
varmeveksler, og når varmeledningsevnen falder, stiger temperaturforskellen mellem væg og
gas. Man kan dermed konkludere, at en let gas fører til højere effekt og virkningsgrad i en
stirlingmotor.
Et andet forhold af betydning er hysteresetabet, som opstår som følge af, at arbejdsgassens
temperatur stiger under kompression og falder under ekspansion. Når temperaturen i gassen
er højere en vægtemperaturen, overføres varme fra gas til væg, mens det omvendte er
tilfældet, når gastemperaturen er lavere. Den cykliske varmeovergang mellem gas og væg er
årsag til et tab, som benævnes hysteresetabet. Dette tab er relativt stort i den fire-cylindrede
motor på grund af de store dødvolumener i den komplekse heder.
Som ovenfor nævnt er Helium er en mono-atomig ædelgas i modsætning til brint, der er en
di-atomig gas. Som det fremgår af ovenstående udredning, er isentropkoefficienten k = cp/cv
= cp/(cp – R) højere for monoatomige gasser (ca. 1,7), end for di-atomige gasser (ca. 1,4).
Ved at benytte brint i stedet for Helium kan motorens hysteresetab reduceres, fordi
temperatur og trykændringerne for en given volumenændring er mindre. Det betyder, at
motorens virkningsgrad bliver højere og at belastningen på motorens mekaniske dele bliver
mindre.
Ud fra en teoretisk betragtning kan man dermed konkludere, at brint er en bedre arbejdsgas
til stirlingmotorer end Helium. Fordelen ved at anvende brint afhænger imidlertid af den
aktuelle motors konstruktion. For at belyse dette er der lavet en beregning af effekt og
virkningsgrad for den nye 9 kW motor SM5B med både Helium og brint som arbejdsgas ved

PSO-FU2204 58 9 kW Stirlingmotor
samme driftstilstand. Resultaterne er sammenlignet med tilsvarende beregninger for 35 kW
motoren SM5E (se tabel 5.4)
Tabel 5.4
Effekt pr. cylinder, kW Virkningsgrad, %
Helium Brint Helium Brint
SM5B (9 kW) 11,74 12,64 36,2 38,9
SM3E (35 kW) 11,17 14,60 32,3 40,4
Tabellen viser den beregnede akseleffekt pr. cylinder og motorens virkningsgrad.
Virkningsgraden er defineret som akseleffekt i forhold til den varme, der tilføres hederen og
kan dermed betragtes som en virkningsgrad for selve motoren uden fyringssystem. Af
tabellen ses, at fordelen ved at anvende brint i stedet for Helium i den én-cylindrede 9 kW
motor (SM5B) er væsentlig mindre end for 35 kW motoren (SM3E). Dette skyldes dels den
lille volumenfasevinkel i 35 kW motoren, som er en følge af den dobbeltvirkende
firecylindrede konstruktion, og dels en følge af, at strømningstabene i hederen til biomasse
er væsentlig større.
Der er imidlertid andre forhold af betydning for valg af brint i stedet for Helium i en
stirlingmotor. Prisen taler også til fordel for brint, men der er også alvorlige praktiske
problemer forbundet med brint. Dels kan brint ødelægge de materialer, der indgår i
stirlingmotorer især i de varme dele, og dels er de sikkerhedsmæssige aspekter ved
håndteringen af brint mere komplicerede. Disse forhold er undersøgt tidligere, og resultatet
er vedlagt i bilag 2.
Af sikerhedsmæssige årsager og fordi 9 kW motoren ikke vil opføre sig væsentlig anderledes
med brint i stedet for Helium som arbejdsgas, blev det besluttet ikke at gennemføre
laboratorieforsøg med brint. I stedet er der gennemført forsøg med Nitrogen som arbejdsgas,
hvilket ud fra et udviklingsmæssigt synspunkt var væsentlig mere interessant. Disse forsøg
er beskrevet nærmere under afsnittet vedrørende simuleringsmodellen.
5.5 Simulering af arbejdsåg med indbyggede rulle og nålelejer.
Kræfterne virker på akslerne i midten af lejerne. For at simulere kræfternes påvirkning af
åget er det nødvendigt at simulere lejernes stivhed. Derfor er finite element modellen
forsynet med segmenter af elementer, der forbinder lejehullernes periferi med akslen.
Kræfterne kan derefter lægges på akslerne.
Lejesegmenternes mål er givet ved lejets radier, rullernes længde, og en deling der giver et
korrekt antal ruller. Lejesegmenterne i de forskellige lejer defineres med forskellige
materialeparametre, således at materialenes elastisitetsmodul tilpasses således, at et
segment stivhedsmæssigt svarer til en rulle i lejet.
Kontaktarealet mellem en rulle og en bane har form som et meget smalt rektangel. Bredden
afhænger af belastningen og rullens diameter. Rullens flytning skyldes primært
kompressionen af materialet lokalt i kontaktzonen og ikke en generel deformation af rullen.
Inderbane og yderbane belastes samtidig, og den samlede flytning kan dermed udtrykkes
som 2 x u, hvor u er flytningen som følge af en kontaktzonedeformation. Flytningen u er
udtrykt ved en empirisk formel, der giver flytningen af centrene som funktion af rullernes
længde og størrelsen af belastningen på en rulle:
(Reference: 3: s.260 ligning 13/8)

PSO-FU2204 59 9 kW Stirlingmotor
u ≅ 3,
98*
10
u = 3,
98*
10
u = 1,
94μm
−5
−5
2*
u = 3,
9μm
*
*
0,
925 −0,
85
P * l [ mm]
0,
925
−0,
85
( 1000N
) * ( 19mm)
[ mm]
Da rullerne i rullelejerne på krumtapakselen har samme længde som nålene i nålelejerne,
kan en bjælke bestemmes, der passer til begge lejetyper. Rullernes længde er 19 mm.
Når et sæt liniekontakter med en længde på 19 mm belastes med en kraft på 1 kN, flyttes
emnerne 3,9 μm mod hinanden. Dette respons skal modelleres med en bjælke med
rektangulært tværsnit og en længde på 22,5 mm for krumtaplejet, og 6,5 mm for
vippelejerne. Bjælkens tøjning, dvs. den relative forlængelse, betegnes e og beregnes som:
e,krumtapleje = 3,9 μm / 22,5 mm = 0,000173
e,vippelejer=3,9µm/6,5mm=0,0006
Idet der gælder : F = e*E*A => E = F / (A*e),
hvor F: kraften (sat til 1 kN)
A: tværsnitsareal
A,vippelejer = 19mm x 6,3mm = 119,7mm 2
A,krumtap = 19mm x 12,2mm = 231,8mm 2
E: elastisitetsmodulet (= 205 000 N/mm 2 for stål)
E,vippelejer = 1000N / (119,7mm 2 x 0,0006) = 13923,7 MPa = 14 GPa
E,krumtap = 1000N / (231,8mm 2 x 0,000173) = 24936,8 MPa = 25 GPa
Det antages i modellen, at lejerne er slørfri, dvs. at alle ruller er i kontakt med både
inderbane og yderbane ved montage, og alle ruller er ubelastede, når lejet i øvrigt er
ubelastet. Når lejet belastes, vil rullerne i den ene side af lejet bære lasten, og rullerne i den
anden side vil slippe banen. I modellen fjernes bjælkerne i den ubelastede side, da der ellers
vil være trækspændinger i dem i modsætning til rullerne i det virkelige leje.
At lokalisere og fjerne de trækbelastede bjælker er en itterativ proces, fordi deformationen af
lejehuset har en indflydelse på, hvilke bjælker der belastes, og deformationen afhænger af
antallet af bjælker i modellen.
Figur 5.5 viser finite element modellen af arbejdsåget med indspændinger. Geometrien er
importeret fra 3d tegneprogrammet og tilpasset ANSYS analysen. Indspændingerne ses som
en cylindrisk fixering af krumtapakslen nederst, dvs. at positionen er fast med selve akslen
kan rotere. Det øverste leje midtfor er i motoren forbundet til en svingarm. I modellen er
indersiden af akslen fastholdt i x-aksens retning.

PSO-FU2204 60 9 kW Stirlingmotor
Figur 5.5: Finite element model af arbejdsåg med indspændinger.
På figur 5.6 er belastningen lagt på. Stempelkraften topper ved 20 kN og bliver fordelt på to
symetriske åg. Maksimallasten på et åg er 10kN. For at simulere et centralt angrebspunkt på
den asymetriske aksel er lasten delt op i 3500 N + 6500 N og lagt på hver ende af akselen.
Figur 5.6: Belasning på åg.

PSO-FU2204 61 9 kW Stirlingmotor
Figur 5.7 viser det automatisk genererede net. Nettet er valgt som hexagonalt domineret.
Modellen er fra 3d tegneprogrammet en samlingstegning af flere komponenter. Disse
komponenter er fortsat afgrænset som delelementer af den samlede model. Denne opdeling
gør det muligt at definere et materiale med lavere E-modul for lejesegmenterne der simulerer
rullerne i de fysiske lejer. Opdelingen giver også mulighed for at tilføje og fjerne
lejesegmenter uden at definere modellen forfra, idet alle lejesegmenter er med i modellen,
nok til at fylde lejerne helt. De segmenter der er udsat for trækspændinger er undertrykt så
de ikke indgår i beregninger eller grafik. Omkostningen ved denne sammensatte
modelopbygning er komplikationer i beregningerne idet der må defineres kontaktzoner og
bestemmes belastninger hvor delelementerne mødes. Programmet håndterer denne
problematik automatisk, men beregningstiden og stabiliteten påvirkes. Kontaktzonernes
fysiske egenskaber er defineret med en række parametre, der skal kontrolleres og vælges
manuelt.
Figur 5.7: Model af åg med automatisk genereret net.
Figur 5.8 viser resultatet af spændingsberegningerne. Spændinger er vist med farveskala og
deformationer er vist idet modellens deformation er forstærket 200 gange således at den
deformerede facon bliver tydelig. Simuleringen er gennemført med et konvergenskrav på
10%, dvs. at efter første simulering forfiner programmet nettet og gentager simuleringen indtil
spændingsniveauet afviger mindre end 10% fra forrige simulering.

PSO-FU2204 62 9 kW Stirlingmotor
Maksimalspændingen er 56MPa – hvilket svarer til en sikkerhedsfaktor omkring 4,3 idet
udmattelsesgrænsen for ck45 er ca. 240MPa.
Deformationen af lejehusene er væsentlig. Dels er faconen vigtig fordi lejet skal understøttes
af en jævn cirkelform for at undgå lokale belastningskoncentrationer. Dette fænomen er
årsag til at ågets profil er valgt som vist med en lodret side til højre, i stedet for direkte
tangentiel forbindelse. Dels giver deformationen anledning til generering af lejestøj når
lejehuset deformeres, så der opstår klaring i lejerne. Klaring i det store leje på krumtappen er
ikke problematisk, idet belastningens retning følger en roterende vektor. Derimod er klaring i
vippelejerne meget mere støjgenererende, fordi belastningen kun har to modsat rettede
retninger. Det vurderes, at ågets stivhed og styrke er tilfredsstillende. Se i øvrigt bilag 7 for
uddybende materiale.
Figur 5.8: Resultat af finite element analyse. Viser ækvivalente Von Mise spændinger og deformationer
med en forstørrelse på 200X.

PSO-FU2204 63 9 kW Stirlingmotor
6 Evaluering af teknologi og marked
Et kraftvarmeanlæg dimensioneres til at dække varmebehovet hos kunden, som f.eks. kan
være en fjernvarmeforening, et boligselskab, en højskole eller et landbrug. Samtidig med, at
anlægget producerer varme til opvarmning af boliger, erhvervslokaler eller andet, producerer
anlægget også el, der enten anvendes af kunden selv eller sælges til nettet.
Fordelen ved at anskaffe et kraftvarmeanlæg sammenlignet med blot at anskaffe en
varmekedel er, at strøm er dyrere end varme. Man kan dermed spare udgifter til strøm
alternativt sælge strøm til nettet for en højere pris end merudgiften til brændsel.
Konkurrencefordelene for de udviklede stirlingmotorer til kraftvarme er:
• Motorerne gør det muligt at etablere decentrale kraftvarmeværker med faste brændsler
på de små varmemarkeder. Det er foreløbigt det eneste produkt, som kan
markedsførers indenfor en overskuelig fremtid
• Høj energiudnyttelse
• Lave emissioner og ingen miljøskadelige restprodukter
• Lavt behov for service og dermed også lave udgifter til drift og vedligehold
• Fuldautomatisk. Anlægget vil normalt køre i ubemandet drift. Det vil konkurrerende
teknologier næppe opnå foreløbig
• Mulighed for at afpasse driften til døgnvariationer i el-priser. Anlæggene kan køre om
dagen, når el-prisen er høj, og stoppes om natten, når el-prisen er lav. Automatisk start
og stop en gang i døgnet bliver meget vanskeligt at gennemføre for konkurrerende
teknologier.
Den firecylindrede stirlingmotor er designet som et modul, så to motorer kan kobles sammen
til en enkelt motor med den dobbelte effekt. Man kan altså umiddelbart sælge både en 4cylindret
35 kW-el og en 8-cylindret 70 kW-el motor, når udviklingsarbejdet er tilendebragt.
Kunderne i Europa og Canada kan fordeles på følgende grupper:
1. store luksusejendomme, hoteller, sammenslutninger af parcelhuse i små klynger, …
2. små fjernvarmecentraler til boligopvarmning
3. virksomheder fortrinsvis i træindustrien
4. landbrug og gartnerier
I Sydøst Asien og Sydamerika er kunderne f.eks.
1. el-forsyning i landområderne, hvor stirlingmotoranlæggene f.eks. anvender risskaller
som brændsel til drift af rismøller, småindustri m.m.
2. træindustrien
Nedenfor er de enkelte markeder nærmere behandlet.
6.1 Små fjernvarmecentraler til boligopvarmning
Et lille kraftvarmeanlæg baseret på en 35 kW stirlingmotor vil typisk erstatte en oliekedel eller
en kedel til flis eller træpiller med en varmeeffekt på 400 – 1000 kW. Stirling

PSO-FU2204 64 9 kW Stirlingmotor
kraftvarmeanlægget vil ikke alene sælge varme lavet på basis af flis eller træpiller men også
el, der sælges til nettet eller direkte til kunderne, der er tilknyttet fjernvarmesystemet.
I Danmark er der ca. 2,4 mill. boliger, hvoraf ca. halvdelen er parcelhuse, rækkehuse eller
stuehuse på landet. Ca. 10% af disse boliger kunne med fordel tilsluttes et stirlinganlæg, der
producerede varme til opvarmning af boligerne og el til nettet. Det svarer til ca. 120.000
boliger, hvilket svarer til ca. 2.400 anlæg med en el-effekt på 35 kW eller 10.000 anlæg med
en el-ydelse på 9 kW.
I Tyskland, Østrig, Schweiz, Storbritanien og Skandinavien er der ca. 80 mill. boliger, hvilket
med de samme antagelser svarer til ca. 80.000 anlæg med en el-effekt på 35 kW eller
240.000 anlæg med en el-ydelse på 9 kW.
Det internationale marked vurderes til at være meget stort. I Tyskland, Østrig og Schweiz er
interessen allerede nu meget stor, og potentialet i lande som f.eks. Brasilien, Argentina,
Filippinerne og Indonesien skønnes at være endog meget stort.
EU-kommissionen har anslået, at man alene i EU i de kommende år vil investere 1000
milliarder DKr. i anlæg til produktion af el og varme på basis af sol, vind, biomasse og
geotermi. Her anses biomasse at blive det største område.
6.2 Virksomheder fortrinsvis i træindustrien
Næste alle virksomheder i træindustien har et betydeligt behov for el til drift af maskinerne og
varme til opvarmning af produktionslokaler og administration samt til tørring af
råmaterialerne. Varmen produceres ofte ved hjælp af en kedel, der forbrænder høvlspåner,
træsmuld eller andre affaldsprodukter fra produktionen. El købes fra el-nettet.
I en undersøgelse af markedet finansieret af EU angives det, at der i Europa er ca. 224 000
virksomheder indenfor træindustrien. 94% af disse virksomheder beskæftiger mindre end 20
mennesker. Kun 5% har 100 ansatte eller flere. Den samlede omsætning er ca. 1000
milliarder DKr. Mange af disse virksomheder vil med fordel kunne installere en el-generator
eller et kraftvarmeanlæg, der anvender spildprodukter fra produktionen som brændsel.
Størrelsen for langt hovedparten af virksomhederne vil være 10 – 100 kW-el. Alene i Østrig
skønnes det, at der er et behov for 11 000 anlæg med en effekt på 100 kW.
6.3 Landbrug
I Danmark er der 110.000 personer beskæftiget i landbruget, skovbruget og på gartnerierne.
Mange af disse landbrug vil med fordel have en lille 9 kW stirlingmotor til at producere el og
varme til produktionen og boligen.
6.4 Støtteordninger i Europa
I de første 5 – 10 år vil det være nødvendigt at el-prisen er støttet politisk, hvis økonomien i
anlæggene skal være tilstrækkeligt attraktiv. Det forventes imidlertid, at serieproduktion i
større serier på 1000 – 5000 stk. pr. år vil kunne bringe prisen så langt ned, at anlæggene
ikke vil kræve politiske bestemte støtteordninger for at være rentable.
I Tyskland har man indført regler, der medfører at man får mindst 0,19 EURO pr. kWh for el
produceret med biomasse som brændsel på anlæg med en el-effekt under 50 kW. Der er
ikke andre teknologier, der bare er i nærheden af kommercialisering, så det er særdeles
vigtigt at sætte fart på kommercialiseringen, mens der er en meget stor interesse blandt
potentielle kunder.

PSO-FU2204 65 9 kW Stirlingmotor
I Østrig er der indført regler, der er næsten lige så lukrative som i Tyskland, om end reglerne
er noget mere komplicerede.
I Danmark er reglerne for tilskud til kraftvarmeanlæg, der anvender bio-brændsler, desværre
ikke så attraktive. Ved salg af el til nettet får man 60 øre pr. kWh, men hvis anlægget har en
el-effekt under 150 kW kan man producere el til eget forbrug og dermed erstatte
indkøbsprisen for el, som for både private og institutionelle forbrugere er meget høj (op til 1,5
kr pr. kWh).
6.5 Det oversøiske marked
På det oversøiske marked skal prisen helt ned på ca. 12 000 DKr pr. installeret kW-el, hvis
anlægget skal være salgbart i store styktal. Firmaet Shell har udvidet sine
forretningsområder med et femte indenfor biomasse. Shell skønner, at markedet i EU er lille
sammenlignet med Sydamerika og Sydøst Asien. Derfor har Shell købt skov gennem de
seneste år, og Shell er i dag mellem de 10 største skovejere i verden. Også Statoil og Hydro-
Texaco har iværksat aktiviteter indenfor bio-energi, og Statoil er interesseret i at bidrage til
finansiering af opbygningen af et stirlinganlæg, der anvender træpiller som brændsel.
Et detaljeret kendskab til markedet for stirlinganlæg er vanskeligt at opbygge, fordi markedet
ikke eksisterer i dag, og fordi energimarkedet er domineret af politisk styring. Der er derfor i
høj grad tale om pionerteknologi.
6.6 Konkurrerende produkter
Den nærmeste konkurrent til stirlingmotoren i små kraftvarmeanlæg til bio-brændsler er
forgasning og efterfølgende rensning af gassen, så den kan anvendes i en almindelig
forbrændingsmotor. Kommercielle anlæg er ved at komme på markedet, men anlæggene er
forholdsvis komplicerede. Behovet for personale til løbende vedligehold er større
sammenlignet med Stirling-anlæggene, og anlæggene skal serviceres betydeligt oftere.
Yderligere kan der for visse af teknologierne være problemer med bortskaffelse af de
restprodukter, der ofte er en følge af gasrensningsprocessen.
En anden konkurrerende teknologi er dampturbiner eller dampmotorer. Ved el-effekter under
2000 kW er disse anlægstyper dyre og virkningsgraden er lav. Desuden kræves uddannet
personale til at passe dampkedelen, så udgifterne til bemanding og service er høje
sammenlignet med stirlingmotorerne.
Det konkluderes, at der er et betydeligt marked for små stirlingkraftvarmeværker til
biobrændsler med en el-effekt fra 2 kW til 150 kW, og at der ikke ser ud til at komme
konkurrence fra andre producenter af stirlingmotorer eller andre teknologier på kort sigt.

PSO-FU2204 66 9 kW Stirlingmotor
7 Konklusion og forslag til videre arbejde
En omfattende revision af en eksisterende 9 kW stirlingmotor er gennemført, og en ny motor
er fremstillet. Resultatet af udviklingsprojektet er en gennemgribende rekonstruktion af
motorens design, som forventes at være væsentlig forbedret på en række punkter. Bl.a. er
maksimalkraften på lejerne reduceret med 10%, bortset fra lejerne på arbejdsstemplets
forbindelse til åget. For de anvendte nåle- og rullelejer betyder en 10% reduktion af
belastningen en forøgelse af levetiden på næsten 40%. Den nye motor er først afprøvet efter
den formelle afslutning af projektet, og resultaterne fra afprøvningen vedlægges som bilag 8.
Der er opbygget et dataopsamlingssystem, som er anvendt til afprøvning af en af de
eksisterende 9 kW motorer, der blev renoveret til formålet. De nye laboratoriefaciliteter og
den nye motor vil fremover blive anvendt til laboratorieforsøg med henblik på at undersøge
forskellige fænomener samt komponenter og materialer.
Et numerisk simuleringsprogram til analyse af stirlingmotorers egenskaber er modificeret og
forbedret med hensyn til beregning af tab i regeneratoren samt tryktab i motorens forskellige
varmevekslere. Parallelt med arbejdet i nærværende projekt er der udviklet en meget
detaljeret simuleringsmodel til analyse af detaljerne i stirlingmotorens funktion. Denne
udvikling er gennemført som et Ph.D. projekt, og de samlede resultater fra de to
simuleringsmodeller har ført til en væsentlig bedre forståelse af tabsmekanismer i
stirlingmotorer.
Ved sammenligning med måledata er simuleringsprogrammerne verificeret, og resultaterne
viser en meget tilfredsstillende overensstemmelse mellem beregninger og laboratorieforsøg.
I modsætning til de fleste andre modeller til simulering af stirlingprocessen er der i disse
programmer ingen ”tilpasninger” til måledata, men alene løsning af de termodynamiske
ligninger, der beskriver processerne, samt empiriske udtryk til beregning af
varmetransmission og trykfald hentet fra litteraturen eller fra laboratorieforsøg. De to
modeller udgør i dag henholdsvis det hurtigste og det mest detaljerede
simuleringsprogrammer til detaljerede analyser og optimering af stirlingmotorer. Fremtidigt
arbejde indenfor simulering af stirlingmotorer kan med fordel udvides med CFD-beregninger
(Computational Fluid Dynamics) af strømningen i lokale områder af stirlingmotoren for
optimering af delkomponenter og overgange mellem komponenter
De nye og reviderede simuleringsværktøjer er bl.a. anvendt til undersøgelse af tabene i
spalten mellem cylindervæg og stempel i stirlingmotorens varme del. Undersøgelsen viste, at
spalten mellem cylinder og fortrængerstempel hidtil er beregnet på et forkert grundlag, og at
spalten enten skal være større eller mindre for at opnå et mindre spaltetab.
Måledata fra laboratorieforsøg med bl.a. Nitrogen som arbejdsgas har givet interessante
informationer om motorernes fuldlast og dellast egenskaber, samtidig med at forskellige
typer smørefedt til smøring af rulle- og nålelejerne samt slid på de smøringsfri materialer er
undersøgt.
Indledende afprøvning af et smørefedt baseret på en ny type syntetisk olie (PFPE) har
foreløbigt vist lovende resultater, og det forventes at det er muligt at forlænge intervallet
mellem eftersmøring med en faktor 5. Også et af de nye smøringsfri stempelringsmaterialer,
der er afprøvet, har væsentlig forbedrede egenskaber i forhold til det tidligere anvendte.
Forsøgene med en regenerator fremstillet ved sintring af tynde fibre viste, at
fiberregeneratoren havde tilnærmelsesvis samme egenskaber som de regeneratorer, som

PSO-FU2204 67 9 kW Stirlingmotor
allerede anvendes i motorerne. Undersøgelsen blev dog påvirket af, at løse fibre flød rundt i
motoren med arbejdsgassen og satte sig i de PTFE-baserede stempelringe. Tætningerne
virker dårligere med fibre indlejret i overfladen, hvilket indvirkede på målingerne. Desuden
satte der sig fibre i den ventil, der regulerede motorens middeltryk i forhold til trykket i
krumtaphuset. Problemet med løse fibre må nødvendigvis løses, inden det er muligt at
anvende fiberregeneratorerne i praksis.
Alternativer til de eksisterende PTFE-baserede tætningers materiale og udformning er
undersøgt, og forslag til forbedringer identificeret og afprøvet. Tætninger til at holde
smørefedt inde i lejerne er også undersøgt, men der er ikke fundet bedre alternativer selvom
behovet er betragteligt.
Et syntetisk smørefedt fra Klüber er undersøgt, og potentialet for forbedring af driftstid
mellem service samt lejelevetid er betydeligt. Den eneste ulempe ser ud til at være den høje
pris, men da mængden af smørefedt i motoren er lille, er det ikke en hindring for anvendelse
af de syntetiske fedt-typer.
I en artikel præsenteret ved en konference i Durham, UK, er de særlige problemer ved
anvendelse af biomasse som brændstof til stirlingmotorer behandlet. Det kan konkluderes, at
der er en sammenhæng mellem den hydrauliske diameter for den varme varmevekslers
udformning på røggassiden og stirlingmotorens middeltryk. Ved direkte forbrænding af
biomasse er det maksimale middeltryk således ca. 50 bar.
En undersøgelse af fordelen ved at anvende brint som arbejdsgas i stedet for Helium er
gennemført. Ud fra en teoretisk betragtning kan man konkludere, at brint er en bedre
arbejdsgas til stirlingmotorer end Helium. Fordelen ved at anvende brint afhænger imidlertid
af den aktuelle motors konstruktion. Sikkerhedsproblemer og usikkerhed vedrørende brints
eventuelle skadevirkninger på lejerne medfører imidlertid, at det ikke kan anbefales på kort
sigt at anvende brint i stedet for Helium.
En vurdering af stirlingteknologien og markedet viser, at der er et betydeligt potentiale for
afsætning af små anlæg til produktion af el og varme på basis af flis og andre former for
biomasse.
Der er fortsat et stort behov for videreudvikling af teknologien, hvis den danske førerposition
indenfor stirlingmotorer til små kraftvarmeanlæg med biomasse skal bevares. Der er behov
for at udbygge anvendelsen af de udviklede simuleringsprogrammer til optimeringer af
stirlingmotorerne funktion, og et mere systematisk undersøgelse af smøringsfri materialer til
stempelringe er højt prioriteret. Anvendelse af FEM (Finite Element Methode) til analyse af
spændinger og termiske forhold i forbindelse med krumtapmekanismens lejer samt CFD
(Computational Fluid Mechanics) til analyse af strømningsforholdene i stirlingmotorens
komponenter forventes også at kunne bidrage til bedre performance, længere levetid og
reduceret støj.

PSO-FU2204 68 9 kW Stirlingmotor
Referencer
1. Henrik Carlsen, Jonas Bovin, ”9 kW Stirling Engine for Biogas and Natural Gas”,
Energistyrelsen Jr.nr. 5116/96-0011
2. Urieli, I., Berchowitz,”Stirling Cycle Engine Analysis”, Adam Hilger LtD, 1984,
ISBN 0-85274-435-8
3. G. Niemann: Maschinen-elemente. Springer-Verlag 1981. B1