Analysis of the report: “Observation of excess heat by activated metal and Deuterium gas”

Reporting on: 30/09/2017
Publication (ITA): 17/10/2017
Publication (ENG): 06/12/2017




1 – Theoretical and computational errors

2 – Experimental Errors

  • 2a – Calorimetric measurements
  • 2b – Surface temperature difference
  • 2c – Output power
  • 2d – The room temperature
  • 2e – Temperature reading was incorrect
  • 2f – The energy supplied by the fan
  • 2g – Output temperature
  • 2h – Output temperature instability

3 – New version of the report

4 – Conclusions



  • Appendix A
  • Appendix B
  • Appendix C
  • Appendix D


Observation of excess heat by activated metal and Deuterium gas” reports on cold fusion tests performed in a Nickel mesh  by Tadahiko Mizuno. A significant excess of heat, generated by the reactor and measured by an air flow calorimeter is confirmed by comparison with measurements performed without Deuterium and with an identical reactor in which no excess heat was generated due to the absence of active Nickel.

The report is a very detailed description supported by pictures and  diagrams of the various measurements. Here we shall only review the calorimetric data, and not the SEM analyses.

The Author states that he has obtained an excess of power (in form of heat) almost equal to the electric input  for a very wide range of power. The best reported result is: input 248W, output 480 W.


When compared to the output of a dummy reactor, flow calorimetry usually guarantees reliable measurements. . When the excess heat is as large as here, only big mistakes or faked data can alter the results.

We therefore looked for possible errors or inconsistencies and found many.

According to the Abstract with the reactor at 300°C (a temperature never reached during the reported tests ) “generated energy” is 1kW. On page 20 though, the maximum excess power measured is 480W with a 500W input as shown in Figure 29; in Figure 30 at 300°C the expected excess is 650W; on page 24 it is necessary to reach 700°C for an estimated excess of 1kW, but in Figure 40 that same power would be reached at 400°C.

Some errors seem to show that the Author does not know the theoretical bases of the calorimetry he used. Other errors are procedural and seem to show that the Author does not know basic laboratory practice regarding calorimetric and temperature measurements.  All these mistakes seem absurd considering that Tadahiko Mizuno, 72, has a degree in applied physics and has taught at Hokkaido University in the Nuclear Engineering Institute.

1 – Theoretical and computational errors

1a – In section 2.6 (Air flow measurement for heat calibration), the Author indicates with Hc an imaginary “heat capacity of air” that appears to be (as per: “The Cp is described below“) the specific heat at constant pressure Cp as a function of the temperature Tout  but we do not understand the meaning of the following expression:

If Hc refers to the value of Cp to be used in subsequent calculations, the variable should be (Tout + Tin) / 2 and not Tout. Moreover, the values ​​obtained from this expression appear meaningless  both for absolute temperature (T) and for  temperatures in degrees Celsius. In any case, this is a needless speculation: the Author concludes that the error introduced in the absence of such a correction would be 0.3%, totally negligible compared to the 100% excess heat measured.

1b – In the same section, expression (2) is incorrect:

It states that incoming energy is expressed by the integral from 0 to T of W·t dt whereas it is clear that it is the integral from 0 to t of Wdt. The Author uses T to indicate the end time and W·t dt for what is presumably Wt dt (elsewhere the subscript is used correctly). The expression ΔW instead of W, is wrong as well: according to the Author the incoming energy would be the product summation  of two differences.

1c – In the same section expression (3) is also wrong:

in the summation a speed difference is indicated instead of a speed. The letter T, used as second integrating limit, represents the final time, while in the integral that same letter indicates the temperature (written as dT instead of ΔT).
Note that the Author shows the energy input and output in (2) and (3), but all the diagrams show the trend of incoming and outgoing instantaneous power.

1d – The Author calls expression (5) “semi empirical equation“:

one wonders when an expression would be “empirical”. The meaning of dT is specified although it does not appear in this formula which thus provides an air output speed of 0.3 m/s with the fan switched off.

1e – On page 2, the Author makes a great deal of confusion about the Nickel mesh. He writes that the wire diameter is 0.055mm which would actually correspond to a total surface of 0.31m2 as reported, but in the line underneath the wire diameter becomes 0.15mm and the surface would have to be 0.84m2. In both cases, the declared weight of 23g is incorrect (36g and 268g respectively). Even the total wire length of 896 meters would be wrong (correct value 2,550m) if the number of 180 meshes per inch indicated by the Author is correct.

2 – Experimental Errors

The above-mentioned errors should be a post hoc theoretical explanation of the measurements, but the Author or his translator from the Japanese is not familiar with the formulas. Still, measures could have been carried out properly. Unfortunately, the Author does not provide the actual calculations that led him to declare the excess heat. His data and diagrams, however, reveal that the obtained results are not consistent. The description and photographs show how both the calorimetric and the comparison measures are affected by serious mistakes that make the excess heat most unlikely.

2a – Calorimetric measurements

The Author claims to have performed a calorimetric measure by air flow calorimeter, but he calibrates it with a dummy reactor without checking if the results are consistent. The most evident nonsense is an air output velocity of 4m/s which, considering the surface of the orifice, corresponds to over 100m3/h (last lines of page 12 ): “In a usual test, the input power of the blower is 5 W, so the wind speed is 4 m/s. Since the air outlet sectional area is 8.2 × 10-3 m2, air volume of about 3×10-2 m3/s passes through the interior of the box.

Actually, as seen from the characteristic curve of the fan (109BM12GC2-1 powered by 12V) in Figure 1, its maximum flow rate (without back pressure) is 49m3/h: about half the reported rate. By a strange coincidence whatever the power entered into the electric resistance, output is twice the input power.
That the air flow could not exceed 50m3/h is absolutely sure, so one wonders how twice that flow could be measured by an anemometer. The most likely explanation is that air velocity was erroneously measured  at the outlet conduit area of 82cm2 (in fact the calculation errors made on page 2 regarding the surface and weight of Nickel seem to indicate that the Author does not know how to calculate the area  and the circumference of a circle).
An 82cm2 area corresponds to a pipe with a diameter of 100mm, but as can be seen in Figure 14, reproduced here as Figure 2, the diameter appears to be considerably smaller (the outside diameter of the fan being 95mm).

Figura 1

Figure 1

A section of 41cm2 (half of that considered by the Author) corresponds to a diameter of 72mm which appears reasonable considering the picture shown in Figure 2.

Figura 2

Figure 2

From Figure 2 (detail in 2bis) it is also clear that the fan is a SERVO E1033H12B6AM-04 and not the one stated in the report.

Figura 2bis

Figure 2bis

Figure 3 shows the characteristic curves of this fan. As we have seen, it has a free flow rate of only 40m3/h, that is lower than 109BM12GC2-1.

Figura 3

Figure 3


But why does the calorimetry appear correct in the dummy reactor case? Why is it correct even with the “real” reactor but in which vacuum has been made and no Deuterium was introduced? The mistakes that led to estimate twice the actual flow should also be present in the control measurements, which, according to the Author, showed a heat output equal to the energy input. Although measurement errors, as we shall see later, are plausible answers to these questions  they imply a series of random coincidences so unlikely that it cannot be ruled out that  some of these measurements have never been made and have been added subsequently or that they have been “adjusted” to give the results more credibility.

Before an in depth analysis of the calorimetry,  it is appropriate to check the measurement of the surface temperatures of the various reactors. The external temperature of the reactor containing  active Nickel (henceforth the “real” reactor) was superior by far to that of the empty/blank reactor (henceforth the dummy) which was obviously producing no excess heat.

2b – Surface temperature difference

The Author presents the surface temperatures of both “real” and dummy reactors in Figure 19 and 25 (our Figures 4 and 5). The “real” reactor loaded with Deuterium was at a significantly higher temperature (about 30°C) and this, according to the Author, would be a demonstration of the abnormal heat produced inside.

Figura 4

Figure 4


Figura 5

Figure 5

The maximum external surface temperature of the dummy charged with Deuterium was about 80°C while the maximum external temperature of the “real” reactor loaded with Deuterium was about 110°C. Supposing that no abnormal heat was generated, since the reactors were apparently identical, it should be assumed that they had a different emissivity (the “real” less than the dummy) or that their different location inside the room led to a different surface temperature due to different convective motions and resulting in a different exchange  coefficient.
Let’s check if the first hypothesis is plausible.
S is the external surface of each reactor, λ is the convection coefficient, σ is the Boltzmann constant (5.7 x 10-8 Wm-2K-4), α is the emissivity, T0 the ambient temperature, considering the convection and irradiation area  is the same, we can write:

(1) Q = S · λ · (T – T0) + S · α · σ · (T4 – To4)

The λ coefficient for natural convection under test conditions is approximately 8W/m2·°C and is quite independent of ambient temperature. By writing the relationship for the two reactors and presuming  that the heat exchanged Q is identical and indicating with T2 and α2 the external temperature and the emissivity of the “real” reactor; with T1 and α1 the external temperature and the emissivity of the dummy supposed uniform throughout the surface, we can write:

(2) λ · (T2 – T1) = σ · [α1 · (T14 – To4) – α2 · (T24 – To4)]

By replacing the values ​​and temperatures with the constants at the values ​​obtained from Figures 19 and 25, we obtain:

(3) 30 λ = 5.7 x 10-8 · (1.55 · 1010 α1 – 2.15 · 1010 α2)

If α1 = 0.5 and λ = 8W/m2 ·°C is assumed, α2 = 0.16. In other words, a significantly lower emissivity of the “real” reactor compared to the dummy can explain the difference in surface temperature recorded. (Note 1)

Let’s look at the second possibility.

As can be seen in Figure 11 and 16 (our Figures 6 and 7), the “real” and dummy reactors were placed together inside the measuring chamber, one beside the other.
The inlet air was not distributed in the lower part along the entire perimeter of the chamber as it should have been, but through a single large opening near one of the two reactors. (Note 2)
If the ambient temperature around the two reactors is assumed to be between 20 and 25°C, in order to explain the difference in surface temperatures, the dummy coefficient should be greater than that of the “real” reactor by a factor:

(4) hdummy  / hreal   = (110 – 22.5) / (80 – 22.5) = 1.5

i.e. 50 % higher.
Supposing that the reactor placed in front of the inlet air was the dummy, it was brushed by the air in swift motion, so the exchange coefficient was no longer natural convection as it was for the “real” reactor  away from the opening near the dummy.

Figura 6

Figure 6

Figura 7

Figure 7

From Figure 6 we can estimate an opening area of 300cm2, so considering the 45m3/h flow rate, the air velocity of the dummy reactor was about:

(5) V = 45 / (3600 · 300 · 10-4) = 0.4m/s

Experience shows that this speed effectively increases the exchange coefficient by about 50% (see Appendix B).
It is therefore clear that the measured temperature differences on the outside of the reactors do not show an abnormal event within the “real” reactor, but can be explained away by a difference in the emissivity of the surfaces of the two reactors and / or in the convection coefficient due to the wrong decision of placing both reactors inside a measuring chamber that had an air intake near one of them.
As will be seen later, the Author states he checked that the “real” reactor in the absence of Deuterium did not exhibit excessive heat. If we are right, he should have realized that the surface temperature was kept higher on the “real” reactor without Deuterium than on the dummy unless the positions inside the chamber were exchanged. Indeed, since there was no Deuterium inside (due to its excellent thermal exchange, it tends to equalize the surface temperature of the reactor), in the case of the vacuum “real” reactor, the maximum surface temperature should have been higher than on the “real” reactor loaded with Deuterium. Strangely, the Author reports three diagrams of external reactor temperatures, but none for the “real” reactor under vacuum. Such a  diagram would prove us wrong.

2c – Output power

Let’s go back to the calorimetry.
If the air flow was half that supposed by the Author, then the thermal output from the “real” reactor (product of the flow rate times specific heat of the air times the increase of temperature) coincided almost exactly with the power input, provided the temperature reading was correct.
If we suppose this was true for the “real” Deuterium-loaded reactor,  for the dummy reactor and the unloaded “real” reactor, the result was half of it.  Since specific heat and flow of air were certainly independent of the reactor being tested, there are only two possibilities (in our opinion both are true):

  1. part of the heat was dispersed
  2. the reading of the temperatures was incorrect

Since the “real” reactor (which the Author claims generated twice the input power) and the dummy reactor were identical for all geometric aspects and both were loaded with Deuterium, we think that the lower output power of the dummy was due to the fact that the two reactors were not exactly in the same position and that the air inlet was near one of the two.

This, however, cannot explain why “real” under vacuum reactor  gave half the result of the loaded one, unless it had been tested in a different position inside the chamber, or the thermal exchange inside each reactor was very different and generated a different distribution of the external surface temperatures thereby greatly altering the measurement. The problem of the “real” Deuterium-less reactor will be discussed later, for now we consider the “real” and dummy reactors, both loaded with Deuterium, positioned side by side as shown in figure 6.

Let’s consider the first possibility: part of the heat was dispersed.
If part of the heat exchanged by the tested reactor was dispersed by the walls of the measuring chamber, only part of the heat generated by the electrical resistors would be measured by the calorimeter. It’s obvious that part of the heat coming out of the reactor under test was dispersed and did not pass through the fan, since the large uninsulated measurement chamber certainly dispersed heat. We can estimate whether the dispersed heat was negligible as the Author claims (he states on page 13 that the error is less than 2%).
As shown in Figure 16, the chamber consists of a transparent plastic box without any insulation. The total area of ​​this box is about 1.9m2 : 0.3m2  for the ceiling, and 1.6m2 for the walls (Note 3). When the dummy was powered with 100W, the average temperature inside the box was about 2.2°C higher than the outside temperature but the temperature surrounding the box ceiling was about 4.5°C higher than the ambient temperature. Considering an average laminar thermal coefficient of 8W/m2 ·°C for all the surfaces, inside and outside, the heat exchanged by convection was approximately:

(6) Q1 = 4 · (0.3 · 4.5 + 1.6 · 2.2) = 19.5W

To which we have to add the heat exchanged by radiation. The infrared rays emitted by the reactor cannot escape through the plastic walls, but they raise the wall temperature which then disperses heat by convection partly on the inner face (which is exchanged with the air inside the chamber and measured) and partly on the outer face (which is lost).
The contribution of the radiation is difficult to estimate, but considering a reactor surface of 0.3m2, an emissivity α = 0.5 and an external average dummy temperature of 80°C, the heat transferred to the walls and to the ceiling of the chamber is approximately:

(7) Qirr = (1.9 / 2.2) · 5.7 x 10-8 · 0.5 · 0.3 · (3534 – 2984) = 53W

where the value of 2.2m2 is the total area of the chamber, including the lower face not exposed to air.
Part of this power, however, was transferred to the air inside the chamber, so only a little more than half was really lost (if we consider the internal laminar coefficient of exchange equal to the outside one and the outside air temperature not much less than the internal one).
In total, we can therefore estimate that about half of the electrical power in the reactor under test would not be “captured” by the calorimeter. That means an efficiency of about 0.5.
On the other hand, during the calibration with the dummy and 100W input the Author measures ΔT = 4.5°C. Having measured an airflow of 100m3/h, the Author would have obtained:

(8) P = 4.5 · (100/3600) · 1.15 · 1007 ≈ 145W

where 1.15 kg/m3 is the air density at 30°C, 1007J/kg·K is the specific heat at constant air pressure at ambient temperature. Did the Author not realize something was wrong? In fact the air real flow rate was 40 to 45 m3/h, and the calculation would give a 60W output power, indicating that almost half of the input power was dispersed.
The Author writes on page 12: “These results indicate that the heat can theoretically be calculated from the air flow rate, the difference between the temperatures of the air in and the air out, and the air heat capacity. However, we also calibrated the heat balance with the control reactor“. Did the Author think a 50% calibration normal? Is it possible that he did not wonder why it would be required to make such a large correction for an error in excess which is practically impossible in a flow calorimeter?  (Note 4)
Before proceeding with the analysis of the calorimetric measure, it is necessary to focus on the trend of the room temperature.

2d – The room temperature

Although the Author claims to be aware that the ambient temperature varied considerably during the experiments, he argues that this was of no importance since he adopted temperature differences.
This statement is partly true. The specific heat of the air is almost independent of the temperature, even he writes on page 11: “The specific heat of constant pressure air of Cp is hardly affected by temperature“. On the next page, Author writes that this “strong” dependence on temperature is negligible.
However, the Author has neglected the fact that the room temperature varies. When it  is decreasing, the measurement by air flow calorimetry shows a higher than real output power, because the heat stored in the thermal mass formed by the cells and by the calorimeter is transferred to the air. The opposite happens when the room temperature gets warmer. This error increases with the room temperature variation speed, and is higher if the calorimeter time constant is large. The time constant can be estimated in a number of ways, but as can be seen in many diagrams of the report (and in particular from Figures 20 and 23, or in our Figure 8), it was in the order of 2 hours while room temperature variations occurred in a time span of 15 hours. In this case, however, although the variation in ambient temperature was sometimes very large, it did not significantly affect the measurements, but the Author at least had to  acknowledge the problem. In the worst case, shown in Figure 20, in the reading of the room temperature there was a decrease of 5°C in 15 hours: the overhang of the output power is about: E = 1/2 · (5/4.5) · (2/15) = 7.5%, and the temperature difference between the output and input of the calorimeter is 4.5°C. (Note 5)

The Author should have wondered why the ambient temperature varied so much. A variation of 5°C, as can be deduced from the diagram in Figure 20, is very unusual in a normal environment in which masonry inertia prevents rapid changes in room temperature: did he make the measurements in a teepee? A plausible explanation might be that they happened in winter with the heating switched “off and on” or in the summer with an air conditioner near the calorimeter (but the Author on page 14 states: “there is no air conditioner in the laboratory“).
The room temperature of 19°C measured during the recording of the dummy (Figure 20) and of 26°C measured during the recording of the diagram of Figure 26 (“real” reactor) plainly show that such measurements have been carried out at a great distance from each other, probably the first in winter and the last in summer (without an air conditioner).

Figura 8

Figure 8

When comparing two systems, it is necessary to set them in a very similar environment and in a short time so that hidden variables cannot cause differences that lead to wrong conclusions.
In any case, an air flow calorimetry working with a ΔT of a few °C in an environment that changes its temperature of 5°C every 15 hours cannot be trusted.
Figure 20 shows another anomaly: at the end of the test the temperature read by the room probe rises by 2°C in a few minutes and by 5°C in 2 hours while the output temperature remains almost unchanged.
Our hypothesis is that at the end of the test (t = 73000s) both the reactor heating and the fan were switched off and data continued to be recorded for another 3 hours (up to the end of the diagram at the instant t = 83000s).
During these 3 hours the air was no longer taken in the measurement chamber by the fan, so there was only a poor exchange due to the natural draw. The temporary increase in the output temperature is due to the thermal inertia of the reactor which heats a very small air flow. The rise in the inlet temperature is mainly due to the radiating hot reactor (remember that we previously assumed that the dummy was close to the air inlet). The energy received by radiation from the probe was no longer eliminated by the air flowing at high speed when the fan was operating, and the probe immediately indicated an increase in temperature (2°C), due to the small natural airflow. Then the reactor slowly began to cool (it has a mass of more than 20kg), the air velocity due to convective motions has further decreased so that the probe continued to indicate a rising temperature but with a lower rate until, at the end, it reached almost the same temperature as the output probe (strangely it differs by 1°C).
A different explanation cannot be ruled out, however: as the room temperature decreased below 19°C (instant t = 73000s), some environmental heating system was switched on and it generated the rapid increase in room temperature. The peak output temperature after the switching off of the reactor heating would be due to the thermal inertia of the system. The fact that at the end the output temperature is even lower than that of the input, in any case, remains puzzling.

2e – Temperature reading was incorrect

Let’s go back to the calorimetry analysis to investigate the second hypothesis formulated earlier: the reading of the temperatures was incorrect.
As assumed at the previous point, the probe reading the room temperature was exposed to the radiation of the nearby reactor (which we assumed to be the dummy). This suggests the hypothesis that during the tests carried out on this reactor the ambient temperature would be overestimated.
If the air flow was 45m3/h, and about half of the incoming power was dispersed from the enclosure, with 100W electric input, the expected ΔT would be:

(9) ΔT = (50 · 3600) / (45 · 1.15 · 1007) = 3.4°C

instead of the measured 4.5°C. The error (1.2°C) would have led to overestime the output power from the “real” reactor by 36%.
This means that the radiation of the probe is not enough to explain all the excess heat measured, equal to 100%. Were it the only reason, the error should have been 2.2°C. That the probe would actually register a modest radiation from the dummy is plausible, since probes normally have a polished steel casing with low emissivity. This, coupled with the modest emissivity of the reactor, with the small solid angle of exposure and the good coefficient of laminar exchange on the probe, leads to the conclusion that it is unlikely that the excess power measurement derived mainly from an overestimation of the ambient temperature during the test with the dummy reactor.
Since there is no reason to think that the flow of the fan was different during the “real” reactor and the dummy tests, all that remains is an overestimation of the air outlet temperature during the test with the “real” reactor.

2f – The energy injected by the fan

The reading of the air outlet temperature was carried out after the air had passed through the centrifugal fan. Since the fan absorbed about 5W, almost all of these contributed to increase the air temperature. (Note 6)
If only 50% of the 100W inputs were actually passed on to the air that crossed the fan, it means that ignoring the power output from the fan leads to a 10% error.
The Author ignored this error, but it cannot explain the difference in temperature between the different tests, even considering that this error was common at all tests.

2g – Outlet temperature

At this point, all that remains is to think of an overestimation of the output air temperature only in the case of the test with the “real” reactor loaded with Deuterium.
Figure 16 in the report shows that the conduit with the fan was positioned above the reactor away from the ambient air inlet, where we have assumed the “real” reactor was placed.
Figure 14  also shows that the resistance thermometer which measured the air temperature was positioned at the end of the duct, with the connecting cable fixed to the transparent plastic ceiling of the chamber, just above the “real” reactor.
The “real” reactor, contrary to the dummy, was positioned just below the probe. It also had a higher surface temperature thus giving rise to higher radiation (Note 7). To this should be added that the “real” reactor, which was at a surface temperature of 100 – 110°C, generated a stream of hot air venting up by natural convection not disturbed by the air inlet behind the dummy reactor.
Our hypothesis is therefore that the probe, in the “real” reactor test only, read a higher temperature because the hot plastic ceiling transferred heat to the probe connection cable (it had copper conductors,  probe being a PT100).
To explain the apparent excess heat in the most striking case (measure output 980 W), we can calculate a 50% error in the reading of the output temperature.
Although the Author does not state the outlet air temperature at this power level (page 11 reports a typical temperature of 60°C during the test), assuming an ambient temperature of 22°C, he probably measured a temperature T = (980/100) · 4.5 + 22 = 66°C.

If our explanation is true, no abnormal reaction occurred, almost half of the 500W input was dispersed from the plastic container and the approximately 300W remaining approximately raised the 45m3/h of air passing by the fan to: T = (300 · 3600) / (1050 · 1.01 · 45) = 22.5°C. The actual air outlet temperature was then 45°C but since the probe received heat by conduction from the calorimeter ceiling, the Author has measured a higher temperature of about 20°C. (Note 9)
The different air movements inside the calorimeter chamber could  at least partially explain the higher measured temperature with the “real” reactor. During the tests on the dummy, the cold air first moved over the hot reactor then went to strike the walls of the chamber yielding part of the heat received. On the contrary, during the test with the “real” reactor the cold air inlet slowed down before reaching the hot reactor, and went up by natural convection without impacting the walls of the chamber. The hot air was accumulated only in the upper part of the chamber, dissipating less heat (the efficiency of the calorimeter was greater). Furthermore, the hot air warmed the ceiling of the chamber more, increasing the temperature of the probe by conduction as explained above.
All these factors probably coexist and together they can explain why the outlet air temperature was higher with the “real” Deuterium-loaded reactor. However, they do not explain the same air temperature  for the “real” Deuterium-less reactor and the dummy (although the Author declares that in this case he measured a slight excess of power, which he attributes to Deuterium residues).
Although the presence of Deuterium inside the reactor can generate different temperature distributions on its outer wall, it seems unlikely that this could lead to such a large  overestimation, especially if the pressure of the Deuterium was as low as described on page 13. (Note 8)
It must be noted that on page 8 the Author writes: “Both reactors are shown in the photo. These can be tested separately, or at the same time“. This suggests that he carried out tests with two reactors within the chamber as shown in the photos, but also with a single reactor inside it. If the test with the “real” reactor under vacuum had been performed by placing it alone inside the chamber, perhaps in the same position normally occupied by the dummy, it would clearly give the same results as the latter.

2h – Outlet temperature instability

In all the diagrams relating to the air outlet temperature (Figures 20, 23, 26 of the report, the latter reproduced here as our Figure 9) the reading of the output temperature is very noisy, while the reading of ambient temperature is not.

Figura 9

Figure 9

On page 16 the Author states that : “the variation of the outlet temperature is about 0.5°C. This is presumably because the amount of excess heat generation varies.“. But in all the diagrams (e.g. Figure 25,   the reactor surface temperature), is absolutely stable. The same happens to the dummy in Figures 18 and 23.
The oscillation is hard to explain, and the Author doesn’t even try. Among the possible causes, we can suggest:
a – Electromagnetic interferences. Possibly but strangely, they might not have disturbed the reading of the other probes. Figure 16 shows that the Author correctly used a variac to adjust the power of the resistance. As a simple autotransformer, it practically produces no electromagnetic interference. Perhaps the noise was originated by the fan (equipped with an electronically commutated DC motor). This would explain why only the output of the probe  very close to the fan was affected and the data-logger reading was not filtered. Since it performed a reading every 24.47 seconds, it is more likely that the Author introduced a one-second filter at least, which would eliminate any electromagnetic disturbance.
b – Fan  vibrations. Assuming the output probe was in contact with the hot wall of the air outlet duct,  perhaps this contact was uncertain and, as a result of vibrations of the fan, it gave rise to variations in reading. This hypothesis would explain why the noise in the majority of diagrams increases in lockstep with the temperature. In Figure 18 the trend of the calculated power output shows oscillations at the beginning of the test as well, when the temperature was close to the ambient, so this explanation could be wrong.  However the changes in that area of the diagram are approximately ± 2W corresponding to a variation in (Tout – Tin) of approximately ± 0.1°C which is the resolution of the two probes. The steady-state power variations are instead of ± 10W which corresponds to a variation (Tout – Tin) of approximately ± 0.4°C.
c – Air layering. The fan may have drawn in air at variable temperatures as a result of different temporary convective motions inside the calorimeter chamber. These phenomena are proportional to temperature and the oscillation period normally ranges from seconds to many minutes and would not be filterable by a simple filter on the data-logger. Even in this case we can apply the considerations made in the previous point, and we believe it is the most likely hypothesis.
d – PT100 amplifier defect. A bad contact in the amplifier or in the sensor or a problem to the data logger channel could explain the phenomenon, but presumably the tests took place over many months so it is strange that the Author did not notice  it. Furthermore, this hypothesis hardly explains the noise and the temperature increasing in lockstep.

Whatever the explanation, such temperature uncertainties do not belong to a correct calorimetry. It would have been interesting to see a diagram relating to a high-power test, when the temperature measured at the outlet was more than 60°C but unfortunately, for unexplained reasons, the Author gives only comparative results in Figures 27 to 30.

3 – New version of the document

On  September 8, 2017, the Author released an update  removing some errors while adding others. In particular, he acknowledges the area of the outlet duct should be 44cm2 instead of 82cm2 as still stated on page 13. He seems unaware that  the air flow was therefore  40 – 45m3/h and not 108m3/h and writes on page 13 that, by means of smoke, he measured a room crossing time (0.21m3 ) of 7 seconds.
Has he never heard of preferential motions and does he really think that smoke will begin to come out after a time equal to V/Q, V being the volume of the chamber and Q the flow rate of the fan?
Is it possible that the Author is not aware of the inconsistencies of his measures?

In the formulas, the Author eliminates the integrals that were meaningless but introduced further confusions in the summations.
In  expression (2):

ΔW is used as a symbol of power but represents a power difference.
Expression (3) is completely wrong:

ΔV stands for  V and ΔT is omitted.  Hc should be the specific heat, but becomes Cp in the explanation of the formula.

The most important correction on page 12 adds two zeros to expression (1):

The data values, however, still do not coincide with the values written on the previous page and Tout  is still wrong. On page 2 the diameter of the Nickel wire is corrected, its area and weight are still wrong. On page 17 the energy produced rightly decreases from 82.5MJ to 8.25MJ but there is an additional mistake, 8.25ks instead of 82.5ks.

This botched revision together with the statement that the air flow rate was half the one used in the calorimeter calculations confirm our completely negative judgment on the work presented.

4 – Conclusions

At first glance the report may seem exhaustive and well documented, but it contains many inconsistencies and theoretical, computational and experimental errors. All this suggests that, as a result of all these errors (the most sensational is the measurement of the fan flow equal to twice the maximum value declared by the manufacturer), the Author has measured an inexistent heat excess.
Since the laboratory investigation is proceeding, we suggest a simpler measurement method in Appendix D.


Note 1 The calculation is only indicative since the surfaces of the reactors are considered  isotherms while the Author indicates differences in temperature up to 20°C on the surface of each reactor and the surface convection and radiation are considered equal, which is clearly an approximation. The fact that the two approximations are applied to both reactors, however, leads to say that the result, qualitatively, is reliable.
The emissivity of polished stainless steel is extremely variable and depends on the degree of polishing and on surface coatings (oils, polish, etc.). The literature reports a range of variability between 0.25 to 0.7.

Note 2 The Author, on page 9, argues that both the inlet and the outlet of the air in the measuring chamber were 50mm diameter holes. Since the suction port of the adopted centrifugal fan has a diameter of 52mm, it is plausible that the diameter of 50mm was actually used for the hole on the chamber ceiling. The air inlet hole in Figure 12 (in the box with the walls still covered by the protective film) appears to have that diameter, but the statement is clearly contradicted in Figure 16 (two pictures side by side) showing the complete set-up: the used inlet opening was a large window through which cables and piping also passed.
Using a wide opening for the air inlet is not in itself a serious error, but it leads to an inaccurate measurement of the inlet air temperature due to the fact that the height at which it is necessary to measure this temperature is not determined. The air temperature in a room in fact varies by many degrees from floor to ceiling, especially in the case of a room without proper thermal insulation like the one apparently used by the Author (having regard to the large thermal excursion during the experiments). This means that with an opening height of over 30cm, as here, the air temperature varies few tenths of a degree from the lowest point to the highest. Considering that we are measuring temperature differences of the order of 5 degrees, the uncertainty increases by more than 5%. More important still, in an airflow calorimeter you never use a large inlet hole because air currents within the chamber can generate problems as previously explained.

Note 3 This was based on the size stated by the Author on page 9, although if the width is 0.4m, in Figure 12 the stated height (0.7m) appears higher than the real one.

Note 4 A flow calorimeter should have an efficiency (or capture ratio) of at least 0.9 in order to be trusted. Obviously, the measure is normally lower than the actual one due to the dissipation, unless power is entered in other ways, in this case through the fan (5W).

Note 5 Another way to achieve the same result is to consider a steady decrease over time of the ambient temperature of 5°C every 15 hours, equal to 0.33°C/h. The thermal capacity of the entire calorimeter is equal to the sum of the thermal capacity of the two reactors within and that of the plastic chamber. The first two are composed of stainless steel and weigh a total of about 40kg. The acrylic plastic chamber, if 10mm thick, weighs about 18kg. The specific stainless steel heat is 500J/kg·°C, that of the acrylic plastic is 1500J/kg·°C.

The thermal capacity is therefore: C = 20000 + 27000/2 = 33500J/°C were only half the mass of the chamber walls is considered, since half of its heat is transferred to the outside air and not included in the calculation. A variation of 0.33°C/h of the entire system will correspond to a transfer of heat to the air (and therefore interpreted as generated power) equal to: P = 33500 · 0.33 = 11055 J/h = 3W.

If we consider that the real power transferred to the air flowing in the fan in the case of 100 W input was about 40 – 50 W, this value corresponds to approximately 6–7 % as calculated with the previous method.

Note 6 If we assume that the flow rate of the fan is approximately 45m3/h, the manufacturer’s diagram shows that the pressure drop corresponds to about 25 Pa. The useful power for the movement of air is then 0.3W. The rest of the input power to the fan is turned into heat from the motor and the air friction.

Note 7 Since the surface temperature of the “real” reactor was about 30°C higher than the dummy, it follows that the power radiated from the “real” reactor was approximately:

Pr / Pd = (3834 / 3534) = 1.4 times higher.

Note 8 Page 13 states that the pressure of the Deuterium was very low, amounting to 760Pa. Considering that we do not understand the reason to operate at such low pressure and the many mistakes, perhaps the Author intended 760 mmHg, corresponding to 1 bar.

Note 9 A 20°C error may appear unlikely, but the temperature of the ceiling of the calorimeter chamber, during the test with 500W input, must be at least 100°C. In fact, the upper part of the reactor  was very close to the ceiling, with a likely temperature of 230°C (slightly less than in the centre of the reactor). If we consider an emissivity of 0.5 for steel and 0.95 for plastic, the ceiling immediately above receives a power per surface unit approximately:

P = 0.5 · 0.95 · 5.7 x 10-8 · (5034 – 3734) = 1209W/m2

The ceiling was cooled by convection from inside air (to at least 60°C) and outside air (at about 25°C). If we assume an outer heat transfer coefficient (including radiation) of 12W/m2·°C and an inner one of 8W/m2·°C (convection only), indicating with Tc the temperature in °C of the ceiling, we can write:

8 · (Tc – 60) + 12 · (Tc – 25) = 1209

from which Tc = 99°C. Actually, the inside air coming from natural convection on a reactor at 250°C had to be significantly warmer than 60°C, so it is presumed that the temperature of the ceiling was higher than calculated here.

Appendix A

To check whether the hot reactor (up to 250°C), placed under the horizontal ceiling of the calorimeter chamber, could raise significantly its outside temperature, we have prepared the simple set-up shown in Figure A1. A common pressure cooker full of water, maintained just below 100°C by means of an electric hotplate powered by a variac, simulated the reactor. The tabletop of a camping table (plastic) simulated the ceiling of the calorimeter chamber. The ambient temperature was read with a portable digital thermometer and the surface temperature of the table by a pyrometer connected to a tester.

Figura A1

Figure A1

Figure A2 shows the situation a few moments after the surface of the pressure cooker was placed at 20cm from the table top.

Figura A2

Figure A2

Figure A3 shows the situation once the temperatures stabilized: the temperature of the tabletop increased by 11.5°C.

Figura A3

Figure A3

Figure A4 shows the situation with the lid of the pressure cooker just 7cm from the tabletop: the increase was more than 21°C.

Figura A4

Figure A4

This confirms that the air outlet duct and the cable of the outlet probe were in contact with a surface with a temperature considerably higher than that of the air sucked by the fan of the calorimeter.

Appendix B

We checked whether  the value we used for the coefficient of laminar exchange (8W/m2·°C) was reliable for a geometry similar to that of the reactor used by the Author.

Figura B1

Figure B1

As can be seen in Figure B1, we used a plastic cylinder with a diameter of 140mm and 300mm long (total exchange surface = 0.163m2). Inside we placed a common incandescent 100W bulb underpowered by means of a variac so as to deliver 20W (87V; 0.24A) and we shielded it with aluminum foil. The ambient temperature was 20.3°C. The outer surface of the tube has been coated with polished aluminum foil. After a few hours we measured the temperature of the wall of the tube with an optical pyrometer focused on small black zones made of black adhesive tape. The test was performed with the axis of the pipe both horizontal and vertical, as in figures from B2 to B11 which show some of the surface temperatures measured once the steady state conditions were reached.
Using plastic material (PVC) instead of stainless steel increased the temperature differences from point to point (as highlighted by the Author) due to the lower thermal conductivity, but averaging the temperatures for the various areas we obtained an average value for the exchange coefficient in the two cases (horizontal and vertical axis). Since the temperatures were low enough (we have deliberately limited the power to 20W) and the emissivity (polished aluminum <0.2) was very low, the power dissipated by radiation was small (<2W) and the heat was dissipated practically only by natural convection (we considered dissipation by radiation equal to 1W).

Figure B2-B3-B4-B5

Figures B2-B3-B4-B5

Figura B6

Figure B6

Figure B7-B8-B9-B10

Figures B7-B8-B9-B10

Figura B11

Figure B11

The obtained values of the coefficient of laminar exchange were virtually identical in the two cases and equal to λ = 7.5W/m2·°C.

The value we used for the coefficient of laminar exchange of 8W/m2·°C appears to be confirmed with sufficient approximation for this analysis.

We then placed a fan as shown in Figure B12 for an air speed of 0.5m/s (Figure B13). In figure B14 and B15 some temperatures detected  indicate almost a doubling of the coefficient of laminar exchange.

Figura B12

Figure B12

Figura B13

Figure B13

Figure B14-B15

Figures B14-B15

We have also carried out measurements without the aluminum coating.  The emissivity was close to 1 in readings with and without black tape.  Figure B16-B20 show cooler temperatures compared to the previous measurement in static air as a result of a radiation contribution with a coefficient of global exchange (that also takes into account the contribution of radiation) λ = 13.5 W/m2·°C not far from 12W/m2·°C value  we used.

Figure B16-B17-B18-B19

Figures B16-B17-B18-B19

Figura B20

Figure B20

The large temperature differences from point to point and when the position or quality of the surfaces vary clearly shows that  thermometric measures cannot be used as evidence of excess heat.

Appendix C

We wanted to see if the heating of the back of a resistance thermometer can significantly affect the reading as we have assumed.

In Figure C1, the connecting cable of a common PT100 for industrial use is placed on an electric hotplate powered by a variac in order to maintain the surface at about 80°C, to simulate the surface of the ceiling of the calorimeter chamber. The comparison was made with an identical resistance thermometer positioned very close, indicating the actual ambient temperature.


Figura C1

Figure C1

If the heating of the rear part of the probe did not adversely affect its reading, the two readings would have to be identical (we used the same digital indicator switched). But in Figure C2, the probe with the cable positioned on the hot surface shows 1.64°C more.

Figura C2

Figure C2

The value does not seem sufficiently high to explain the temperature read by the Author, but we have to consider that the probes we used were 3mm in diameter and 100mm long while those used by the Author were much shorter and coarser, so the sensitive element on the tip, is much more affected by cable heating. The construction of the probes may also be different, so the type used by the Author could be more affected by the temperature of the cable irrespective of the smaller length. In addition, the temperature of the calorimeter ceiling could also be considerably warmer than the 80°C we used and the probe could also receive heat directly through the wall of the fan duct, inside which the probe was positioned.

Figura C3

Figure C3

Appendix D

We suggest the Author repeats the measurements of the supposed excess heat according to the following method:

1 – Use only the “real” reactor.

2 – Replace the acrylic plastic box of the calorimeter with a slightly smaller one, fit for a single reactor, in polyurethane foam or polystyrene panels 50 mm, coated on the inner side with aluminum foil.
The box will use the same current fan group (the temperature probe is after the fan, but this is negligible considering the heat excess levels declared).
The box will be placed on spacers that keep it raised 10-15 mm above the supporting surface. All the cables and pipes go through this slot, in addition to air. The sensor that reads the ambient temperature will be fixed to the outside at any point close to that slot. A system of this type has an efficiency over 90%.

3 – Perform only the following test (“blank test” or comparisons are not needed):

  • a – bring the reactor under the conditions that, according to the Author, generates abnormal heat.
  • b – wait for the temperature to stabilize (at least 5 hours)
  • c – calculate the theoretical output power (in kW) with the formula:

P = ΔT · 50 · ρ · 1.01 / 3600

Where ΔT represents the temperature difference between input and output; 50 represents the flow of the fan in m3/h; ρ is the density of air at outlet temperature in kg/m3, 1.01kJ/kg·K is the approximate specific heat at constant air pressure. The formula does not take into account losses: typically the result is in defect of 5-10%.

  • d – make vacuum in the reactor and wait for another 5 hours. The alleged anomalous reactions are supposed to stop when the entire Deuterium has been evacuated so that at the end, if abnormal heat was produced, we will get a diagram of the type shown in Figure D1.
Figura D1

Figure D1

If, on the contrary, the result is a diagram of the type shown in Figure D2, we may declare that no abnormal heat was present.

Figura D2

Figure D2

Note 31/12/2017. On 28-29 December we received a lot of comments, one after another, from the same new user: Hannah Kawai. As clearly stated in our Notice webpage, massive or multiple questions and comments are not allowed, likewise the never-ending discussion. Exceptionally (just one time) we reply hereafter but further comments/questions are automatically discharged.


(Q1) “but in Figure 40 that same power would be reached at 400°C.” What is your basis for saying this have you used correlation?
(A1) Mizuno stated as follows: “When the temperature of the reactor (Tr) is expressed as the reciprocal of the absolute temperature, as shown in Fig. 40, the excess heat relationship is linear” (enphasis added). As shown in the Fig. 40, 1kW excess power would be achieved at a value of 400°C (ca. 673K, which the reciprocal value is about 0.0015). In the same figure, at a temperature of 700°C, an excess power bigger (above 1kW) can be extrapolated. The Mizuno’s statement written in the abstract ”When the reactor temperature is 300◦C, the generated energy is 1 kW” is wrong, because Fig. 40 itself indicates less than 1 kW of excess power.


(Q2a) “The emissivity of polished stainless steel is extremely variable and depends on the degree of polishing and on surface coatings (oils, polish, etc.). The literature reports a range of variability between 0.25 to 0.7.” What are your references?
(A2a) The Engineering ToolBox, similar values at link:

(Q2b) If the reactors are reversed and the same results are obtained would this be a good check on equal emissivities?
(A2b) Yes, under the assumptions of a test properly carried out.

(Q2c) “we think that the lower output power of the dummy was due to the fact that the two reactors were not exactly in the same position and that the air inlet was near one of the two.” Why do you think that Mizuno would not use symmetrical positioning? It would be the obvious thing to do.
(A2c) In order to ensure a reliable comparative study it would require the execution of independent tests, using an experimental enclosure containing only one reactor at a time and placing them in the same position. But, conversely, the experimental set-up implemented by Mizuno consists of an enclosure that contains both reactors, which are tested one at a time but in different positions.


(Q3) “The Author should have wondered why the ambient temperature varied so much” What does this statement imply… that he did not know?
(A3) This argument was already addressed in the Note 5, point 2d. The variation over time of the environmental temperature, showed in recorded trend, implies an experimental error of 7%, which does not strongly affect the final result, but that anyway has been utterly disregarded by the author.


(Q4a) “As assumed at the previous point, the probe reading the room temperature was exposed to the radiation of the nearby reactor (which we assumed to be the dummy).” Are you assuming that the dummy and the active reactor are being operated simultanoeusly. or that the active and the dummy reactor are both in the chamber at the same time?
(A4a) It would be meaningless to operate simultaneously with the two reactors. That both the reactors were placed simultaneously into the chamber is clear from the pictures.
(Q4b) What is the basis for this assumption? Is it not simpler to run each reactor in a symmetrical position with one reactor in the chamber per run?
(A4b) Exactly, but it was not the choice pursued by Mizuno. If one reactor set-up simpler why it was used an experimental enclosure of such dimension and why all pictures showed two reactors into the same enclosure?


(Q5a) “he measured a room crossing time (0.21m3 ) of 7 seconds” This was changed to 13 seconds in the final report
(A5a) This subsequent correction shows that Mizuno used the residence time (7 seconds) to estimate the fan flow rate. The residence time was estimated, without taking into account the preferential flow paths. The flow rate, estimated under this wrong assumption, was greater than the real one. In the final document, when Mizuno realized the mistake, increased of approximately twice the time, but curiously still keep the value of 0.03 m3/s for air volume by the blower:
and the new value of 13 seconds does not match anymore the ratio (a mess,  a further Mizuno’s mistake), highlighting that the data has been subsequently manipulated and not directly sourced from real experimental data.
(Q5b) In the development of this airflow calorimetry a number of different configurations have been used with different fans flowrates and outlet sizes to optimise the measurement procedure
(A5b) Your statement is meaningless. In the development of an experimental apparatus it’s a consolidated best practice to perform start-up and optimization tests. Anyway after, when the real experimental phase is started, the measurement systems (including the calorimeter) must remain unchanged; otherwise, the data comparison is no longer possible.


(Q6) Dispersed heat D has been indirectly estimated from airflow sensible heat,S. This simpler method reduces costs,increases flexibility. The main focus has been product development. using a simple excess heat measure Dummy reactor E= S+D Active reactor E= XS +S +D
Using the dummy reactor an empirical D= kS can be developed for different temperatures. The k can be used to estimate D in the active. A series of k’s has been tabulated. k increases with T. In future replication for a selected optimised product ancillary calorific method may be considered to directly measure D.
(A6) The described procedure may be seen the typical one for a calorimeter. The problem is that, usually in order to make a good calorimetry, D should be very small and in particular in this case it should never exceed one-tenth of E. In Mizuno’s calorimeter D, as calculated, is ca. 0.5·E a value absolutely unacceptable. To clarify, this is equivalent to determine the weight of a neonate placed in the mother’s arms by a normal scale, instead of to lay the neonate directly on an accurate infant scale; the weight, determined by difference implies, a high measurement error, especially, in case the mother weight was a long time before determined or effected under different conditions (e.g. dressed differently).


(Q7) “Unfortunately, the Author does not provide the actual calculations that led him to declare the excess heat.“the author has provided raw data here : 120 W calibration” … “The author has provided sample data here, 120W excessheat
(A7) Mizuno does not link or provide any raw data in his papers. You linked two Excel spreadsheets in your comment, the first doesn’t work and  the second opens a spreadsheet titled: “120 W input excess heat result shown in Fig. 28” but the curve of the Excel graph “Wout and Win” differs significantly from Fig. 28 of the document, so this spreadsheet is useless. Moreover it contains formulas and arbitrary coefficients, that even who provided this file it was not able to understood, therefore we do not spend time on these uncorrelated data (Excel plot does not match any curve of Fig. 28) nor on calculation made using coefficients arbitrarily introduced.


(Q8) “the most sensational is the measurement of the fan flow equal to twice the maximum value declared by the manufacturer” The author amended the August,2017. Is the GSVIT statement still valid?
(A8) Not true, just on September 8, 2017 (the date of revised document), the Author released an update. In particular, he acknowledges the area of the outlet duct should be 44cm2 instead of 82cm2 even if he still stated the wrong values on page 13. As explained in our technical review, the fact that, on the occasion of the first issued, the air flow rate was half of what previously stated implies two conclusions:
  • The data of the first issued version are not reliable. Additionally, an error of ca. 100% on a critical parameter is scientifically unacceptable (preprint or not it doesn’t matter) and, in our view, a serious author should not make that kind of correction, but should withdraw the paper
  • The calorimeter performance value of ca. 0.5 is still valid for us and this is an unacceptable value in order to get a reliable result
Also the last document revision continues to quote a largely overestimated air flow rate for power calculation, we have clearly shown that the used blower can’t generate that flow rate order of 65 m3/h or more.
Pubblicato in LENR - Mizuno, LENR - Mizuno Rothwell | 3 commenti

Analisi del documento: “Observation of excess heat by activated metal and deuterium gas”

Stesura del Report in data: 30/09/2017
Pubblicazione: 17/10/2017




1 – Errori teorici e di calcolo

2 – Errori sperimentali

  • 2a – Misura calorimetrica
  • 2b – Differenza di temperatura superficiale
  • 2c – Potenza in uscita
  • 2d – La temperatura ambiente
  • 2e – La lettura delle temperature non era corretta
  • 2f – L’energia immessa dalla ventola
  • 2g – Temperatura di uscita
  • 2h – Instabilità temperatura di uscita

3 – Nuova versione del Documento

4 – Conclusioni

Note (dalla Nota 1 alla Nota 9)


  • Appendice A
  • Appendice B
  • Appendice C
  • Appendice D


Il Documento, oggetto della nostra analisi, riferisce di recenti test di “cold fusion”, all’interno di un reticolo di Nichel in atmosfera di Deuterio, eseguiti da Tadahiko Mizuno. Viene dichiarato un notevole eccesso di calore, misurato mediante calorimetro a flusso d’aria. L’eccesso appare confermato anche da un confronto con misure eseguite senza Deuterio e con un reattore identico a quello utilizzato per l’esperimento, nel quale nessun calore in eccesso era generato per assenza del Nichel attivo.

Il Documento è apparentemente molto dettagliato nella descrizione e nella documentazione fotografica. E’ inoltre ricco di diagrammi relativi alle varie misure effettuate. Qui ci limiteremo ad analizzare i dati relativi alle misure calorimetriche e non analizzeremo le dichiarazioni relative alle analisi SEM.

L’Autore dichiara di avere ottenuto un eccesso di potenza (sotto forma di calore) pari quasi alla potenza introdotta (elettrica) in un amplissimo campo di potenze. Il miglior risultato dichiarato è: 248W forniti in ingresso con 480W ottenuti in uscita.


La misura calorimetrica a flusso, associata al confronto con reattore “dummy” è normalmente garanzia di risultato attendibile. Solo un errore grossolano o il dolo possono alterare il risultato di tale metodo quando l’eccesso di calore da misurare è importante come in questo caso.

La nostra analisi si è quindi orientata alla ricerca di possibili errori grossolani o incongruenze che dimostrerebbero l’inaffidabilità del lavoro presentato.

Di errori nel documento ce ne sono parecchi a cominciare dall’Abstract ove si legge che con il reattore a 300°C (temperatura mai raggiunta nel corso dei test riportati nel Documento) si ha una “generated energy” pari a 1kW, valore smentito in tutto il resto del lavoro (a pagina 20 viene affermato che il massimo eccesso di potenza misurato è stato di 480W con 500W in ingresso come mostrato anche in figura 29; in figura 30 si vede che l’eccesso atteso a 300°C sarebbe di 650W; a pagina 24 l’Autore stima necessario raggiungere i 700°C per avere un eccesso di 1kW ma nel diagramma di figura 40 si vede che tale potenza si raggiungerebbe già a 400°C).

Alcuni errori sembrano dimostrare che l’Autore non conosce le basi teoriche della calorimetria che ha utilizzato. Altri errori, procedurali, sembrano dimostrare che l’Autore non conosce le basi della pratica di laboratorio relativa alle misure calorimetriche e di temperatura. Tutti questi errori sembrano assurdi se si considera che Tadahiko Mizuno, settantadue anni, risulta avere una laurea in fisica applicata e aver insegnato alla Hokkaido University nell’istituto di ingegneria nucleare.

1 – Errori teorici e di calcolo

1a – Nel capitolo 2.6 del Documento (Air flow measurement for heat calibration) l’Autore indica con Hc un fantomatico “heat capacity of air” che dalla descrizione (e dalla frase: “The Cp is described below“) non sembra essere altro che il calore specifico a pressione costante Cp in funzione della temperatura Tout  ma non si capisce il senso di tale espressione che qui sotto riportiamo:

Se l’Autore avesse voluto indicare con Hc il valore di Cp da usare nei calcoli successivi avrebbe dovuto utilizzare come variabile (Tout + Tin) / 2 e non Tout. Inoltre i valori che si ottengono da tale espressione appaiono privi di senso sia utilizzando le temperature assolute (come la lettera T maiuscola sembra indicare) che adottando temperature in gradi Celsius. In ogni caso si tratta di inutili speculazioni, dato che lo stesso Autore conclude che l’errore introdotto in caso di assenza di tale correzione sarebbe stato dello 0.3%, del tutto trascurabile rispetto all’eccesso di calore misurato, pari al 100%.

1b – Nello stesso capitolo l’espressione (2) è errata:

In essa si dice che l’energia in ingresso sarebbe espressa dall’integrale da 0 a T di W·t dt mentre è chiaro che essa vale l’integrale da 0 a t di Wdt. L’Autore utilizza il simbolo per i gradi Kelvin per indicare il tempo finale e indica con W·t dt quello che forse voleva essere Wt dt (altrove il pedice è utilizzato correttamente). L’espressione mediante sommatoria è ugualmente errata, dal momento che scrive ΔW anzichè W: secondo l’Autore l’energia in ingresso sarebbe la sommatoria del prodotto di due differenze.

1c – Nello stesso capitolo l’espressione (3) è ancora errata:

nella sommatoria viene indicata una differenza di velocità anziché una velocità. L’integrale utilizza come secondo limite di integrazione la lettera T che nell’intenzione dell’Autore rappresenta il tempo finale, mentre la stessa lettera all’interno dell’integrale è utilizzata per indicare la temperatura (con la scritta errata dT anzichè ΔT).
Si noti che l’Autore indica con le espressioni (2) e (3) le energie entranti e uscenti, mentre tutti i diagrammi rappresentano l’andamento delle potenze istantanee entranti e uscenti.

1d – L’Autore definisce l’espressione (5) “semi empirical equation“:

viene da chiedersi quando l’Autore definisce una espressione “empirica”. Si noti come l’Autore spieghi cosa sia in tale formula dT che però non vi compare e come tale espressione prevede una velocità di uscita dell’aria pari a 0.3m/s a ventola spenta.

1e – A pagina 2 del Documento l’Autore fa una grande confusione riguardo la rete di Nichel. Scrive prima che il diametro del filo era di 0.055mm cui corrisponderebbe effettivamente una superficie totale di 0.31m2 come scritto nel Documento, ma nella riga sotto scrive che il diametro del filo era 0.15mm: in questo caso la superficie sarebbe stata di 0.84m2. In entrambi i casi non torna il peso dichiarato di 23g (36g e 268g nei due casi). Anche la lunghezza totale del filo, indicata in 896 metri sarebbe sbagliata (valore corretto 2550m) se è corretto il valore del numero di maglie per pollice indicato dall’Autore (mesh 180).

2 – Errori sperimentali

Gli errori sopra evidenziati indicano che l’Autore ha voluto dare a posteriori una spiegazione teorica alla sua misura ma che o lui o chi ha curato la traduzione dal giapponese ha poca dimestichezza con le formule. Ciò non impedisce che le misure potessero essere state effettuate nel modo corretto. Purtroppo l’Autore non riporta i calcoli effettivamente eseguiti che lo hanno portato a dichiarare l’eccesso di calore. Riporta però molti dati e diagrammi che permettono di verificare che i risultati ottenuti non sono congruenti tra loro. La descrizione e le fotografie mostrano come sia la misura calorimetrica che quella di confronto fossero affette da gravi errori che probabilmente hanno portato l’Autore a dichiarare un eccesso di calore in realtà inesistente.

2a – Misura calorimetrica

L’Autore sostiene di avere effettuato una misura calorimetrica mediante calorimetro a flusso d’aria, ma in realtà effettua una calibrazione mediante “dummy reactor” senza preoccuparsi di controllare se i vari risultati ottenuti fossero congruenti. La assurdità più evidente è costituita dal fatto che per far tornare il bilancio termico (l’Autore ritiene che tutto il calore uscente dai reattori venisse trasportato dall’aria che esce dalla bocca della ventola) egli dichiara di avere misurato una velocità dell’aria in uscita pari a 4m/s cui, considerando la superficie dell’orifizio, egli sostiene corrisponda una portata di oltre 100m3/h (ultime righe di pag 12 del Documento): “In a usual test, the input power of the blower is 5 W, so the wind speed is 4 m/s. Since the air outlet sectional area is 8.2 × 10-3 m2, air volume of about 3×10-2m3/s passes through the interior of the box.

In realtà, come si vede dalla curva caratteristica della ventola dichiarata dall’Autore (109BM12GC2-1 alimentata a 12V) riportata in figura 1, la massima portata di tale ventola (a bocca libera) è pari a 49m3/h: circa la metà di quanto dichiarato dall’Autore. Una strana coincidenza che alla fine, qualunque potenza l’Autore immettesse nelle resistenze, in uscita ritrovasse proprio il doppio della potenza in ingresso.
Che la portata dell’aria non potesse essere superiore a 50m3/h è una certezza assoluta, per cui occorre chiedersi come abbia fatto l’Autore a misurare, mediante un anemometro, una portata doppia. La spiegazione più probabile è che abbia sbagliato a misurare l’area del condotto di uscita ove ha misurato la velocità dell’aria, che egli indica di 82cm2 (in effetti gli errori di calcolo effettuati a pagina 2 relativi alla superficie e peso del Nichel utilizzato sembrano indicare che l’Autore non sappia calcolare la superficie di un cerchio e la lunghezza di una circonferenza).
Un’area di 82cm2 corrisponde a un tubo di diametro superiore a 100mm, ma come si può vedere in figura 14 del Documento, che per comodità riportiamo in figura 2, il diametro reale appare essere decisamente inferiore (si consideri che il diametro esterno della ventola è 95mm).

Figura 1

Figura 1

A una sezione di 41cm2 (cioè la metà di quella considerata dall’Autore) corrisponde un diametro di 72mm che appare ragionevole osservando la foto riportata in figura 2.

Figura 2

Figura 2

Dalla figura 2 (dettaglio nella 2bis) appare anche chiaro che la ventola non è quella dichiarata dall’Autore, ma si tratterebbe di una SERVO E1033H12B6AM-04.

Figura 2bis

Figura 2bis

In figura 3 riportiamo le curve caratteristiche di tale ventola. Come si vede essa presenta portata a bocca libera di soli 40m3/h, cioè inferiore alla 109BM12GC2-1.

Figura 3

Figura 3


Ma perché la misura calorimetrica appare corretta nel caso del “dummy reactor”? Perché è corretta anche con il reattore “real” ma nel quale è stato fatto il vuoto e non è stato introdotto il Deuterio? Cioè, se l’Autore ha commesso errori che lo hanno portato a stimare una portata dell’aria doppia del reale, l’errore doveva essere presente anche nelle misure di controllo, che invece, secondo l’Autore, hanno presentato calore in uscita pari all’energia immessa. Anche se è possibile, come si vedrà più avanti, dare plausibili spiegazioni a queste domande mettendo in conto solo errori di misura, questa ipotesi porta a dover accettare una serie di casuali e improbabili coincidenze che portano ad affermare che non si può escludere che qualcuna di queste misurazioni in realtà non sia mai stata eseguita e sia stata aggiunta a posteriori o sia stata “aggiustata” per dare maggiore credibilità ai risultati.

Prima di approfondire la misura calorimetrica è opportuno analizzare le misure delle temperature superficiali dei vari reattori. La temperatura esterna del reattore contenente il Nichel attivo (che d’ora in poi chiameremo reattore “real”) risultava ben superiore a quella del reattore di confronto (che d’ora in poi chiameremo reattore “dummy”) che, ovviamente, non stava producendo eccesso di calore.

2b – Differenza di temperatura superficiale

L’autore riporta in figura 19 e 25 del Documento (che per comodità riportiamo in figura 4 e 5) le temperature superficiali dei due reattori (“dummy” e “real”). Il reattore “real” caricato con Deuterio risultava essere a temperatura notevolmente superiore (di circa 30°C) e questo, secondo l’Autore, sarebbe una dimostrazione dell’esistenza di calore anomalo prodotto all’interno.

Figura 4

Figura 4


Figura 5

Figura 5

La massima temperatura superficiale esterna del reattore “dummy” caricato con Deuterio era di circa 80°C mentre la massima temperatura esterna del reattore “real” caricato con Deuterio era di circa 110°C. Se supponiamo che nessun calore anomalo venisse generato, dal momento che i reattori erano apparentemente identici, occorre supporre che avessero diversa emissività (minore quello “real”) oppure che la diversa posizione all’interno della camera abbia portato a questa diversa temperatura superficiale a causa di differenti moti convettivi e conseguente diverso coefficiente di scambio.
Verifichiamo se la prima ipotesi è plausibile.
Detta S la superficie esterna di ogni reattore, λ il coefficiente di scambio convettivo, σ la costante di Boltzmann (5.7 x 10-8 Wm-2K-4), α l’emissività, T0 la temperatura ambiente, considerando che la superficie relativa alla convezione sia la stessa relativa all’irraggiamento, possiamo scrivere:

(1) Q = S · λ · (T – T0) + S · α · σ · (T4 – To4)

Il coefficiente λ per la convezione naturale nelle condizioni del test vale mediamente 8W/m2·°C ed è abbastanza indipendente dalla temperatura nell’intorno della temperatura ambiente. Scrivendo la relazione per i due reattori e imponendo che la potenza termica scambiata Q sia identica e indicando con T2 e α2 la temperatura esterna e l’emissività del reattore “real”; con T1 e α1 la temperatura esterna e l’emissività del reattore “dummy”, supposte uniformi su tutta la superficie, si ottiene:

(2) λ · (T2 – T1) = σ · [α1 · (T14 – To4) – α2 · (T24 – To4)]

Sostituendo alle costanti il loro valore e alle temperature i valori ricavabili dalle figure 19 e 25, si ottiene:

(3) 30 λ = 5.7 x 10-8 · (1.55 · 1010 α1 – 2.15 · 1010 α2)

Se si suppone α1 = 0.5 e λ = 8W/m2·°C, si ottiene α2 = 0.16. Cioè occorre supporre una emissività notevolmente inferiore del reattore “real” rispetto a quello “dummy” per spiegare la differenza di temperatura superficiale registrata. (Nota 1)

Verifichiamo la seconda possibilità.

Come si vede in figura 11 e 16 del Documento (che riportiamo per comodità in figura 6 e 7), i reattori “real” e “dummy” erano posizionati insieme all’interno della camera di misura, l’uno accanto all’altro.
Come si vede l’ingresso dell’aria non avveniva in modo distribuito nella parte bassa, lungo tutto il perimetro della camera come sarebbe dovuto essere, ma avveniva tramite una unica grossa apertura posta vicino a uno dei due reattori. (Nota 2)
Se si suppone che la temperatura dell’ambiente attorno ai due reattori fosse 20 – 25°C, per spiegare la differenza di temperatura superficiale occorre supporre che il coefficiente di scambio relativo al reattore “dummy” fosse maggiore di quello relativo al reattore “real” di un fattore:

(4) hdummy  / hreal   = (110 – 22.5) / (80 – 22.5) = 1.5

Cioè circa il 50% superiore.
Se supponiamo che il reattore posto di fronte all’ingresso dell’aria fosse quello “dummy” esso veniva lambito da aria in deciso movimento, per cui il coefficiente di scambio non era più quello relativo alla convezione naturale come invece era per il reattore “real” posto lontano dall’apertura, dietro il reattore “dummy”.

Figura 6

Figura 6

Figura 7

Figura 7

Dalla figura 6 si si può stimare una superficie dell’apertura pari a 300cm2, per cui, considerando una portata di 45m3/h, la velocità dell’aria che investiva il reattore “dummy” era circa:

(5) V = 45 / (3600 · 300 · 10-4) = 0.4m/s

L’esperienza dice che questa velocità porta effettivamente a un incremento del coefficiente di scambio dell’ordine del 50% (vedi Appendice B).
E’ quindi chiaro che le differenze di temperature misurate sull’esterno dei reattori non dimostrano che all’interno del reattore “real” avvenisse qualcosa di anomalo, ma sono perfettamente spiegabili con una differenza nelle emissività delle superfici dei due reattori e/o con una differenza nel coefficiente di scambio convettivo dovuto alla scelta errata di posizionare entrambi i reattori all’interno di una camera di misura che presentava l’ingresso dell’aria vicino a uno solo di essi.
Come si vedrà in seguito l’Autore dichiara di avere verificato che il reattore “real” in assenza di Deuterio non presentava eccesso di calore. Se fosse vera la nostra ipotesi, l’Autore si sarebbe dovuto accorgere che la temperatura superficiale del reattore “real” senza Deuterio si manteneva a valori superiori a quelli del reattore “dummy” se le posizioni all’interno della camera non venivano scambiate. Anzi, dal momento che mancava il Deuterio all’interno (che con il suo ottimo scambio termico tende a uniformare la temperatura superficiale del reattore) nel caso del reattore “real” sotto vuoto l’Autore avrebbe dovuto misurare una temperatura massima superficiale superiore a quella misurata con il reattore “real” caricato con Deuterio. Stranamente l’Autore riporta ben tre diagrammi di temperature esterne dei reattori, ma non accenna minimamente all’andamento di tali temperature nel caso del reattore “real” sotto vuoto, andamento che avrebbe potuto smentire la nostra ipotesi.

2c – Potenza in uscita

Torniamo alla misura calorimetrica.
Se la portata d’aria era la metà di quella supposta dall’Autore allora la potenza termica in uscita dal reattore “real” (prodotto della portata per il calore specifico dell’aria per l’incremento di temperatura) coincideva quasi esattamente con la potenza elettrica in ingresso, ammesso che la lettura delle temperature fosse corretta.
Se supponiamo che ciò fosse vero per il reattore “real” e caricato con Deuterio significa che nel caso del reattore “dummy” e del reattore “real” sotto vuoto il risultato era pari alla metà del reale. Per spiegarlo, dal momento che calore specifico dell’aria e portata erano certamente indipendenti dal reattore sotto test, ci sono solo due possibilità (secondo noi entrambe vere):

  1. parte del calore veniva dispersa
  2. la lettura delle temperature non era corretta

Dal momento che il reattore “real” caricato con Deuterio (che secondo l’Autore erogava il doppio della potenza in ingresso) e il reattore “dummy” erano effettivamente identici per tutti gli aspetti geometrici e entrambi caricati con Deuterio non rimane che pensare che la minore potenza in uscita nel caso del reattore “dummy” fosse legata al fatto che i due reattori non erano esattamente nella stessa posizione e che l’ingresso dell’aria fosse vicino a uno dei due.

Questa spiegazione però non può spiegare perché il reattore “real” sotto vuoto desse origine a una misura dimezzata rispetto allo stesso reattore caricato con Deuterio, a meno che non fosse stato testato in una posizione diversa all’interno della camera o che, in un qualche modo, il fatto che lo scambio termico all’interno del reattore fosse nei due casi molto diverso con conseguente diversa distribuzione delle temperature superficiali esterne del reattore abbia modificato pesantemente la misura. Del problema del reattore “real” sotto vuoto ce ne occuperemo in seguito, per ora consideriamo i due reattori, “real” e “dummy”, entrambi caricati con Deuterio, posizionati l’uno accanto all’altro.

Prendiamo anzitutto in esame la prima possibilità: parte del calore veniva dispersa.
Se parte del calore scambiato dal reattore sotto test veniva disperso dalle pareti della camera di misura, solo una parte del calore generato dalle resistenze elettriche sarebbe stato misurato dal calorimetro. Che parte del calore uscente dal reattore sotto test venisse disperso e non passasse attraverso la ventola è ovvio, dal momento che la grossa camera di misura non coibentata certamente disperdeva calore. Possiamo stimare se questa parte di calore dispersa fosse trascurabile come sostiene l’Autore (che a pagina 13 del Documento dichiara un errore inferiore al 2%).
Come si vede in figura 16 del Documento la camera era costituita da una scatola in plastica trasparente, senza alcuna coibentazione. La superficie totale esposta all’aria di tale scatola era di circa 1.9m2: 0.3m2 relativi al soffitto, e 1.6m2 relativi alle pareti (Nota 3). Nel caso del reattore “dummy” quando venivano immessi 100W, la temperatura media all’interno della scatola era di circa 2.2°C superiore a quella esterna, ma la temperatura che lambiva il soffitto della scatola era di circa 4.5°C superiore a quella ambiente. Considerando un coefficiente di scambio termico laminare medio di 8W/m2 °C sia all’interno che all’esterno, sia per le superfici orizzontali che verticali, si ottiene che il calore scambiato per convezione era dell’ordine di:

(6) Q1 = 4 · (0.3 · 4.5 + 1.6 · 2.2) = 19.5W

A questo va aggiunto il calore scambiato per irraggiamento. I raggi infrarossi emessi dal reattore non possono uscire attraverso le pareti in plastica, ma contribuiscono a innalzare la temperatura della parete che poi disperde calore per convezione in parte sulla faccia interna (che viene ceduta all’aria e misurata) e in parte sulla faccia esterna (che viene persa).
Il contributo dell’irraggiamento è difficile da stimare, ma considerando una superficie del reattore di 0.3m2, una emissività α = 0.5 e una temperatura media esterna del reattore “dummy” pari a 80°C, il calore ceduto alle pareti e al cielo della camera vale circa:

(7) Qirr = (1.9 / 2.2) · 5.7 x 10-8 · 0.5 · 0.3 · (3534 – 2984) = 53W

essendo il valore 2.2m2 la superficie della camera, compresa la faccia inferiore non esposta all’aria.
Questa potenza però veniva in parte riceduta dalle pareti all’aria interna alla camera, per cui solo poco più della metà andava effettivamente perduta (se consideriamo il coefficiente di scambio laminare interno uguale a quello esterno e la temperatura dell’aria esterna non molto inferiore a quella interna).
In totale possiamo quindi stimare che circa metà della potenza elettrica immessa nel reattore sotto test non venisse “catturata” dal calorimetro. Cioè esso aveva una efficienza pari circa a 0.5.
D’altra parte durante la calibrazione con il reattore “dummy” con 100W in ingresso l’Autore misura ΔT = 4.5°C. Avendo misurato una portata di aria di 100m3/h, l’Autore, avrebbe ottenuto:

(8) P = 4.5 · (100/3600) · 1.15 · 1007 ≈ 145W

ove 1.15kg/m3 è la densità dell’aria a 30°C, 1007J/kg·K è il calore specifico a pressione costante dell’aria a temperatura prossima a quella ambiente. L’Autore non si è accorto che qualcosa non quadrava? In realtà la portata dell’aria doveva essere 40 – 45 m3/h e il calcolo avrebbe dato una potenza in uscita di 60W indicando che, effettivamente, quasi metà della potenza immessa andava dispersa.
L’Autore a pagina 12 del Documento scrive: “These results indicate that the heat can theoretically be calculated from the air flow rate, the difference between the temperatures of the air in and the air out, and the air heat capacity. However, we also calibrated the heat balance with the control reactor“. Possibile che l’Autore abbia ritenuto normale apportare una calibrazione del 50%? Possibile che l’Autore non si sia chiesto come mai fosse necessario dover apportare una correzione (e di questa entità) per correggere un errore in eccesso, cosa praticamente impossibile in un calorimetro a flusso? (Nota 4)
Prima di procedere con l’analisi della misura calorimetrica è opportuno soffermarci sull’andamento della temperatura ambiente.

2d – La temperatura ambiente

Sebbene l’Autore dichiari di essere consapevole che la temperatura ambiente variava notevolmente durante gli esperimenti, egli sostiene che ciò non aveva alcuna importanza dal momento che egli adottava differenze di temperatura.
Questa affermazione è in parte vera. Il calore specifico dell’aria è quasi indipendente dalla temperatura, anche se egli scrive a pagina 11, in uno strano inglese: “The specific heat of constant pressure air of Cp is hardly affected by temperature“. Comunque è lo stesso Autore che, nella pagina successiva, scrive che questa “forte” dipendenza dalla temperatura in realtà è trascurabile.
L’Autore però ha trascurato il fatto che se la temperatura ambiente varia e, per esempio, sta diminuendo la misura effettuata mediante calorimetria a flusso d’aria, dichiara una potenza in uscita maggiore del reale, dal momento che viene trasferito all’aria il calore immagazzinato nella massa termica costituita dall’oggetto sotto test e da parte del calorimetro. Il contrario avviene se la temperatura ambiente è in crescita. Questo errore è tanto maggiore quanto maggiore è la velocità di variazione della temperatura ambiente, e quanto maggiore è la costante di tempo del calorimetro. La costante di tempo può essere stimata in vari modi, ma come si può vedere in molti diagrammi del Documento (e in particolare dalle figure 20 e 23 del Documento, la prima riportata più avanti in figura 8), essa era dell’ordine di 2 ore mentre le variazioni di temperatura ambiente avvenivano in un arco temporale dell’ordine di 15 ore. Nel caso in esame quindi, seppure le variazioni della temperatura ambiente fossero in qualche caso molto elevate, esse non influivano in modo importante sulle misure ma l’Autore avrebbe almeno dovuto accennare al problema. Nel caso peggiore, quello raffigurato in figura 20 del Documento relativo al reattore “dummy”, ove si è avuta una diminuzione della lettura della temperatura ambiente di 5°C in 15 ore, la sovrastima della potenza in uscita è di circa: E = 1/2 · (5/4.5) · (2/15) = 7.5%, essendo 4.5 la differenza di temperatura in °C tra uscita e ingresso del calorimetro. (Nota 5)

L’autore avrebbe dovuto chiedersi come mai la temperatura ambiente variava tanto nel corso delle 24 ore. Una variazione di 5°C, come si può dedurre dal diagramma riportato in figura 20 del Documento, è veramente strana in un normale ambiente nel quale l’inerzia delle murature impedisce rapide variazioni della temperatura ambiente: ha eseguito le misure in un tepee? Una spiegazione plausibile potrebbe essere che l’Autore, maldestramente, abbia operato in inverno con il riscaldamento che passava da spento ad acceso al massimo o in estate con un condizionatore nelle vicinanze del calorimetro (ma l’Autore a pagina 14 afferma: “there is no air conditioner in the laboratory“).
La temperatura ambiente di 19°C misurata nel corso della registrazione del diagramma di figura 20 (“dummy reactor”) e la temperatura di 26°C misurata nel corso della registrazione del diagramma di figura 26 (“real reactor”) lascia pensare che tali misurazioni siano state eseguite a grande distanza l’una dall’altra, probabilmente la prima durante il periodo invernale e l’ultima durante l’estate (senza condizionatore dell’aria, come asserisce l’Autore).

Figura 8

Figura 8

Quando si effettuano confronti è fondamentale eseguirli nelle condizioni ambientali le più simili possibili e a breve distanza di tempo in modo da evitare che variabili nascoste possano generare differenze che porterebbero a errate conclusioni.
In ogni caso una calorimetria a flusso d’aria con un ΔT di pochi °C in un ambiente che cambia la propria temperatura di 5°C ogni 15 ore non può essere ritenuta affidabile.
In figura 20 del Documento si nota un’altra anomalia: alla fine del test la temperatura letta dalla sonda ambiente sale di 2°C in pochi minuti e di ben 5°C in 2 ore mentre la temperatura di uscita rimane quasi invariata.
Una nostra ipotesi è che l’Autore a fine test (all’istante t = 73000s) abbia spento sia il riscaldamento del reattore che la ventola e abbia continuato a registrare i dati per altre 3 ore (fino a fine diagramma, all’istante t = 83000s).
Durante queste 3 ore l’aria non veniva più richiamata all’interno della camera di misura dall’azione della ventola, per cui c’era solo un lentissimo ricambio dovuto al “tiraggio” naturale. Il temporaneo innalzamento della temperatura di uscita è dovuto all’inerzia termica del reattore che riscalda una portata d’aria fortemente ridotta. L’innalzamento della temperatura di ingresso è dovuto principalmente all’irraggiamento del reattore caldo (ricordiamo che già in precedenza avevamo supposto che dei due reattori quello più vicino alla bocca di ingresso aria e quindi alla sonda della temperatura di ingresso era il reattore “dummy”). L’energia ricevuta per irraggiamento dalla sonda non veniva più eliminata dall’aria ambiente che fluiva ad alta velocità quando la ventola era in funzione e la sonda ha indicato immediatamente un incremento di temperatura che era limitato dal piccolo flusso d’aria garantito dal “tiraggio” naturale a circa 2°C. Poi il reattore ha cominciato lentamente a raffreddarsi (ha una massa di oltre 20kg), la velocità dell’aria dovuta ai moti convettivi è ulteriormente diminuita per cui la sonda ha continuato a indicare una temperatura in crescita ma con pendenza minore fino, alla fine, a portarsi quasi alla stessa temperatura della sonda di uscita (stranamente differisce di 1°C).
Ma non si può escludere che la spiegazione sia un’altra: essendo scesa la temperatura ambiente sotto a 19°C (istante t = 73000s), appena spento il riscaldamento del reattore, un qualche sistema di riscaldamento ambientale sia stato acceso e ad esso sia dovuto il rapido aumento della temperatura ambiente. Il picco della temperatura di uscita dopo lo spegnimento del riscaldamento del reattore sarebbe comunque dovuto all’inerzia termica del sistema. Il fatto che alla fine la temperatura di uscita risulti addirittura inferiore a quella di ingresso, in ogni caso, rimane inspiegabile.

2e – La lettura delle temperature non era corretta

Torniamo alla analisi della calorimetria per indagare la seconda ipotesi formulata precedentemente: la lettura delle temperature non era corretta.
Come ipotizzato al punto precedente, la sonda che leggeva la temperatura ambiente era esposta all’irraggiamento da parte del reattore vicino (che abbiamo ipotizzato essere il “dummy”). Questo porta all’ipotesi che durante i test effettuati su tale reattore la temperatura ambiente venisse sovrastimata.
In realtà, come visto in precedenza, se la portata dell’aria era di 45m3/h, e circa metà della potenza in ingresso era dispersa dall’involucro, con 100W elettrici in ingresso il ΔT atteso sarebbe:

(9) ΔT = (50 · 3600) / (45 · 1.15 · 1007) = 3.4°C

contro i 4.5°C misurati. L’errore (1.1°C) avrebbe portato a una sovrastima della potenza in uscita dal reattore “real” del 36%.
Questo significa che l’irraggiamento della sonda probabilmente non era tale da alterare la sua lettura di una quantità tale da spiegare tutto l’eccesso di calore misurato, pari al 100%. Perché questa fosse l’unica ragione l’errore sarebbe dovuto essere di 2.2°C. Che in realtà la sonda risentisse in modo modesto dell’irraggiamento proveniente dal reattore “dummy” è plausibile dato che normalmente le sonde hanno l’involucro in acciaio lucido quindi con bassa emissività. Questo, unito alla modesta emissività del reattore, al piccolo angolo solido di esposizione e al buon coefficiente di scambio laminare sulla sonda porta alla conclusione che è improbabile che la misura di potenza in eccesso derivasse principalmente da una sovrastima della temperatura ambiente durante i test col reattore “dummy”.
Dal momento che non vi è ragione di pensare che la portata della ventola fosse diversa durante i test del reattore “real” e del reattore “dummy”, non rimane che ricercare l’errore in una sovrastima della temperatura di uscita dell’aria durante i test con il reattore “real”.

2f – L’energia immessa dalla ventola

La lettura della temperatura di uscita dell’aria era effettuata dopo che l’aria aveva attraversato la ventola centrifuga. Dal momento che la ventola assorbiva circa 5W, la quasi totalità di questi contribuiva ad incrementare la temperatura dell’aria. (Nota 6)
Se dei 100W in ingresso solo la metà venivano effettivamente ceduti all’aria che attraversava la ventola, significa che l’aver trascurato la potenza ceduta dalla ventola porta a un errore dell’ordine del 10%.
L’autore avrebbe dovuto mettere in conto tale errore non del tutto trascurabile, ma chiaramente si tratta di un errore che non è in grado di spiegare la differenza di temperatura di uscita dell’aria tra i diversi test, anche considerando che tale errore era comune a tutti i test.

2g – Temperatura di uscita

A questo punto, come già detto, non rimane che pensare a una sovrastima della temperatura dell’aria di uscita nel solo caso del test con il reattore “real” caricato con Deuterio.
Dalla figura 16 del Documento si può notare come il condotto di uscita dell’aria soffiata dalla ventola fosse posizionato sopra il reattore lontano dalla zona di ingresso dell’aria ambiente, cioè nella posizione ove abbiamo supposto fosse posizionato il reattore “real”.
Dalla figura 14 del Documento è inoltre possibile vedere come la termoresistenza che misurava la temperatura dell’aria fosse posizionata alla fine del condotto, con il cavo di collegamento fissato al coperchio in plastica trasparente della camera, proprio sopra il reattore “real”.
Il reattore “real”, contrariamente al “dummy” era posizionato esattamente sotto il punto ove era posizionata la sonda. Esso aveva inoltre maggiore temperatura superficiale dando quindi origine a maggiore irraggiamento (Nota 7). A questo occorre aggiungere che il reattore “real” che si trovava a una temperatura superficiale di 100 – 110°C generava una corrente di aria calda che saliva per convezione naturale non disturbata dall’ingresso dell’aria che avveniva nell’apertura posta lontano, dietro il reattore “dummy”.
La nostra ipotesi quindi è che la sonda risentisse, nei soli test con il reattore “real” della sovratemperatura della parte superiore in plastica della camera, perché la plastica trasferiva calore al cavo di collegamento della sonda (che ha conduttori in rame, trattandosi di termoresistenza). Dal cavo il calore raggiungeva il sensore della termoresistenza che a sua volta, come si vede dalla figura 14 del Documento, era fissata sulla parte inferiore del condotto che era a contatto con la superficie calda del cielo della camera e risentiva dell’elevata temperatura di questa.
Possiamo calcolare l’errore nella lettura della temperatura di uscita necessario a spiegare l’apparente eccesso di calore pari al 50% nel caso più eclatante (980W misurati in uscita).
Sebbene l’Autore non dichiari la temperatura dell’aria in uscita a questo livello di potenza (a pagina 11 del Documento indica come valore tipico durante i test una temperatura di 60°C), supponendo una temperatura ambiente di 22°C, egli deve aver misurato una temperatura T = (980 / 100) · 4.5 + 22 = 66°C.

Se risulta vera la nostra spiegazione nessuna reazione anomala si verificava, quasi metà dei 500W in ingresso venivano dispersi dal contenitore in plastica e i circa 300W rimanenti innalzavano i 45m3/h di aria che passavano dalla ventola di circa: ΔT = (300 · 3600) / (1050 · 1.01 · 45) = 22.5°C. La reale temperatura di uscita dell’aria era quindi 45°C ma la sonda riceveva calore per conduzione dal cielo del calorimetro, per cui l’Autore ha misurato una temperatura superiore di circa 20°C. (Nota 9)
Un’altro fenomeno in grado di spiegare almeno in parte la maggiore temperatura in uscita misurata con il reattore “real” sono i diversi moti dell’aria all’interno della camera del calorimetro. Infatti durante i test sul reattore “dummy” l’aria fredda in ingresso lambiva subito il reattore caldo poi andava a urtare le pareti della camera cedendo parte del calore ricevuto. Nel caso dei test con il reattore “real”, invece, l’aria fredda in ingresso aveva modo di rallentare la propria velocità prima di giungere al reattore caldo. Qui essa saliva per convezione naturale senza andare ad urtare le pareti della camera. L’aria calda si accumulava quindi solo nella parte alta della camera, dissipando meno calore (l’efficienza del calorimetro era maggiore) e in più riscaldava maggiormente il cielo della camera incrementando il riscaldamento della sonda per conduzione come spiegato in precedenza.
Tutte queste spiegazioni probabilmente coesistono e nel loro insieme sono in grado di spiegare perché la temperatura dell’aria in uscita fosse più alta col reattore “real” caricato con Deuterio. Esse però non sono in grado di spiegare perché il reattore “real” sotto vuoto presentasse una temperatura dell’aria in uscita simile a quella del reattore “dummy” (sebbene l’Autore noti che in questo caso ha misurato un leggero eccesso di potenza, che egli attribuisce a residui di Deuterio).
Sebbene la presenza o meno di Deuterio all’interno del reattore possa generare differenti distribuzioni di temperatura sulla parete esterna del reattore, appare poco credibile che ciò possa portare a una sovrastima così elevata, soprattutto se la pressione del Deuterio era così bassa come descritto a pagina 13 del Documento. (Nota 8)
Occorre però notare che a pagina 8 del Documento l’Autore scrive: “Both reactors are shown in the photo. These can be tested separately, or at the same time“. Questa frase lascia intendere che l’Autore abbia effettuato test con due reattori all’interno della camera come mostrato nelle foto, ma anche test con un solo reattore posizionato all’interno. Se la prova col reattore “real” sotto vuoto fosse stata eseguita posizionandolo da solo all’interno della camera, magari nella stessa posizione normalmente occupata dal reattore “dummy” è chiaro che avrebbe dato gli stessi risultati di quest’ultimo.

2h – Instabilità temperatura di uscita

In tutti i diagrammi riportati sul Documento relativi alla temperatura di uscita dell’aria (figura 20, 23, 26 del Documento, quest’ultima riportata per comodità in figura 9) è visibile un elevato rumore sulla lettura della temperatura di uscita, rumore praticamente assente sulla lettura della temperatura ambiente.

Figura 9

Figura 9

A pagina 16 del Documento l’Autore sembra dare una spiegazione a questa oscillazione: “the variation of the outlet temperature is about 0.5°C. This is presumably because the amount of excess heat generation varies.“. L’autore dovrebbe spiegare come possano essere responsabili del fenomeno le presunte reazioni interne al reattore se la sua temperatura superficiale esterna, come si evince da tutti i diagrammi (per esempio figura 25), è assolutamente stabile. Il fenomeno inoltre è presente anche nel reattore “dummy”, come si vede in figura 18 e 23 del Documento.
E’ difficile spiegare questa oscillazione, ma certamente l’Autore avrebbe dovuto cercarne seriamente la causa dal momento che la spiegazione che egli ne dà è assurda. Tra le cause possibili possiamo citare:
a – Disturbi elettromagnetici. E’ possibile, ma è strano che questi non disturbassero anche la lettura delle altre sonde. Inoltre, come visibile in figura 16 del Documento, l’Autore utilizza correttamente un variac per la regolazione della potenza della resistenza. Trattandosi di un semplice autotrasformatore, esso non produce praticamente alcun disturbo elettromagnetico. Si potrebbe supporre che i disturbi provenissero dalla ventola (dotata di motore in corrente continua a commutazione elettronica). Questo spiegherebbe perchè solo la sonda in uscita, che era vicinissima, ne fosse affetta. Occorre però supporre che l’Autore maldestramente non abbia introdotto alcun filtro nella lettura del data-logger. Dal momento che veniva effettuata una lettura ogni 24.47 secondi è presumibile che l’Autore abbia introdotto un filtro nel data-logger di almeno un secondo: un tale filtro eliminerebbe qualsiasi disturbo derivante da fenomeni elettromagnetici.
b – Vibrazioni della ventola. Dal momento che abbiamo supposto che la sonda di uscita fosse a contatto con la parete calda del canale di uscita dell’aria, si può pensare che questo contatto fosse incerto e, a causa delle vibrazioni della ventola, desse luogo a variazioni nella lettura. Tale ipotesi spiegherebbe perchè il rumore nella maggioranza dei diagrammi cresca con l’aumentare della temperatura. La figura 18 del Documento, che riporta l’andamento della potenza calcolata in uscita, presenta una oscillazione anche all’inizio del test, quando le temperature erano prossime a quella ambiente: questo sembra smentire tale possibile spiegazione. Occorre però considerare che le variazioni in quella zona sono di circa ± 2W cui corrisponde una variazione in (Tout – Tin) di circa ± 0.1°C che è la risoluzione delle due sonde. Le variazioni di potenza a regime sono invece di ± 10W cui corrisponde una variazione di (Tout – Tin) di circa ± 0.4°C.
c – Stratificazione dell’aria. E’ possibile che la ventola aspirasse aria a temperatura variabile a seguito di instaurarsi di moti convettivi temporanei differenti all’interno della camera del calorimetro. Questi fenomeni sono proporzionali alla temperatura e variano con tempi variabili da alcuni secondi a molti minuti e non risulterebbero filtrabili mediante un semplice filtro sul data-logger. Anche a questa ipotesi si possono applicare le considerazioni fatte al punto precedente e riteniamo sia l’ipotesi più probabile.
d – Difetto dell’amplificatore della PT100. Un falso contatto o un problema all’amplificatore del sensore o al canale del data-logger potrebbe spiegare il fenomeno, ma presumibilmente i test si sono svolti nel corso di molti mesi per cui è strano che l’Autore non si sia accorto del problema. Inoltre questa ipotesi difficilmente spiega l’aumento del rumore all’aumentare della temperatura.

Qualunque sia la spiegazione è inaccettabile effettuare una calorimetria con la misura della temperatura così incerta. Sarebbe stato interessante vedere un diagramma relativo a un test a elevata potenza, quando la temperatura misurata in uscita era superiore a 60°C, ma purtroppo, per ragioni inspiegabili, di tali test l’Autore pubblica solo risultati comparativi nelle figure da 27 a 30.

3 – Nuova versione del Documento

Con data 8 settembre 2017 l’Autore ha reso noto un aggiornamento del Documento. L’Autore corregge alcuni errori introducendone altri. In particolare si accorge di avere sbagliato la misura dell’area del canale di uscita riportando ora il valore di 44cm2 (precedentemente era 82cm2). A parte il fatto che a pagina 13 rimane il valore 82cm2, l’Autore sembra non accorgersi che questo conferma che la portata dell’aria era di 40 – 45m3/h e non 108m3/h come continua a sostenere a pagina 13 ove, a sostegno, scrive che, mediante fumo, ha misurato un tempo di attraversamento della camera (0.21m3) di 7 secondi.
L’Autore non ha mai sentito parlare di moti preferenziali? Pensa veramente che dal momento che si introduce fumo esso comincerà ad uscire dopo un tempo pari a V/Q, essendo V il volume della camera e Q la portata della ventola?
Possibile che l’Autore non si accorga delle incongruenze delle sue misure?

L’Autore si accorge di alcuni errori nelle formule, elimina gli integrali che erano senza senso e cerca di correggere le espressioni in sommatoria facendo ulteriore confusione.
Nella espressione (2):

utilizza come simbolo della potenza ΔW che rappresenta una differenza di potenze.
L’espressione (3) è completamente errata:

viene indicato ΔV anziché V e viene omesso ΔT. Viene anche utilizzato per il calore specifico dell’aria il simbolo Hc ma nella spiegazione della formula scrive Cp.

L’autore apporta qualche altra piccola correzione al vecchio documento. Le più importanti a pagina 12 ove corregge l’espressione (1) aggiungendo due zeri :

i valori dati da tale formula però continuano a non coincidere con i valori scritti nella pagina precedente e permane l’errore di utilizzare Tout; a pagina 2 ove corregge il diametro del filo di Nichel ma permane l’errore sulla superficie e sul peso; a pagina 17 dove corregge l’energia prodotta da 82.5MJ a 8.25MJ commettendo però un nuovo errore nello scrivere 8.25ks anzichè 82.5ks.

Questa revisione pasticciata assieme alla dichiarazione di fatto da parte dell’Autore che la portata dell’aria era la metà di quella da lui utilizzata nei calcoli calorimetrici conferma il nostro giudizio completamente negativo sul lavoro presentato.

4 – Conclusioni

Il Documento che a prima vista può apparire esaustivo e ben documentato (sebbene scritto in un inglese abbastanza stentato) contiene moltissime incongruenze ed errori teorici, di calcolo e sperimentali. Il tutto lascia pensare che a seguito di tutti questi errori (il più clamoroso la misura della portata della ventola pari al doppio della portata a bocca libera dichiarata dal costruttore) l’Autore abbia misurato un eccesso di calore in realtà inesistente.
Dal momento che l’Autore dichiara al termine del Documento che l’indagine di laboratorio continua, gli suggeriamo di abbandonare la metodologia di misura del supposto calore in eccesso fino a qui utilizzata e di seguire le semplici regole descritte nell’ Appendice D.


Nota 1 Il calcolo è solo indicativo dal momento che si sono considerate le superfici dei reattori isoterme mentre l’Autore indica differenze di temperatura anche di 20°C sulla superficie di ogni reattore. Anche il considerare la superficie relativa alla convezione pari a quella relativa all’irraggiamento è chiaramente una approssimazione. Il fatto che le due approssimazioni siano adottate su entrambi i reattori porta comunque a dire che il risultato, qualitativamente, è attendibile.
L’emissività dell’acciaio inox lucido è estremamente variabile e dipende dal grado di lucidatura e da eventuali patine superficiali (oli, polish, ecc.). La letteratura riporta un campo di variabilità tra 0.25 e 0.7.

Nota 2 L’Autore, a pagina 9, sostiene che sia l’ingresso che l’uscita dell’aria nella camera di misura erano costituiti da fori del diametro di 50mm. Dal momento che la bocca di aspirazione della ventola centrifuga adottata ha un diametro di 52mm, è plausibile che 50 mm fosse effettivamente il diametro utilizzato per il foro sul cielo della camera. Per quanto riguarda il foro di ingresso dell’aria, che nella figura 12 (relativa alla scatola con le pareti ancora ricoperte dal film protettivo), appare effettivamente essere un foro di quel diametro, l’affermazione è chiaramente smentita dalla figura 16 del Documento (composta da due fotografie affiancate) che mostra il set-up completo. In essa vediamo che l’apertura di ingresso effettivamente utilizzata è una ampia finestra attraverso cui passavano anche cavi e tubazioni.
Il fatto di utilizzare per l’ingresso dell’aria un’ampia apertura non è di per sé un errore grave ma porta a una misura imprecisa della temperatura dell’aria in ingresso a causa del fatto che non è determinata l’altezza alla quale occorre misurare tale temperatura. La temperatura dell’aria in una stanza infatti varia anche di molti gradi dal pavimento al soffitto, soprattutto nel caso di stanze non ben isolate termicamente come sembra essere quella utilizzata dall’Autore (vista la grande escursione termica nel corso degli esperimenti). Ciò significa che con una apertura alta più di 30cm come quella realizzata, la temperatura dell’aria varia di alcuni decimi di grado dal punto più basso a quello più alto. Considerando che si stanno misurando differenze di temperatura dell’ordine di 5 gradi, ciò significa introdurre, solo in questo punto, incertezze superiori al 5%. In un calorimetro a flusso d’aria non si utilizza mai un ampio foro di ingresso perché porta a correnti di aria all’interno della camera che possono generare problemi come spiegato in altra parte della presente analisi.

Nota 3 Ci siamo basati sulle dimensioni dichiarate dall’Autore a pagina 9 del Documento, anche se l’altezza dichiarata (0.7m) osservando la figura 12 del Documento appare superiore al reale, se la larghezza era di 0.4m.

Nota 4 Un calorimetro a flusso dovrebbe avere un rendimento (o rapporto di cattura) pari ad almeno 0.9 per risultare attendibile. Ovviamente la misura risulta normalmente inferiore al vero a causa delle dissipazioni, a meno che non si immetta potenza per altre vie, come in questo caso tramite la ventola (5W).

Nota 5 Un altro modo per giungere allo stesso risultato è il seguente: Si consideri una diminuzione costante nel tempo della temperatura ambiente pari a 5°C ogni 15 ore, pari a 0.33°C/h. La capacità termica dell’intero calorimetro è pari alla somma della capacità termica dei due reattori all’interno e di quella delle pareti in plastica. I primi 2 sono costituiti da acciaio inox e pesano in tutto circa 40kg. Le pareti in plastica acrilica, se di spessore 10mm, pesano circa 18kg. Il calore specifico dell’acciaio inox è pari a 500J/kg·°C, quello della plastica acrilica è pari a 1500J/kg·°C.

La capacità termica vale dunque C = 20000 + 27000/2 = 33500J/°C ove è stata considerata solo metà della massa delle pareti, dal momento che il loro calore per circa metà viene ceduto all’aria esterna al calorimetro e non rientra nel calcolo. Una variazione di 0.33°C/h dell’intero sistema corrisponderà a una cessione di calore all’aria interna (e quindi interpretata come potenza generata) pari a: P = 33500 · 0.33 = 11055J/h = 3W

Se si considera che la reale potenza ceduta all’aria in uscita nel caso di 100W in ingresso era di circa 40 – 50W, tale valore corrisponde a circa il 6 – 7 % come calcolato col metodo precedente.

Nota 6 Se si suppone che la portata della ventola fosse di circa 45m3/h, dal diagramma del costruttore si ricava che la perdita di carico corrispondente valeva circa 25Pa. La potenza utile per il movimento dell’aria era dunque 0.3W. Il resto della potenza in ingresso alla ventola veniva trasformato in calore dal motore e dagli attriti dell’aria.

Nota 7 Dal momento che la temperatura superficiale del reattore “real” era circa 30°C superiore a quello “dummy”, si ha che la potenza irradiata dal reattore “real” era circa:

Pr / Pd = (3834 / 3534) = 1.4 volte superiore.

Nota 8 A pagina 13 del Documento si legge che la pressione del Deuterio era molto bassa, pari a 760Pa. Considerando che non si capisce il motivo di operare a pressione così bassa e i molti errori del Documento è possibile che l’Autore volesse scrivere 760mmHg, corrispondenti a 1 bar.

Nota 9 Un errore di 20°C può apparire improbabile, ma occorre considerare che la temperatura del cielo della camera del calorimetro, durante il test con 500W in ingresso, doveva essere di almeno 100°C. Se infatti consideriamo la parte superiore del reattore molto vicina al cielo della camera e a 230°C (cioè poco inferiore a quella della zona centrale del reattore), una emissività di 0.5 per l’acciaio e di 0.95 per la plastica, la potenza per unità di superficie ricevuta per irraggiamento dal cielo immediatamente sopra valeva circa:

P = 0.5 · 0.95 · 5.7 x 10-8 · (5034 – 3734) = 1209W/m2

Il cielo era raffreddato per convezione dall’aria interna (ad almeno 60°C) e dall’aria esterna (a circa 25°C) al calorimetro. Se si suppone un coefficiente di scambio termico esterno (comprensivo dell’irraggiamento) pari a 12W/m2·°C e quello interno pari a 8W/m2·°C (solo convezione), indicando con Tc la temperatura in °C del cielo della camera, possiamo scrivere:

8 · (Tc – 60) + 12 · (Tc – 25) = 1209

da cui Tc = 99°C. In realtà l’aria interna a contatto con il cielo doveva essere a temperatura nettamente superiore ai 60°C considerati, provenendo da convezione naturale su un reattore a 250°C, per cui è presumibile che la temperatura del cielo fosse superiore a quella ora calcolata.

Appendice A

Per verificare se l’ipotesi che il reattore caldo (fino a 250°C) posto sotto il cielo orizzontale della camera del calorimetro potesse innalzare la sua temperatura esterna in modo significativo abbiamo approntato il semplice set -up visibile in figura A1.
Una comune pentola a pressione piena di acqua mantenuta appena sotto 100°C mediante un fornellino elettrico alimentato da variac simulava il reattore. Il piano del tavolino da campeggio (in plastica) simulava il cielo della camera del calorimetro. La temperatura ambiente era letta mediante termometro digitale portatile e la temperatura superficiale del tavolo mediante pirometro collegato a un tester.

Figura A1

Figura A1

La figura A2 mostra la situazione pochi istanti dopo aver posizionato la pentola con la superficie del suo coperchio a 20 cm dalla parte inferiore del piano del tavolino.

Figura A2

Figura A2

La figura A3 mostra la situazione una volta stabilizzate le temperature. Come si vede la temperatura della superficie del tavolo è aumentata di 11.5°C.

Figura A3

Figura A3

La figura A4 mostra la situazione con la superficie del coperchio della pentola a soli 7cm dalla parte inferiore del piano del tavolino. Come si vede l’incremento è stato di oltre 21°C.

Figura A4

Figura A4

E’ quindi confermato che il condotto di uscita dell’aria e il cavo della termoresistenza erano a contatto con una superficie a temperatura notevolmente più alta di quella dell’aria aspirata dalla ventola del calorimetro.

Appendice B

Abbiamo voluto verificare se il valore che abbiamo utilizzato per il coefficiente di scambio laminare (8W/m2 °C) fosse attendibile per geometrie simili a quella del reattore utilizzato dall’Autore.

Figura B1

Figura B1

Come si vede in figura B1, abbiamo utilizzato un cilindro in materiale plastico del diametro di 140mm e lungo 300mm (superficie totale di scambio = 0.163m2). All’interno abbiamo posto una comune lampadina a incandescenza da 100W sottoalimentata mediante un variac in modo da erogare 20W (87V; 0.24A) e schermata con pellicola di alluminio. La temperatura ambiente era di 20.3°C. La superficie esterna del tubo è stata rivestita con pellicola di alluminio lucido. Dopo alcune ore si è misurata la temperatura della parete del tubo mediante pirometro ottico puntato su piccole zone nere realizzate mediante nastro adesivo. Il test è stato eseguito sia con l’asse del tubo orizzontale che verticale, come mostrato nelle figure da B2 a B11 dalle quali è possibile vedere alcune delle temperature superficiali rilevate una volta raggiunte le condizioni stazionarie.
Il fatto di utilizzare come materiale della plastica (PVC) anzichè acciaio inossidabile ha aumentato le differenze di temperatura da punto a punto (già evidenziate dall’Autore) a causa della minore conducibilità termica, ma effettuando la media per le varie aree abbiamo ottenuto un valore medio del coefficiente di scambio nei due casi (asse orizzontale e asse verticale). Dal momento che le temperature erano abbastanza basse (abbiamo volutamente limitato la potenza immessa a 20W) e che l’emissività era molto bassa (alluminio lucido < 0.2) la potenza dissipata per irraggiamento era piccola (< 2W) e il calore veniva dissipato praticamente solo per convezione naturale (abbiamo considerato una dissipazione per irraggiamento pari a 1W).

Figure B2-B3-B4-B5

Figure B2-B3-B4-B5

Figura B6

Figura B6

Figure B7-B8-B9-B10

Figure B7-B8-B9-B10

Figura B11

Figura B11

I valori ottenuti del coefficiente di scambio laminare sono stati praticamente identici nei due casi e pari a λ = 7.5W/m2 ·°C

Come si vede il valore da noi utilizzato per il coefficiente di scambio laminare di 8W/m2·°C risulta essere confermato con approssimazione sufficiente per l’analisi eseguita.

Abbiamo poi posizionato un ventilatore come mostrato in figura B12 in modo da avere velocità dell’aria pari a 0.5m/s (figura B13). In figura B14 e B15 sono visibili alcune temperature rilevate che indicano quasi il raddoppio del coefficiente di scambio laminare.

Figura B12

Figura B12

Figura B13

Figura B13

Figure B14-B15

Figure B14-B15

Si sono effettuate anche le misure senza il rivestimento di allumino. Si è verificato che l’emissività fosse prossima a 1 mediante lettura con e senza nastro adesivo nero. Come si vede in figura da B16 a B20 le temperature si sono ridotte rispetto alla precedente misura in aria statica a seguito del contributo dell’irraggiamento mostrando un coefficiente di scambio globale (che cioè tiene conto anche del contributo dell’irraggiamento) λ = 13.5W/m2·°C non lontano dal valore di 12W/m2·°C da noi utilizzato.

Figure B16-B17-B18-B19

Figure B16-B17-B18-B19

Figura B20

Figura B20

Le grandi differenze di temperatura da punto a punto e al variare della posizione o della qualità delle superfici mostra chiaramente come le misure termometriche non possano essere utilizzate come evidenza di eccesso di calore.

Appendice C

Abbiamo voluto verificare se il riscaldamento della parte posteriore di una termoresistenza fosse in grado di alterarne in modo significativo la lettura come da noi supposto.

Come si vede in figura C1 abbiamo posizionato il cavo di collegamento di una comune PT100 per uso industriale su un fornellino elettrico alimentato da un variac in modo da mantenerne la superficie a circa 80°C, per simulare la superficie del cielo della camera del calorimetro. Il confronto era fatto con una termoresistenza identica posizionata molto vicino che indicava la vera temperatura ambiente.

Figura C1

Figura C1

Se il riscaldamento della parte posteriore della sonda non alterasse la sua lettura le due letture avrebbero dovuto essere identiche (si è utilizzato lo stesso indicatore digitale al centesimo di grado commutato). In realtà, come si vede dalla figura C2 la sonda con il cavo appoggiato sulla superficie calda segna 1.64°C in più.

Figura C2

Figura C2

Il valore non sembra sufficientemente elevato da spiegare la temperatura letta dall’Autore, ma occorre considerare che le sonde da noi utilizzate erano da 3mm di diametro e lunghe 100mm mentre quelle utilizzate dall’autore erano molto più corte e tozze, quindi certamente l’elemento sensibile, che è posto sulla punta, risentiva molto di più del riscaldamento del cavo. La costruzione delle sonde può inoltre essere differente per cui è possibile che il tipo utilizzato dall’Autore risentisse maggiormente della temperatura del cavo a prescindere dalla minore lunghezza. Inoltre la temperatura del cielo del calorimetro poteva essere anche notevolmente superiore agli 80°C da noi utilizzati ed esso poteva cedere calore anche direttamente alla sonda attraverso la parete del condotto di uscita della ventola all’interno del quale la sonda era posizionata.

Figura C3

Figura C3

Appendice D

Suggeriamo all’Autore di ripetere le misurazioni del supposto calore in eccesso secondo il seguente metodo:

1 – Utilizzare solo il reattore “real”.

2 – Sostituire la scatola in plastica acrilica dell’attuale calorimetro con una (leggermente più piccola dovendo contenere un solo reattore) realizzata mediante pannelli di poliuretano espanso o polistirene da 50mm rivestiti nella parte interna con foglio di alluminio incollato.
La scatola utilizzerà lo stesso gruppo ventola attuale (il fatto che la sonda di temperatura sia dopo la ventola porta a una misura in eccesso di circa 5W, ma la cosa è trascurabile ai livelli di eccesso di calore dichiarati).
La scatola appoggerà su distanziali che la tengono sollevata su tutto il perimetro dal piano di appoggio di 10-15mm. Attraverso questa fessura, oltre all’aria, passeranno tutti i cavi e le tubazioni. La sonda che legge la temperatura ambiente sarà fissata all’esterno in un punto qualsiasi vicino a tale fessura. Un sistema di questo tipo ha una efficienza superiore al 90%.

3 – Si eseguirà solo il seguente test (non sono necessari “bianchi” o confronti):

  • a – si porta il reattore alle condizioni che, secondo l’Autore, darebbero origine al calore anomalo.
  • b – si attende che le temperature si stabilizzino (almeno 5 ore)
  • c – si calcola la potenza teorica in uscita (in kW) con la formula:

P = ΔT · 50 · ρ · 1.01 / 3600

Dove ΔT rappresenta la differenza di temperatura tra uscita e ingresso; 50 rappresenta la portata della ventola in m3/h; ρ rappresenta la densità dell’aria alla temperatura di uscita in kg/m3. La formula non tiene conto delle perdite, per cui darà un risultato tipicamente in difetto del 5 – 10%.

  • d – si effettua il vuoto nel reattore e si aspettano altre 5 ore. Ci si aspetta che le supposte reazioni si estinguano appena la quasi totalità del Deuterio è stato evacuato, per cui alla fine se era effettivamente presente calore anomalo si dovrà ottenere un diagramma del tipo di quello riportato in figura D1.
Figura D1

Figura D1

Se al contrario si otterrà un diagramma del tipo di quello raffigurato in figura D2 si potrà dichiarare che non era presente alcun calore anomalo.

Figura D2

Figura D2

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ENEA Rapporto 41 – Analisi e critica tecnica del contenuto

Stesura del Report in data: 14/12/2016
Pubblicazione con pw: 03/01/2017
Aggiornamenti: 25/01/2017 e 16/03/2017
Pubblicazione senza pw: 25/03/2017



1 – La cella utilizzata

2 – I punti deboli del documento

  • A – La forma del catodo
  • B – La misura del caricamento
  • C – La misura dell’Elio 4
  • D  – La misura del calore in eccesso
  • E – Misura di raggi gamma

3 – La fusione del catodo

4 – Note tecniche esplicative (dalla Nota 1 alla Nota 28)

5 Conclusioni

Appendice A Verifica sperimentale della possibilità di arroventare un sottile filo metallico immerso in acqua.

Appendice B Verifica sperimentale della possibilità di realizzare un efficiente calorimetro isoperibolico.

Appendice C Verifica sperimentale dell’influenza della tensione utilizzata per la misura della resistenza del catodo.


Nell’anno 2002 l’ENEA di Frascati pubblicò un Report dal titolo “Experimental evidence of 4He production in a cold fusion experiment” (noto anche come Rapporto 41) relativo ad una sperimentazione tenutasi nei tre anni precedenti. La sperimentazione era stata commissionata da Carlo Rubbia con lo scopo di sondare la possibilità di ottenere reazioni di fusione nucleare a temperatura ambiente (la cosidetta Fusione Fredda).Il gruppo di ricerca, condotto dalla Antonella de Ninno, giunse alla conclusione che la fusione Deuterio-Deuterio all’interno di un reticolo di Palladio e l’effetto Preparata (che fa riferimento all’effetto Coehn-Aharanov) erano ampiamente dimostrati. Ciononostante la comunità scientifica non prese in considerazione la loro relazione e nessuna rivista scientifica la pubblicò portando gli autori a dichiarare che nella migliore delle ipotesi la ricerca era stata affossata deliberatamente (Nota 1). In una intervista di alcuni anni fa Antonella de Ninno affermava:

Nessuno che abbia detto: , , quindi se la nostra misura è sbagliata, noi non sappiamo perché” (Nota 2).

Dopo 15 anni dalla pubblicazione abbiamo pensato di analizzare il documento nel tentativo di dare una risposta al dubbio degli stessi sperimentatori (Nota 3).

1 – La cella utilizzata

I test cui si riferisce il Rapporto 41 sono stati realizzati mediante una piccola cella elettrolitica (8.5 cc) con anodo piano in Platino e catodo quasi monodimensionale in Palladio immersi in soluzione di deuterossido di Litio (LiOD). Si tratta quindi di una cella Palladio – Deuterio concettualmente simile a quella utilizzata dai precursori Fleischmann e Pons tredici anni prima, ma con una particolare costruzione del catodo in grado, a detta degli autori, di aumentare grandemente la quantità di Deuterio introdotta nel reticolo del Palladio, a seguito del cosiddetto “effetto Preparata”, rendendo il fenomeno della fusione nucleare quasi immediato e molto ripetibile.

2 – I punti deboli del documento

La ricerca aveva un obiettivo ben preciso: correlare la quantità di 4He (Nota 4) prodotta da una cella elettrolitica (dotata di catodo di Palladio e elettrolita di acqua pesante resa elettricamente conduttiva mediante un composto del Litio) con il calore prodotto in eccesso. Si noti che secondo la fisica nota nessuno dei due fenomeni avrebbe dovuto verificarsi, quindi cercare in più una correlazione quantitativa era un obiettivo oltremodo ambizioso, che avrebbe confermato al di là di ogni ragionevole dubbio l’esistenza del fenomeno (Nota 5).I punti a nostro avviso criticabili che emergono dalla lettura del documento sono i seguenti:

A – La forma del catodo

Dal momento che si sarebbero dovuti misurare sia il calore che l’Elio prodotti, non si capisce perchè non si sia cercato di massimizzare la quantità di Palladio presente sul catodo e si sia deciso di utilizzare un catodo che ne conteneva una quantità così piccola (circa 1 mg).

Anche mantenendo la stessa dimensione dell’intera cella e la stessa forma unidimensionale del catodo, non si capisce perchè non si sia adottato un “passo” più stretto della serpentina che lo costituiva. Come si vede nelle Figure 2b e 10 del rapporto, la larghezza della pista di palladio depositata sul substrato era di circa 50 μm, spaziata di circa 800 μm: si sarebbe potuto adottare un passo di 150 – 200 μm aumentando così la quantità di Palladio di circa cinque volte. Inoltre non è chiaro perchè si sia adottata una singola serpentina molto lunga (1 metro), incorrendo nel rischio di fondere la parte attraversata dall’intera corrente (cosa effettivamente verificatasi come si mostrerà più avanti). Anche ammesso esista un valido motivo per mantenere proprio quella lunghezza, sullo stesso supporto avrebbero potuto trovare spazio senza alcun problema cinque serpentine in parallelo. Con una massa cinque volte superiore di Palladio si sarebbe aumentata di 5 volte sia la quantità di Elio eventualmente prodotta, sia la quantità di calore in eccesso riducendo le incertezze delle misure mentre il costo e la complessità del sistema sarebbero rimasti pressocché invariati.

B – La misura del caricamento

Secondo gli autori, il fenomeno di fusione nucleare del Deuterio inizierebbe solo quando il rapporto tra gli atomi di Deuterio all’interno del reticolo del Palladio e il numero di atomi di Palladio ha superato il valore critico di 1 (Nota 6).

La misura del livello di caricamento del Palladio (rapporto [D]/[Pd]) è stata effettuata mediante misura della resistività del catodo. Sebbene la procedura descritta e i dati riportati portino a pensare che gli autori possano veramente essere riusciti a caricare il Palladio a valori mai visti prima in letteratura (addirittura superiori a x = 1), tre particolari portano ad avere dubbi a riguardo.

Il primo è che il catodo non era sottoposto durante l’elettrolisi, a campo elettrico simmetrico. Il catodo infatti era depositato su un substrato isolante sotto forma di sottile pista bagnata dall’elettrolita solo sulla faccia esterna (larga circa 50 μm) e sulle due facce laterali (alte circa 2 μm). Il Deuterio aveva modo quindi di entrare solo attraverso tali superfici. La superficie in stretto contatto col substrato invece non era soggetta nè al contatto con l’elettrolita né all’azione del campo elettrico. In accordo con la letteratura nota (e per diretta esperienza di GSVIT nel test di compressione elettrochimica consultabile qui) in queste condizioni il Deuterio entrato nel Palladio tende ad uscire dalla superficie non esposta all’elettrolisi esercitando una pressione che è ricavabile dal diagramma di stato Palladio – Deuterio e che con valore di x pari a 0.85 a temperatura ambiente è superiore a 500 bar, per superare (presumibilmente perché mai ottenuto in laboratorio) i 10.000 bar per x pari a 0.95. Ci si deve quindi chiedere come abbia fatto il sottile film di Palladio a non distaccarsi dal substrato.

Il secondo motivo di dubitare della realtà di tali livelli di caricamento deriva dall’analisi della Figura 8 del rapporto, che riportiamo di seguito.

Figura 8 del Rapporto 41

Figura 8 del Rapporto 41

In essa si notano interruzioni, della durata di circa 2 minuti, della curva che esprime il rapporto R/R0 dalla quale gli autori desumono il livello di caricamento utilizzando il noto diagramma (comunemente detto di Baranowsky) riportato in Figura 7 del documento (Nota 7) che si suppone corrispondano alle interruzioni della elettrolisi citate nel testo e effettuate durante la fase supercritica allo scopo di verificare se effettivamente il sistema si trovasse a destra o a sinistra del massimo del rapporto R/R0. Dato lo spessore piccolissimo della pista di Palladio, si deve supporre che, soprattutto a livelli di caricamento così alti, il tempo di rilascio del Deuterio durante la pausa nell’elettrolisi dovesse essere molto breve. Non è chiaro quindi come mai la curva R/R0 ogni volta riprenda praticamente dallo stesso valore raggiunto al momento dell’arresto dell’elettrolisi o addirittura da un valore più basso come si nota nell’ultima interruzione (Nota 8).

Il problema della misura del caricamento di un catodo di Palladio era stato ampiamente trattato in una tesi di laurea in fisica all’università di Milano nell’anno accademico 1999/2000, relatore Luigi Zanotti, nella quale la stessa De Ninno appare come correlatore esterno (Analisi Sperimentale e Teorica del Caricamento in Idrogeno e Deuterio di Film di Palladio, Codici PACS 11.00,66.30, 72.80.G,81.40.R). Tale tesi, che sembra essere stata la base di riferimento per l’intero esperimento realizzato a Roma pochi anni dopo (eccetto per la mancanza della ricerca dell’Elio), appare di tutt’altro spessore e molto ben documentata (Nota 9).

In tale tesi, la misura del caricamento del catodo era effettuato in identico modo. Vi si legge che tempi troppo brevi portavano a errori inaccettabili della misura anche a causa delle correnti di elettrolisi che non avevano il tempo di azzerarsi, mentre tempi troppo lunghi portavano a degassamento del catodo: per questo la misura della conducibilità elettrica del catodo era effettuata con interruzioni dell’elettrolisi per tempi che oscillavano da 50ms (pag. 20 della tesi) a 800ms (pag. 66 della tesi). Nella stessa tesi si legge come la misura della conducibilità del catodo effettuata con catodo immerso in una soluzione elettricamente conduttrice (che quindi costituisce una resistenza elettrica incerta in parallelo) portasse a una sovrastima della variazione di resistività del catodo (cosa che, come descritto al capitolo 4.5 della tesi, li spinse a effettuare misure con caricamento gassoso a temperatura criogenica, che, ovviamente, eliminava il problema). Nel Rapporto 41 dell’ENEA non vi è traccia del fatto che gli autori abbiano affrontato il problema.

Nella tesi milanese si legge che non furono mai in grado di raggiungere il rapporto x = 1, pur essendo il sistema praticamente identico. Al contrario nel Rapporto 41 in esame si asserisce che tale valore fu ampiamente e ripetutamente superato, tanto che nella Figura 8 del Rapporto si può notare come dopo 2.5 ore di fase supercritica (cioè con x>1), la resistenza del catodo era addirittura tornata esattamente e stabilmente pari a quella del catodo non caricato (R/R0 = 1). Si noti che non è possibile dire a che livello di caricamento questo corrisponda, dato che non esiste alcun diagramma di stato “ufficiale” con valori di x maggiori di 0.9 (Nota 10).

Gli autori, anche considerando il fatto che in pochissimi hanno dichiarato il raggiungimento di valori di caricamento pari o superiori a 1, valore ritenuto dalla maggioranza dei chimici impossibile, avrebbero dovuto riportare i valori R/R0 anche durante i momenti di interruzione dell’elettrolisi e soprattutto continuare a registrare tale rapporto anche alla fine dell’esperimento, una volta spenta definitivamente l’elettrolisi. La curva avrebbe dovuto, nel giro di pochi minuti risalire circa al valore R/R0 = 2, per poi ridiscendere al valore R/R0 = 1 una volta completato il degassamento, come mostrato in Figura 1:

Figura 1

Figura 1

Lascia perplessi il fatto che in tre anni e con (si suppone) molti esperimenti eseguiti, gli autori non abbiano mai pensato di documentare in maniera inequivocabile l’effettivo raggiungimento di questa fase supercritica. Soprattutto se si considera che è ritenuta dagli autori una condizione fondamentale per l’innesco del fenomeno della fusione.

Il terzo particolare che porta a dubbi sul livello di caricamento raggiunto riguarda il valore di resistenza del catodo. Al punto 2 del documento gli autori dichiarano che la resistenza del catodo a temperatura ambiente e senza alcun caricamento di Deuterio era pari a 3 kΩ mentre nella riga precedente dichiarano che il catodo era costituito da uno strato di Palladio largo 50 μm spesso 2 μm e lungo 1 metro. Come è facile verificare, la resistenza di un simile catodo dovrebbe essere di circa 1050 Ω. Una simile differenza avrebbe richiesto una spiegazione da parte degli autori che invece sembrano non essersi nemmeno accorti del problema.

La resistenza del catodo veniva misurata, a elettrolisi interrotta, mediante un generatore ausiliario di tensione continua in serie ad una resistenza da 10.7 Ω, come si può vedere nella Figura 3 del documento che per comodità riportiamo di seguito (Nota 11).

Figura 3 del Rapporto 41

Figura 3 del Rapporto 41

C – La misura dell’Elio 4

La principale difficoltà nel misurare la quantità di 4He eventualmente prodotto dalla cella è legata al fatto che l’elettrolisi dell’acqua pesante produce Ossigeno e Deuterio e quest’ultimo ha peso molecolare che differisce da quello dell’Elio 4 solo dello 0.6% (4He = 4.0026 amu; De2 = 4.0282 amu). Per individuare quali elementi erano presenti nel gas in uscita dalla cella è stato utilizzato un analizzatore di massa a quadrupolo ad alta risoluzione (QMA) che evidenzia con delle righe su un diagramma la presenza dei vari elementi (Nota 12). Tale diagramma ha il peso atomico in ascissa e una corrente in ordinata, corrente che è proporzionale (a meno di piccoli fattori correttivi dipendenti dalla diversa sensibilità dello strumento per ogni tipo di gas) al quantitativo di ioni presenti con quella particolare massa (Nota 13). Le righe, per quanto grande sia la risoluzione dello strumento, hanno uno spessore che determina la capacità di risoluzione dello strumento stesso (Nota 14). La riga del pochissimo 4He eventualmente presente sarebbe quindi stata completamente coperta da quella vicinissima e di altezza enormemente superiore relativa al Deuterio. Per ovviare a questo inconveniente gli autori hanno eliminato il Deuterio prodotto dall’elettrolisi facendo passare il gas proveniente dalla cella su degli elementi (NEG = non evaporable getter) in grado di catturare molti gas tra cui Ossigeno e Deuterio e umidità, ma non i gas nobili (tra cui l’Elio) che essendo pochissimo reattivi lo attraversano senza essere catturati (Nota 15a).

Il procedimento appare corretto, ma qualche dubbio su quanto asserito viene dall’analisi della Figura 4 del Rapporto (che si riferisce a una calibrazione con aria forse addizionata di Deuterio e non a una misura durante un esperimento reale), che riportiamo sotto ingrandita:

Figura 4 del Rapporto 41

Figura 4 del Rapporto 41

In essa si vede, nel riquadro ingrandito, come il picco relativo al Deuterio (4.0282 amu) sia completamente assente, mentre quello relativo all’ 4He sia ben visibile. Guardando ai valori in ordinata si vede che il valore corrispondente all’ 4He vale 2.5 x 10-13 A, un valore piccolissimo se confrontato con la corrente relativa all’Argon in prima ionizzazione (amu = 40, I = 5 x 10-8 A): 200.000 volte inferiore. Ciononostante, nel diagramma non ingrandito, tale picco, che dovrebbe essere talmente piccolo da risultare invisibile, si vede chiaramente. Sullo spettrogramma  i picchi ad amu 36 e 38 sono generati dagli isotopi dell’Argon, quelli a amu 16, 17 e 18 dagli isotopi dell’Ossigeno, quelli a amu 14 e 15 dagli isotopi dell’Azoto, quelli ad amu 12 e 13 probabilmente dagli isotopi del Carbonio.  Evidentemente il NEG non aveva eliminato completamente questi gas (cosa comprensibile, soprattutto per l’Azoto), ma la cosa inspiegabile è che è presente anche il picco a amu 1, attribuibile solo all’Idrogeno, che non poteva essere presente se era effettivamente stato eliminato completamente il Deuterio come mostrato nell’ingrandimento.

La spiegazione più semplice è che il NEG non fosse stato in grado di eliminare completamente né l’Idrogeno (presente forse come impurezza nel Deuterio), né il Deuterio e che il picco mostrato nell’ingrandimento sia traslato a sinistra di 0.02 amu per scalibrazione delle ascisse dello strumento, per cui tale picco fosse relativo al Deuterio e non all’Elio come indicato dagli autori. Questo nel caso che il campione di aria fosse effettivamente stato addizionato di Deuterio (cosa che non compare scritta ma che può essere solo dedotta dalla didascalia ove si dice che il Deuterio era stato completamente eliminato). In un lavoro del 2007 gli stessi autori riportano la stessa immagine (Nota 15b) affermando che l’aria era stata prelevata all’esterno del laboratorio e non  era stato addizionato alcun gas. In questo caso è chiaro che il picco si deve riferire effettivamente all’Elio dato che in aria il Deuterio è praticamente assente. Nell’aria però il rapporto tra la quantità di Argon e elio presente è circa 2000, mentre il rapporto indicato in figura è di due ordini di grandezza superiore: occorre supporre che durante quella calibrazione si fosse inspiegabilmente aggiunto all’aria dell’Argon. In ogni caso il fatto che l’unico tracciato riportato dell’analizzatore di massa non si riferisca a un test effettivo, ma a una calibrazione (o meglio a un test con aria senza alcun significato e con un errore nel rapporto Elio/Argon di 100 volte), appare inspiegabile.

Gli autori dichiarano di avere effettuato una accurata calibrazione dell’analizzatore di massa utilizzando miscele con percentuali note di Azoto, Deuterio, Argon e Elio (soprattutto questi ultimi). Dovendo individuare la presenza di Elio ed avere la certezza di non misurare Deuterio, non si capisce perché gli autori abbiano deciso di fare riferimento all’Argon che ha peso atomico 10 volte superiore: fare riferimento al Deuterio ci pare sarebbe stata la scelta più logica e affidabile.

Per avere la certezza che il picco misurato fosse relativo all’Elio e non al Deuterio gli autori avrebbero potuto iniettare, prima di ogni misura, una piccola quantità di Deuterio (paragonabile alla quantità attesa di Elio) all’ingresso dell’analizzatore di massa. In questo modo si sarebbero dovuti vedere i due picchi (uno a 4.0026 amu e uno a 4.0282 amu) e non ci sarebbe stato alcun dubbio a riguardo. Tra l’altro, essendo semplice il dosaggio di precisione di questa quantità di Deuterio, il raffronto tra l’altezza dei due picchi avrebbe permesso una misura quantitativa dell’Elio più precisa, rendendo superflua la delicata e lunga  procedura di calibrazione dell’analizzatore di massa con miscele di gas.

A sostegno del fatto che il picco misurato (ma mai mostrato) attorno ad amu 4 durante la fase supercritica doveva essere proprio quello dell’Elio, gli autori riportano la Figura 9a (Nota 16), nella quale si vede che la quantità di questo gas all’interno del serbatoio di stoccaggio aumentava durante la fase supercritica (durante la quale supponevano essere presenti i fenomeni nucleari), ma era assente durante la fase precedente di precaricamento (durante la quale, essendo il rapporto X < 1, gli stessi autori sostengono che le reazioni nucleari non potevano essere presenti) e rimaneva costante durante la fase successiva di controllo.

Le nostre possibili spiegazioni sono 2. Durante la fase super-critica la corrente di elettrolisi era circa 5 volte superiore a quella della fase di precaricamento, per cui anche la produzione di Ossigeno e Deuterio erano ugualmente maggiori. Durante la fase super-critica la frequenza delle misurazioni era elevata (una ogni 40 minuti contro una ogni 2 ore e mezza). Il NEG era effettivamente in grado di assorbire tutto il Deuterio generato nella fase di precaricamento e di diffonderlo al suo interno durante la lunga pausa prima della misura successiva, ma durante la fase supercritica per i motivi ora esposti il NEG non era in grado di eliminare completamente il Deuterio di cui  restavano tracce, interpretate poi erroneamente come Elio. Il fatto che nella fase di controllo, a elettrolisi spenta, questo gas (non importa se Elio o Deuterio) rimanesse costante all’interno dello stoccaggio, dimostra solo che il contenitore non rilasciava /assorbiva in quantità apprezzabile molecole di tale gas, dal momento che, come si vede nella Figura 1 del rapporto, di seguito riportata, il NEG era posizionato dopo il serbatoio di stoccaggio.

Figura 1 del Rapporto 41

Figura 1 del Rapporto 41

A sostegno del fatto che sia lecito criticare la scelta di utilizzare un analizzatore di massa a quadrupolo in assenza di un picco di controllo di Deuterio, riportiamo quanto scritto su “Vacuum” nel 1998 già citato in Nota 14, in esso si legge:

“The atomic mass of helium differs from deuterium by 0.026 amu only. In order to distinguish a helium leak signal from the large deuterium background due to vessel outgassing. a leak detector with a resolution that is very much beyond the capability of standard mass spectrometry devices would be required. Therefore, special instruments had to be developed. Initially mass spectrometers with the highest achievable resolution in the D2/He mass range, like magnetic sector spectrometers or omegatrons, were used…..Recently, a modified quadrupole was developed at JAERI [Japan Atomic Energy Research Institute, ndr], wich is able to detect a 10-4 helium peack in a deuterium atmosfere.”

L’analizzatore testato all’epoca allo JAERI era un Balzers Gam 400, tuttora in produzione (seppure in versione aggiornata) e attrezzabile per misure specifiche su Elio e Deuterio.

Se gli sperimentatori usarono un nuovo (per allora) modello di analizzatore appena sviluppato in sostituzione di un analizzatore a settore magnetico considerato all’epoca (ma in realtà ancora oggi) lo strumento di riferimento per questo tipo di misura, avrebbero dovuto scriverlo e avrebbero dovuto mostrare le evidenze della capacità di quello strumento di effettuare con certezza la misura. Invece gli autori non riportano nemmeno il modello dello strumento utilizzato (che noi possiamo solo supporre fosse il Gam 400).

È quindi certo che già all’epoca era disponibile almeno un modello di analizzatore a quadrupolo in grado di effettuare quella misura e possiamo pensare che gli autori abbiano effettivamente utilizzato uno strumento di quel tipo, ma ciononostante è certo che quella misura non è una misura semplice per uno strumento a quadrupolo. Infatti in un articolo molto più recente (Sreekumar, Hogan, Taylor, Turner, Knott “A quadrupole Mass Spectrometer for Resolution of Low Mass Isotopes” pubblicato nel 2010 da Elsevier Inc. per conto di American Society for Mass Spectrometry) si legge:

To provide adeguate mass discrimination to resolve the peaks of hydrogen and helium isotopes presents certain difficulties. Due to their low mass, these isotopes have a relatively high velocity, wich results in them experiencing a low number of rf cycles in their passage though the QMF and results in poor mass resolution with the average QMS.

che dimostra come ancora oggi, nonostante gli indubbi miglioramenti avuti sugli strumenti a quadrupolo nei 15 anni che ci separano dalle misure del gruppo De Ninno, occorrano filtri particolari per garantire buone prestazioni su molecole a basso amu.

Ad ulteriore sostegno del fatto che gli Autori possano aver interpretato come Elio quello che in realtà era Deuterio c’è la già citata Figura 9a del documento, che riportiamo di seguito.

Figura 9 del Rapporto 41

Figura 9 del Rapporto 41

In questa figura si può vedere come la quantità di Elio che man mano si andava accumulando all’interno dello “storage”, cresceva in modo quasi perfettamente lineare col tempo (gli Autori tracciano una retta di regressione). Se ciò che gli Autori stavano misurando era veramente Elio proveniente da presunte reazioni nucleari, l’andamento appare strano.

Infatti occorre notare che dal momento dell’ingresso in fase super-critica, secondo le misure effettuate dagli Autori, il rapporto [D]/[Pd] è continuato ad aumentare secondo la curva da essi tracciata in Figura 7, fino a raggiungere il valore corrispondente a un rapporto R/R0 pari a 1. Poichè gli Autori sostengono che le reazioni nucleari iniziano nel tratto di catodo che ha raggiunto per primo questo valore minimo, si deduce che durante la fase super-critica i punti del catodo ove iniziavano fenomeni nucleari dovevano aumentare col passare del tempo, man mano che una parte sempre maggiore di catodo raggiungeva il valore critico  [D]/[Pd] = 1. In più si potrebbe supporre che le parti di catodo che per prime hanno avviato le reazioni nucleari (quelle più negative secondo gli Autori), col passare del tempo, raggiungendo valori [D]/[Pd] sempre maggiori aumentassero il numero delle reazioni e/o la loro intensità, come anche sostenuto dagli stessi Autori quando commentano le interruzioni del catodo.

Da questa considerazione ci si dovrebbe quindi aspettare come linea di regressione non una retta ma una curva con concavità verso l’alto. Ma occorre fare un’altra considerazione.

Come si legge a pagina 14 del documento, ad intervalli regolari, durante la fase super-critica veniva prelevato un volume pari al 6.29% del volume dello “storage”. Tali intervalli temporali, come si può vedere il Figura 9 del documento e leggere nel testo, erano pari a 40 minuti. Il documento non spiega nel dettaglio come il circuito fosse fatto, ma asserisce che la pressione all’interno della cella e quindi dello “storage” (che come si vede dalla Figura 1 è in collegamento diretto con essa) veniva mantenuta assolutamente costante e praticamente pari a quella atmosferica, senza introduzione di ulteriore Azoto a parte quello introdotto all’inizio del test.

Poichè durante la fase super-critica la corrente di elettrolisi era di circa 40 mA, la quantità di Deuterio liberato (trascurando quello assorbito dal Palladio che è quantità molto piccola) era di circa 16.7 cc/h. La quantità di Ossigeno liberato era pari a circa 8.3 cc/h. Ammettendo che nessun fenomeno di ricombinazione fosse presente, la quantità di gas che entrava nello “storage” era quindi pari a 25 cc/h.

Dal momento che gli Autori dichiarano che non dovettero immettere Azoto nel sistema durante tutto il corso del test e che lo storage non poteva andare in depressione essendo collegato alla cella elettrolitica che, come asseriscono gli Autori operava a pressione ambiente, ciò significa che la quantità di gas che veniva asportato dallo storage e inviato alla misura non poteva essere superiore a 25 cc/h. Il volume prelevato ogni volta era pari al 6.29% del volume dello storage e venivano effettuati 1.5 prelievi ogni ora. Da qui il massimo volume possibile per lo storage era:

Vs = 25 x 100 / (1.5 x 6.29) = 265 cc

Il documento non riporta quale fosse il volume dello “storage”, ma esso doveva essere composto dalla parte della cella non riempita da elettrolita, dalle tubazioni che collegavano la cella alla valvola di collegamento col volume tarato per il prelievo del campione e, forse, da un piccolo serbatoio aggiuntivo.

Come abbiamo visto il volume dello storage non poteva eccedere i circa 250cc, ma d’altra parte il suo volume non poteva nemmeno essere troppo piccolo o la pressione al suo interno nei periodi tra un prelievo e il successivo sarebbe salita eccessivamente e si sarebbe reso necessario evacuare gas mediante una valvola a sfioramento. E’ quindi ragionevole pensare che gli Autori abbiano adottato un volume di sample prossimo al limite massimo consentito, cioè circa 250cc..

L’atmosfera all’interno dello “storage” cambiava quindi durante il progredire del test, passando da puro Azoto, a una miscela di Azoto, Deuterio, Ossigeno e, secondo gli Autori, una piccolissima quantità di Elio.

Appare chiaro che per il tempo tendente all’infinito l’atmosfera all’interno dello “storage”, qualunque sia il suo volume, tende a una miscela di composizione costante contenente il 67% di Deuterio, il 33% di Ossigeno e, forse, una quantità piccolissima di Elio. Una produzione costante di Elio non avrebbe dato quindi origine a un aumento lineare della sua concentrazione all’interno dello “storage”, ma a un aumento che asintoticamente si sarebbe avvicinato a un valore costante. In Figura 1bis abbiamo rappresentato l’andamento della quantità di Elio all’interno dello “storage” nel caso di volume di 250, 100 e 50cc.

Figura 1bis

Figura 1bis

Come si vede con un volume di storage pari a 250cc la curva è già molto vicina a una retta ma presenta ancora una piccola concavità verso il basso che è effettivamente visibile nei dati riportati in Figura 9a.

L’andamento quasi lineare riportato dagli Autori sarebbe quindi compatibile con l’ipotesi che ciò che si stava misurando fosse veramente Elio ammesso che il numero di reazioni fosse costante per tutta la durata della fase supercritica, cosa su cui abbiamo già avanzato i nostri dubbi. In realtà si può fare anche un’ulteriore considerazione.

Il catodo di Palladio, del peso di circa 1 mg, conteneva circa 5 x 10^18 atomi di Palladio. Se il caricamento era circa X = 1, significa che c’erano anche circa 5 x 10^18 atomi di Deuterio. Dalla fig. 9a si deduce che si formavano circa 2 x 10^14 atomi di Elio ogni ora. Dopo un test come quello indicato, della durata di circa 3 ore, erano stati prodotti all’interno del catodo circa 5 x 10^14 atomi di elio, cioè era presente solo 1 atomo di Elio ogni 10 mila atomi di Deuterio. Ci si dovrebbe chiedere per quale motivo gli atomi di Elio uscissero immediatamente per essere misurati dagli Autori, invece di rimanere intrappolati nel reticolo del Palladio per tempi lunghi insieme al Deuterio. Quale forza costringeva solo i nuclei di Elio appena formati a farsi strada tra il reticolo del Palladio già saturo di Deuterio, per portarsi sulla superficie e liberarsi nel bagno elettrolitico?

Gli Autori raccontano che dovettero eliminare la pompa del vuoto ad anello liquido perchè l’Elio rimaneva intrappolato nell’olio. Raccontano pure che l’Elio rimaneva intrappolato nelle pareti della camera di misura nonostante lunghi tempi di degasamento ad alta temperatura. Perchè solo dal Palladio l’Elio usciva immediatamente?

Se pensiamo ad un unico atomo di Elio immerso in un mare di atomi di Deuterio all’interno del Palladio, esso avrà una certa probabilità di uscire in un certo tempo. Se gli atomi sono 100, la probabilità che nello stesso tempo un atomo di Elio esca sarà 100 volte superiore o, detto in altro modo, nello stesso tempo usciranno 100 volte più atomi. Se la produzione di atomi di Elio era costante (circa 2 x 10^14 atomi di Elio all’ora), significa che Elio si sarà cominciato ad accumulare all’interno del Palladio, finchè, aumentando il numero di atomi, la quantità di atomi uscenti per unità di tempo ha eguagliato il numero di atomi che si stavano producendo. Una volta terminata la produzione di atomi (fine dell’elettrolisi e X < 1) l’Elio avrà continuato ad uscire in quantità via via decrescente nel tempo.

Tutto questo suggerisce un andamento della quantità di Elio prodotto non costante, ma crescente nel tempo e prolungata dopo la fine della fase ipercritica. Ma anche ciò porterebbe a un andamento in fig 9a non rettilineo come indicato, ma con concavità verso l’alto. Nell’ipotesi che ci fosse stato veramente produzione di Elio, ci sono quindi due motivi per dire che l’andamento che gli Autori hanno indicato con una retta (o meglio con una curva con leggera concavità verso il basso) dovesse in realtà essere una curva con concavità verso l’alto.
Rimane da chiarire se questo stesso andamento sia ugualmente compatibile con l’ipotesi che in realtà si trattasse di Deuterio.

Come già scritto, la composizione dell’atmosfera all’interno dello storage cambiava durante il corso del test, passando da puro azoto a una miscela di Azoto, Ossigeno, Deuterio e, forse, una piccolissima quantità di Elio. All’aumentare della presunta concentrazione di Elio corrispondeva quindi un aumento della concentrazione di Deuterio, che passava dallo 0% iniziale a circa il 15% alla fine della fase ipercritica (nell’ipotesi di storage di volume 250cc). Dal momento che i NEG non eliminano completamente il Deuterio, ma effettuano nel tempo, come qualunque altra pompa del vuoto, una riduzione della sua concentrazione (teoricamente in condizioni ideali occorre tempo infinito per l’eliminazione totale), il residuo, a parità di tempo di esposizione al NEG è proporzionale alla concentrazione iniziale. L’andamento indicato in Figura 1bis è quindi perfettamente compatibile anche con l’ipotesi che si stesse misurando Deuterio.
In realtà l’andamento di Figura 9a avvalora maggiormente l’ipotesi di misura di Deuterio, dal momento che il presumibile aumento di Elio generato a causa dell’aumento del numero e intensità delle reazioni nucleari di cui si è discusso in precedenza avrebbe dovuto deformare notevolmente la curva al punto da cambiarne la concavità.

Nell’ipotesi che si stesse misurando Deuterio, una seconda possibile spiegazione dell’andamento, che non esclude quella precedente, è la seguente: come si vede in Figura 9 del Documento, si effettuò una misura all’analizzatore di massa a inizio della fase di pre-loading, una alla fine di tale fase cioè 2.5 ore più tardi, poi iniziarono le misure durante la fase super – critica, al ritmo di una ogni 40 minuti. Le prime due misure diedero un valore quasi uguale, pari a circa 3 x 10^13 atomi (di Deuterio) perchè le due misure erano molto distanziate e il NEG aveva avuto il tempo di diffondere al suo interno il Deuterio e gli altri gas assorbiti e questo era il valore di equilibrio. Poi le misure successive effettuate con intervallo di tempo quattro volte inferiore avvenivano senza dare il tempo necessario al NEG per la completa diffusione al suo interno dei gas, per cui l’equilibrio veniva raggiunto via via con un maggior numero di atomi di Deuterio nello “storage”.

Possiamo verificare se queste ipotesi sono verosimili calcolando il livello di vuoto cui sarebbero giunti i NEG. Dalla Figura 9a si vede che nei 250cc dello storage rimanevano 7 x 10^14 atomi (presunti) di Elio. Questi atomi erano dispersi in 250cc di una miscela di Azoto, Deuterio e Ossigeno. Il totale delle molecole presenti in quel volume, secondo Avogadro, era di circa 6 x 10^21 per cui una molecola ogni 10^7 era costituita, secondo la nostra ipotesi, da Deuterio residuo. Poichè la concentrazione di Deuterio, come già visto, rappresentava circa il 15%, occorre supporre che il NEG riducesse la concentrazione del Deuterio di 1.5 x 10^6 volte.
I NEG avrebbero dovuto permettere di identificare Elio in una atmosfera di Deuterio con un rapporto superiore a 10^6, mentre, come riportato all’inizio del presente paragrafo, la letteratura di quel periodo parlava di capacità di un analizzatore di massa a quadrupolo accoppiato a NEG di individuare Elio con un rapporto fino a 10^-4.

Occorre osservare che i NEG sono in grado di raggiungere livelli di vuoto estremamente più spinto (l’uso tipico è in tubi a vuoto e display a emissione di campo ove il vuoto tipico è 10^-9 bar, o negli acceleratori ove il vuoto tipico è 10^-12 bar), ma sono sempre utilizzati come “finitori” e elementi per mantenere nel tempo il vuoto, mai come pompe principali. Il vuoto cioè viene sempre effettuato preliminarmente mediante pompe di altro tipo. Il quantitativo di gas che i NEG sono chiamati ad assorbire è in questo modo ridotto, a parità di condizioni, di un fattore almeno 10^5 – 10^6. Cioè un NEG utilizzato come pompa principale in un sistema con volume di 1cc, dovrà essere dimensionato come normalmente è dimensionato un NEG utilizzato per volumi dell’ordine del metro cubo.

Occorre osservare che gli Autori utilizzarono inizialmente una pompa ad anello liquido come pompa principale cui facevano seguire l’assorbimento mediante NEG. Gli Autori sostengono che in questo modo non si trovava Elio perchè esso rimaneva intrappolato selettivamente nel liquido della pompa, per cui hanno deciso di eliminare la pompa. Noi non siamo riusciti a trovare in letteratura questo fenomeno di assorbimento selettivo dell’Elio, ma in ogni caso gli Autori avrebbero dovuto giustificare questa loro scelta sul piano teorico o meglio riportando qualche esempio in letteratura dell’effettiva esistenza del fenomeno. Ancora meglio sarebbe stato se avessero provato a sostituituire la pompa con una pompa a secco che è comunque in grado di realizzare vuoti di circa 10^-6 bar.

Una obiezione che si potrebbe portare alla nostra ipotesi è che solo pochi degli oltre 100 test condotti dagli Autori hanno evidenziato la presenza del picco indicato come Elio. La nostra spiegazione è che i NEG fossero dimensionati al limite, per cui nella maggioranza dei casi essi erano stati effettivamente in grado di eliminare completamente il Deuterio anche quando questo raggiungeva percentuali elevate all’interno dello storage, ma in alcuni casi, per motivi casuali, l’assorbimento dei NEG fosse ridotto e una piccolissima percentuale di Deuterio veniva trasferito nella camera di misura dell’analizzatore di massa per poi essere interpretato come Elio.

In definitiva ci pare che la misura della presenza di Elio non sia stata documentata in modo sufficiente, mentre il dubbio che si trattasse di Deuterio ci pare non possa essere escluso.

D  – La misura del calore in eccesso

Il calore in eccesso è stato misurato mediante una cella Peltier commerciale (Nota 17).

Ancora una volta il documento non aiuta a capire come tale misura sia stata effettuata e occorre riferirsi al filmato di Maurizio Torrealta relativo a una intervista rilasciata dalla De Ninno per cercare di capire come stessero le cose.

Figura 2

Figura 2

Figura 3

Figura 3

Figura 4

Figura 4

Foto 2a del Rapporto 41

Foto 2a del Rapporto 41

Sulla base delle Figure 2, 3 e 4 tratte da quel filmato e alla Figura 2a del documento che per comodità riportiamo, si può supporre quanto segue:

  • Il catodo, depositato sotto forma di una sottile pista su un substrato piano quasi certamente ceramico, probabilmente di allumina e di forma quadrata di lato circa 40 mm, era alloggiato all’interno di un blocco di teflon a sua volta contenuto in un contenitore cilindrico in acciaio inossidabile. Tra il blocco di Teflon e il substrato era posta una cella Peltier presumibilmente di dimensioni poco inferiori a quelle del substrato. Il contenitore in acciaio inossidabile scambiava calore con un disco (presumibilmente in ottone) dello stesso diametro mantenuto a temperatura costante mediante canali attraversati da liquido termostatato.
  • L’anodo di Palladio, quadrato e di dimensione pari a quella del substrato che sorreggeva il catodo, era posizionato parallelamente a 5 mm dal catodo in un blocco di Teflon simile a quello contenente il catodo, ma senza cella Peltier. Il contenitore cilindrico in acciaio inossidabile, diviso in due parti, e il disco in ottone erano avvitati insieme a formare l’intera cella, come visibile nella figura 2a del documento.
  • Il contenitore in acciaio inossidabile era posizionato all’interno di un vessel ad alto vuoto, di forma cilindrica e dall’apparente volume interno di 1 – 2 litri. Riteniamo che, correttamente, l’utilizzo di tale vessel avesse lo scopo di (quasi) annullare lo scambio termico tra il contenitore in acciaio inossidabile della cella e l’ambiente esterno, in modo da garantire che la maggior parte possibile del calore in uscita dalla cella elettrolitica venisse asportato dal fluido di raffreddamento circolante nel disco di ottone. Esso inoltre garantiva una elevata ripetibilità, rendendo l’esperimento indipendente dalle condizioni ambientali.
  • Il vessel con tutte le valvole, le tubazioni e i collegamenti elettrici, era posizionato all’interno di una camera termostatata, si suppone, alla stessa temperatura del fluido di termostatazione del disco in ottone garantendo un ulteriore miglioramento della ripetibilità e stabilità del sistema.

La misura della tensione generata dalla cella Peltier è stata trovata essere linearmente proporzionale alla potenza ceduta dalla cella elettrolitica secondo il rapporto 17.3 +/-0.3 mW/mV. Dal momento che la potenza termica misurata in eccesso è stata di circa 20 mW, si deduce che il segnale letto sulla cella Peltier si discostava di circa 1mV dal valore in assenza di reazioni anomale, valore al limite degli errori derivanti dalla deriva della cella Peltier. Si consideri che in quelle condizioni la potenza elettrica immessa nella cella elettrolitica è certamente superiore a 1.4 W (Nota 18), per cui il presunto calore in eccesso era inferiore al 1.5% di quello fornito, valore ritenuto in campo calorimetrico quasi impossibile da misurare con certezza (COP < 1.02) soprattutto su sistemi così piccoli. Ma la cosa fondamentale è che tale quantità di calore rientra negli errori strumentali se si considera che l’incertezza dichiarata dagli stessi autori sul segnale della cella Peltier era pari al +/-1.7%.

Un altro importante fattore di cui gli autori sembrano essersi completamente dimenticati è il problema della possibile ricombinazione dell’Ossigeno e del Deuterio che si liberavano dalla cella e che non venivano tenuti separati in alcun modo (Nota 19).

In base a queste considerazioni, dal momento che il calore in eccesso misurato era 12 volte minore di quello atteso in base alla misura della quantità di 4He misurato dall’analizzatore di massa, gli autori avrebbero dovuto prendere in seria considerazione il fatto che non ci fosse alcun calore in eccesso e che quei 20mW di apparente eccesso fossero frutto di errori strumentali o legati alla ricombinazione di Ossigeno e Deuterio. Questo avrebbe dovuto portarli a riesaminare il metodo di misura della quantità di Elio prodotto.

Invece gli autori cercano di dare una spiegazione al fatto che il calore misurato fu molto inferiore a quello atteso, dando per scontato che il valore corretto fosse quello ricavato dalla misura dell’Elio. La spiegazione trovata è sconcertante e oltre ad andare contro i più elementari concetti di scambio termico, sembra indicare che gli autori non conoscessero il principio di funzionamento della misura calorimetrica che essi stessi avevano allestito.

Gli autori infatti ritengono che la misura del calore in eccesso risultasse molto inferiore al reale a causa del fatto che il calore veniva prodotto sul catodo in punti molto localizzati ove la temperatura raggiungeva valori elevatissimi, in qualche caso prossimi a quella di fusione del palladio (1550°C). Secondo gli autori a quelle temperature il calore generato in un punto molto localizzato del catodo si sarebbe trasmesso quasi solo per irraggiamento e la cella Peltier non lo avrebbe rilevato (Nota 20). L’affermazione è assurda perché, se è vero che un corpo in aria a quella temperatura emette calore praticamente solo per irraggiamento, occorre considerare che il deposito di Palladio era di dimensioni micrometriche e in strettissimo contatto termico con il contiguo Palladio freddo e con il substrato, con i quali scambiava calore soprattutto per conduzione, e il tutto era immerso nell’elettrolita (Nota 21).

Un semplice calcolo dimostra l’assurdità dell’affermazione degli autori.

Figura 5

Figura 5

In Figura 5 è schematizzata la sezione della pista in Palladio ed è stata indicata in rosso una ipotetica minuscola zona ove si sarebbe innescata la reazione nucleare esotermica secondo le supposizioni degli autori. Supponiamo che tale area abbia raggiunto una temperatura sufficientemente elevata da cedere fortemente calore per irraggiamento ma non tale da causarne la fusione. Fissiamo questa temperatura in 1200 °C. La conducibilità termica del Palladio è pari a 70 W/mK; la costante di Stefan Boltzman vale 5.7 x 10-8 Wm-2K-4. Supponiamo che la conducibilità termica del substrato sia 25 W/mK (allumina), e che alla distanza di 1 mm la temperatura sia ormai pari a quella dell’elettrolita (22). Trascuriamo cautelativamente il calore scambiato direttamente dalla zona calda con l’elettrolita, e, secondo quanto inspiegabilmente supposto dagli autori, consideriamo nullo il calore scambiato per irraggiamento verso il substrato.

Possiamo scrivere:

  • superficie irradiante = 2.5 x 10-9 m2
  • superficie di scambio per conduzione verso il circostante Palladio = 2 x 10-10 m2
  • superficie di scambio per conduzione verso il substrato = 2.5 x 10-9 m2

da cui:

  • Q1 = calore per irraggiamento = 5.7 x 10-8 x 2.5 x 10-9 x 15004 = 7.5 x 10-4 W
  • Q2 = calore per conduzione verso il Palladio = 70 x 2 x 10-10 x 1200 / 10-3 = 1.6 x 10-2 W
  • Q3 = calore per conduz. verso il substrato = 25 x 2.5 x 10-9 x 1200 / 10-3 = 7.5 x 10-2 W

Quindi:  Q2 + Q3 > 100 x Q1 cioè il calore ceduto per conduzione è 2 ordini di grandezza superiore a quello scambiato per irraggiamento.

Inoltre la cella elettrolitica era un piccolo contenitore chiuso e in qualunque modo il calore venisse generato al suo interno, esso veniva ceduto all’elettrolita che a sua volta lo cedeva a tutte le pareti della cella che a causa dell’elevato coefficiente di scambio termico si trovavano a una temperatura quasi identica a quella dell’elettrolita stesso.

In ogni caso, anche ammesso che il calore in eccesso venisse trasferito solo per irraggiamento come suppongono gli autori, non si capisce perché circa metà di esso non dovesse trasferirsi al catodo (se la pista di Palladio era rovente irraggiava in tutte le direzioni, quindi anche verso il substrato freddo). Circa metà del calore in eccesso doveva quindi essere rilevato dalla cella Peltier. D’altra parte anche il valore di calibrazione (17.3 mW/mV) era stato ottenuto in una situazione nella quale buona parte del calore non attraversava la cella Peltier (Nota 23). Ma anche considerando che durante la calibrazione tutto il calore introdotto attraversasse la cella Peltier, la sottostima del calore prodotto in eccesso sarebbe stato di un fattore 2, non di 12 volte (Nota 24).

Abbiamo voluto verificare le affermazioni degli autori mediante un semplice esperimento, la cui descrizione è riportata nella Appendice A. Anche l’esperimento ha dimostrato in maniera evidente l’infondatezza delle asserzioni degli autori.

E – Misura di raggi gamma

Sebbene l’obiettivo dell’indagine fosse scoprire la presenza di Elio e di calore in eccesso, non si può non ricordare che una reazione nucleare D-D produrrebbe raggi gamma da 23.77 MeV nel caso il prodotto di reazione fosse 4He, e neutroni nel caso la reazione producesse 3He. Anche supponendo che la prima reazione fosse fortemente favorita e che i raggi gamma venissero assorbiti in grande parte dal reticolo del Palladio e trasformati in calore, è difficile pensare che i moderni rilevatori non sarebbero stati in grado di evidenziare la presenza di raggi gamma o di neutroni: gli stessi autori, nell’introduzione, riportano il fatto che Fleischmann e Pons riferivano di avere rilevato una leggera radioattività proveniente dalla loro cella, fenomeno riportato dalla quasi totalità dei ricercatori che hanno realizzato esperimenti su sistemi D-Pd, ma anche da chi ha indagato su altri sistemi (Idrogeno – Titanio; Idrogeno – Nichel).

La reazione D-D verso 4He in condizioni usuali produce un fotone gamma da 23.77 Mev che è estremamente penetrante: occorre una parete di acciaio dello spessore di molti centimetri per assorbire la metà dei fotoni incidenti, una parete di alcuni metri di Teflon, una parete di decine di metri di polistirolo espanso, che sono i materiali che circondavano la cella in esame.

Consideriamo il numero di fotoni prodotti, secondo gli Autori, all’interno della cella, corrispondenti alla produzione di 4He misurato. Dalla Figura 9a si ricava che tale valore era di circa 2 x 10^14 fotoni/ora, corrispondenti a circa 5 x 10^10 fotoni al secondo.
La struttura che costituiva e circondava la cella costringeva tali fotoni ad attraversare uno spessore di circa 10mm di Teflon, 10mm di acciaio inox, alcune decine di centimetri di polistirolo espanso. Come scritto sopra tale schermatura ha effetto schermante quasi nullo su fotoni da 23.77 Mev, ma per sicurezza consideriamo che sia in grado di attenuarli di un fattore 5.
In assenza dei fenomeni supposti da Preparata (Nota 28) tali per cui i fotoni emessi venivano assorbiti dal reticolo del Palladio, i fotoni uscenti dal sistema di prova dovevano quindi essere almeno 10^10 al secondo.
Supponendo di posizionare un sensore di gamma all’esterno del sistema, esso si troverebbe a una distanza dell’ordine di 1 metro dalla cella. La superficie della sfera di spazio a questa distanza è circa 10^5 cm2. Se si utilizza un comune sensore gamma con superficie utile di 1 cm2, esso rileverebbe 10^5 fotoni al secondo. Se anche solo un fotone su 100.000 fosse sfuggito al fenomeno supposto da Preparata di assorbimento da parte del reticolo di Palladio, il rilevatore avrebbe registrato un evento al secondo.

Il numero di fotoni nell’intorno di 23 Mev dovuti al fondo naturale è di uno ogni qualche ora quindi migliaia di volte inferiore. Ci sembra quindi che la ricerca di raggi gamma fosse non solo opportuna, ma doverosa (e certamente nel laboratorio ENEA la strumentazione opportuna non mancava).
Occorre inoltre considerare che un operatore a 2 metri dal dispositivo, in assenza del fenomeno di assorbimento supposto da Preparata, sarebbe stato investito da circa 10^8 fotoni al secondo. La potenza incidente corrispondente è di 3.6 x 10^-4 W. Un operatore presente nel laboratorio avrebbe quindi assorbito una dose di radiazioni corrispondenti a circa 20 mSv/h, una dose importante che avrebbe dovuto essere continuamente monitorata (200 ore di esposizione a quel livello sono mortali).

F – Misura in bianco

Quando si eseguono test di questo tipo è sempre buona norma eseguire test in bianco, invece nel report non ve n’è traccia (Nota 25). Eppure poteva essere eseguito un test in bianco semplicissimo, scambiando la polarità della cella. Il Deuterio emesso sull’elettrodo di Platino non avrebbe ovviamente potuto essere assorbito da questo metallo, per cui non si sarebbe potuto produrre né Elio nè calore in eccesso. Tutto il resto del sistema non si sarebbe potuto accorgere dello scambio per cui un eventuale aumento della quantità di Elio nel serbatoio di accumulo o la misura di un eccesso di calore avrebbe evidenziato un problema sulle misure. Questo test si sarebbe potuto eseguire alla fine di ogni test effettivo (dopo la fase denominata dagli autori Control Phase).

3 – La fusione del catodo

La Figura 10 del documento riporta la fotografia di un catodo in cui sono chiaramente visibili almeno tre interruzioni della sottile pista di Palladio.

Gli autori dichiarano che tali interruzioni non possono essere attribuite a surriscaldamento ohmico per cui sono da attribuire a riscaldamenti localizzati dovuti a intensa reazione di fusione nucleare locale.

In una resistenza elettrica è praticamente impossibile avere più di una interruzione per surriscaldamento ohmico, dal momento che dopo la prima interruzione la corrente si azzera per cui non è possibile che un altro punto possa surriscaldarsi, se non supponendo la perfetta contemporaneità, evento estremamente improbabile. In questo caso però la situazione è completamente diversa: il filamento di Palladio non è una resistenza alimentata alle estremità, ma un catodo alimentato da un solo lato (Figura 3 del documento). In queste condizioni la corrente che fluisce nel filamento del catodo diminuisce dal punto che è collegato al generatore di corrente via via fino ad annullarsi all’estremità opposta. In queste condizioni il punto più soggetto a rottura per surriscaldamento ohmico è quello più vicino al punto di collegamento al generatore, cioè quello più negativo. Anche perché in questo punto la generazione di gas è maggiore, per cui lo scambio termico del conduttore con l’elettrolita è minore. Gli autori dichiarano che la fusione è effettivamente avvenuta in quella zona, ma ne traggono la conclusione che ciò è dovuto al fatto che in quella zona l’effetto Preparata è più intenso, quindi maggiore il caricamento e il calore generato dalla reazione nucleare.

Considerando che gli autori sono certamente riusciti a caricare il Palladio a valori molto elevati, a nostro parere il processo di interruzione multipla del catodo potrebbe essersi svolto nel seguente modo: a causa della forte densità di corrente (400 A/mm2!), nella zona ove la corrente è più intensa (cioè quella più negativa) si origina una interruzione (probabilmente dovuta a distacco della pista dal substrato (Nota 26) a seguito del forte caricamento) e conseguente crollo dello scambio termico col substrato. Questa situazione porta ad un aumento della temperatura del tratto distaccato che per questo aumenta la propria resistenza e quindi la potenza elettrica in essa dissipata (raddoppia circa a 300 °C) e innesca un fenomeno di runaway che porta rapidamente il tratto a interrompersi (Nota 27). La parte rimanente di catodo tra il generatore e l’interruzione continua ad essere attraversata da corrente per cui continua a caricarsi di Deuterio. Occorre notare che la cella era alimentata da un generatore di corrente costante, e non da un generatore di tensione, come si evince dallo schema elettrico visibile nella Figura 3 del documento. Non possiamo sapere se gli autori hanno programmato un limite di tensione sull’alimentatore, ma certamente a seguito della prima interruzione del catodo la tensione applicata alla cella aumentò a seguito del crollo della resistenza elettrica della cella dovuta all’improvvisa diminuzione della superficie del catodo. Questo fatto ha ulteriormente incrementato la produzione di bollicine di gas sul tratto di catodo rimasto alimentato diminuendo ulteriormente il coefficiente di scambio termico con l’elettrolita. Così, dopo un po’ un’altro tratto di pista si distacca e genera una seconda interruzione e così via. La prima interruzione non è avvenuta esattamente all’inizio della sottilissima pista (lungo 1 metro) che costituisce il catodo a causa soprattutto della tolleranza sullo spessore del deposito di Palladio, ma avviene comunque nei primi 5 cm più sollecitati.

Dal momento che gli autori sostengono che invece la fusione era dovuta a intensa reazione nucleare,  dovrebbero spiegare come sia possibile che il Palladio sia rimasto carico di Deuterio a valori tali da permettere il mantenimento del fenomeno di fusione nucleare anche a temperatura prossima a quella di fusione (1550°C), quando è sufficiente osservare il diagramma di stato Palladio – Idrogeno riportato in Figura 6 (col Deuterio è quasi identico) per scoprire che ciò appare impossibile dato che a 500°C la pressione di equilibrio è di circa 10.000 bar, un valore molto superiore alla resistenza meccanica del metallo a quella temperatura, con un valore di caricamento pari solamente a 0.7.

Figura 6

Figura 6

4 – Note tecniche esplicative

(Nota 1) Il 6 giugno 2013 alle ore 8:59 sul blog “22Passi d’amore e dintorni“, Antonella de Ninno commentava:

In questi anni sono arrivata alla conclusione che solo nella migliore delle ipotesi questa ricerca è stata affossata deliberatamente a seguito di un complotto internazionale, in realtà, molto più prosaicamente e tristemente si é trattato di un addensamento di “decision maker” e relativi lacchè nel terzo quadrante del grafico di C.M. Cipolla.

(Nota 2) “L’inchiesta” di Maurizio Torrealta con intervista ad Antonella De Ninno: FUSIONE FREDDA,RAPPORTO 41- quello che non vi hanno mai detto

Utili alla comprensione anche i seguenti link: Report Fusione fredda (parte 1) e Report Fusione fredda (parte 2)

(Nota 3) Nel 2011 il chimico Camillo Franchini pubblicò una recensione del Rapporto 41, reperibile al seguente link:

oppure direttamente da qui.

(Nota 4) L’Elio-4 è la forma comune dell’Elio. Esso può essere formato mediante fusione nucleare di due atomi di Deuterio, questa reazione con prodotto finale 4He  (in accordo con la Fisica nucleare GA) risulta però essere molto improbabile, come anche indicato dagli autori nell’appendice teorica del documento; la probabilità che la fusione di due atomi di Deuterio dia origine ad un atomo di Elio-4 è un milione di volte inferiore rispetto alla probabilità di dare origine a Elio-3 più un neutrone oppure a Trizio più un protone.

La figura seguente mostra i branches di fusione DD a più alta probabilità, la fusione DD avviene in due stadi: nel primo stadio si forma un nucleo intermedio eccitato [4He*], nella seconda fase il nucleo eccitato rilassa emettendo prodotti di fusione.

Il branch di fusione DD che produce l’Elio-4, il branch meno probabile (10^-6) di seguito raffigurato, ottenuta in acceleratore al di fuori di un reticolo metallico (*), produce oltre al 4He un raggio gamma molto energetico (28.3 MeV) e nessun altro prodotto di reazione. Anche in questo caso il processo avviene in due stadi: il primo stadio è comune con il caso precedente e si forma sempre il nucleo intermedio eccitato [4He*] ma nella seconda fase il nucleo eccitato rilassa emettendo gamma da 28.3 MeV.

I sostenitori della fusione fredda pensano che questo processo di fusione DD con produzione di 4He sia il modo di decadimento principale quando la reazione avviene nel reticolo del Palladio. Inoltre suppongono che il raggio gamma non abbandoni il reticolo come sarebbe logico aspettarsi, ma ceda immediatamente la sua energia al reticolo stesso trasformandosi in calore.

(*) GSVIT specifica di non avere trovato ad oggi alcun riscontro, cioè solide prove ed elementi scientifici nucleari-sperimentali (condivisi dalla comunità scientifica mondiale), che costituisca evidenza incontrovertibile delle ipotesi formulate dagli Autori, i quali sostengono esista una fondamentale differenza tra la fusione nucleare del Deuterio nella materia condensata e quella nel vacuo.

(Nota 5) Già in precedenza ci furono tentativi di correlare l’intensità di presunti fenomeni nucleari con il presunto eccesso di calore. In particolare 6 anni prima Yashuiro Iwamura e alcuni colleghi del centro di ricerca della Mitsubishi cercarono una correlazione tra raggi X emessi da un catodo di Palladio e eccesso di calore con un apparato concettualmente simile a quello adottato dall’ENEA. Nella descrizione del loro sistema era indicato anche un rilevatore di 3He, anche se il report finale non riporta alcun dato sulle misurazioni effettuate con tale strumento. Il documento conclude che furono misurati raggi X e eccesso di calore, ma:

“The correlation between excess heat and x-rays has not been made clear under our experimental condition” e “We must investigate further to reach conclusions about the correlation between excess heat and nuclear products”

Non ci risulta che si ottennero mai queste conferme. Una analisi del documento (scaricabile da qui oppure al link: mostra quanto poco consistente fossero le misure di eccesso di calore (dell’ordine del 2% per brevi periodi). L’emissione di raggi X risultò 9 ordini di grandezza inferiore all’attesa.

(Nota 6) Era certamente importante determinare il livello di caricamento del Palladio, ma occorre osservare che non vi è alcun motivo secondo la fisica nota per cui qualcosa debba cambiare quando tale rapporto dovesse raggiungere o superare un determinato valore.

(Nota 7) “Consequences of lattice expansive strain gradients on hydrogen loading in palladium” pubblicato dalla stessa De Ninno su Physical Review B 01-08-1997

(Nota 8) Durante il test di caricamento elettrochimico del Palladio con Idrogeno eseguito da GSVIT si evidenziò come al momento della interruzione dell’elettrolisi, l’Idrogeno cominciasse a gorgogliare violentemente dalla superficie del catodo. In quel caso la pressione all’interno della cavità di misura si ridusse molto lentamente, ma ciò era dovuto al fatto che il Palladio aveva spessore molto elevato (200 volte superiore a quello utilizzato dagli autori) e al fatto che l’Idrogeno contenuto nella cavità (non esistente nel catodo degli autori) costituiva un serbatoio che trasferiva Idrogeno nel Palladio man mano che Idrogeno usciva sul lato bagnato del catodo.

(Nota 9) La tesi, di ben 173 pagine, descrive un esperimento quasi identico, e utilizza una cella quasi uguale ma leggermente più piccola. Le differenze fondamentali rispetto all’esperimento dell’ENEA erano le seguenti:

  • a – non si fece la ricerca del 4He
  • b – la pista di Palladio, delle medesime dimensioni, era depositata su un substrato di vetro
  • c – le estremità del catodo erano collegate a un generatore ausiliario di corrente continua
  • d – non era presente la cella Peltier
  • e – non era presente fluido di termostatazione
  • f – la temperatura dell’elettrolita era misurata mediante una termoresistenza (PT100)
  • g – fu monitorata la temperatura del catodo mediante termocamera

I punti c – f – g meritano una spiegazione:

  • c – Per garantire l’esistenza di una ddp regolabile ai capi del catodo che permettesse di realizzare l'”effetto Preparata” allo scopo di aumentare al massimo possibile il caricamento, un secondo generatore di tensione era collegato ai capi della pista di Palladio, con il positivo collegato al negativo del generatore che alimentava la cella elettrolitica. Questo secondo generatore era assente nell’esperimento dell’ENEA nel quale la ddp ai capi della pista di Palladio era impressa dalla stessa corrente di elettrolisi applicata da un solo lato del catodo.
  • f – g – Nell’esperimento di Milano si utilizzò all’inizio solo una PT100 per controllare la temperatura dell’elettrolita e da essa dedurre la potenza erogata per naturale scambio termico del sistema verso l’ambiente. In seguito si aggiunse una termocamera, sfruttando il fatto che il substrato utilizzato per il catodo era di zaffiro trasparente alla radiazione infrarossa nel campo 3-5μm di lettura della termocamera. I due sistemi diedero gli stessi risultati e la termocamera non rilevò nulla di anomalo. Non è chiaro quindi perchè nelle conclusioni del Rapporto 41 si dica che il passo successivo della ricerca avrebbe dovuto prevedere l’adozione di una termocamera.

(Nota 10) Una dettagliata descrizione di caricamenti di fili di Palladio di 50µm di diametro a valori simili a quelli riportati dal gruppo della De Ninno sono riportati su un documento a titolo “Protocollo innovativo per l’iper-caricamento di catodi di Palladio con Idrogeno messo a punto all’ INFN di Frascati. Nuove prospettive per la Fusione Fredda” presentato nel 1998 al LXXXIV Congresso SIF a firma Marini, di Stefano, Celani, Spallone. Nella figura 6b di tale documento è riportata la curva della variazione della resistenza elettrica del filo che indicherebbe un caricamento fino a valori x > 1 e la curva di scaricamento completo. Le affermazioni, trattandosi di un filo e non di un deposito su substrato appaiono più convincenti. Il lunghissimo tempo di scaricamento (16 ore) sembra andare contro la nostra affermazione che il tempo di scaricamento del film utilizzato dal gruppo della De Ninno sarebbe stato di pochi minuti, ma come spiegato nel documento Marini, tale lunghissimo tempo derivava dal particolare elettrolita utilizzato nel suo protocollo, che, a detta dell’autore, avvelenava la superficie del catodo ostacolando la fuoriuscita del gas. Il documento è scaricabile qui oppure a questo link:

(Nota 11) Lo schema presenta qualche apparente stranezza (polarità invertita dell’amperometro “I cell”; contatti 7 e 2 del relè apparentemente inutili; resistenza di misura della corrente utilizzata per la misura della resistenza del catodo da soli 10.7 Ω), spiegabili però se si suppone sia stato utilizzato un sistema di raccolta dati con canali tra loro non elettricamente isolati e aventi una impedenza di ingresso non molto elevata.

Dovendo misurare la resistenza del catodo mediante una corrente continua senza che la misura sia alterata dalla conducibilità elettrica della soluzione elettrolitica è opportuno utilizzare la tensione più bassa possibile, in modo da impedire fenomeni elettrolitici (in pratica se si opera al di sotto di 0.2V l’alterazione della misura dovuta all’elettrolita è trascurabile come mostrato nell’appendice C). Una tensione di 0.2V applicata a un catodo con resistenza di 3 kΩ porta a una circolazione di corrente di 67 μA e la corrispondente tensione ai capi della resistenza da 10.7 Ω risulta essere di soli 700 μV. Il sistema adottato assomiglia a quello descritto nella già citata tesi dell’Università di Milano sebbene in quel caso, invece di un generatore di tensione, fu usato un generatore di corrente (150 μA). Nel documento a firma Marini citato in Nota 10 ritennero di risolvere il problema della misura della resistenza del catodo adottando una soluzione elettrolitica più diluita e effettuando la misura mediante un generatore di tensione alternata.

Abbiamo effettuato una semplice simulazione del circuito sulla base dei dati forniti, dividendo la cella in 10 parti. Per mantenere la differenza di tensione ai capi del catodo di 35V e una corrente di elettrolisi di 40mA come indicato dagli autori abbiamo dovuto utilizzare una resistenza di catodo di 1700 Ω, valore ragionevole se si considera una resistenza a catodo scarico di 1000 Ω come deducibile dalle dimensioni geometriche e un fattore di caricamento x = 0.9. Il valore di resistenza del bagno elettrolitico è stato fissato in 1000 Ω in base ai dati di conducibilità del bagno a 20°C e alla forma geometrica della cella, con valutazioni qualitative senza effettuare una simulazione elettrochimica, non possedendo il software necessario.   Nella figura sotto sono indicate correnti e tensioni nella cella. Da esse appare chiaro come gli autori siano riusciti ad applicare una consistente differenza di potenziale ai capi del catodo (con lo scopo di innescare l'”effetto Preparata”) utilizzando un solo generatore di corrente. Per contro è chiaro che questo sistema ha portato a caricamento non uniforme del catodo dando origine a probabili errori interpretativi da parte degli autori.



Correnti Elettrolisi

Correnti Elettrolisi

Correnti Catodo

Correnti Catodo



Dalla figure appare chiaro come il valore di tensione ai capi del catodo sia funzione della corrente di elettrolisi, della resistenza del catodo e della conducibilità del bagno. Non è chiaro quindi come gli autori siano riusciti a mantenere tale tensione assolutamente costante (35V) durante tutta la fase supercritica come appare in Figura 8 del documento dal momento che la resistenza del catodo durante questa fase si è dimezzata.

(Nota 12) Gli analizzatori di massa a quadrupolo sono molto diffusi grazie al loro basso costo e alle buone prestazioni. I modelli normali di minor costo non sono in grado di separare ioni con differenza di peso così piccola come lo ione dell’Elio 4 e lo ione del Deuterio, ma esistono modelli, detti ad alta risoluzione, che presentano prestazioni sufficienti. Per questo tipo di misura nei laboratori più attrezzati sono impiegati strumenti di qualità superiore utilizzanti un campo magnetico fisso generato da magneti superconduttori (FT-ICR), che però risultano molto costosi e ingombranti.

(Nota 13) In realtà in ascissa è riportato il rapporto tra peso atomico (in amu, cioè espresso, approssimativamente, come rapporto con il peso del protone) e la carica dell’elemento ionizzato. Per questo, molecole che possono presentare più livelli di ionizzazione danno origine a più righe. L’Argon in particolare dà origine alla riga corrispondente a amu = 40 quando difetta di un solo elettrone (Ar+) e corrispondente a amu = 20 quando difetta di 2 elettroni (Ar++) come visibile in Figura 4 del documento.

(Nota 14) Per separare i picchi relativi all’Elio e al Deuterio occorre uno strumento con potere risolutivo (definito come amu/Δamu) superiore a 200. Tale risoluzione è effettivamente raggiungibile da un semplice strumento a quadrupolo ad alta risoluzione. In Figura 4 del rapporto però i due picchi principali (relativi all’ 40Ar) appaiono stranamente larghi per uno strumento ad alta risoluzione. In base alla forma del picco nel riquadro ingrandito, la risoluzione dello strumento si può stimare essere circa 250, quindi sufficiente, seppure al limite. Occorre però ricordare che la risoluzione non ha nulla a che vedere con la esattezza della misura del valore amu che dipende dalla taratura delle ascisse dello strumento. Una taratura non corretta può generare un errore tale da portare a interpretare il picco relativo al Deuterio come picco relativo all’Elio.

Ci siamo recati presso un laboratorio di un istituto di ricerca accreditato (SSICA di Parma) dotato di molti analizzatori di massa di varie tipologie per verificare il normale stato di taratura di tali strumenti. In quel momento era in funzione un analizzatore GBC Optimass 9500 a tempo di volo ortogonale (TOF), la più recente famiglia di analizzatori di massa (inventata alla fine degli anni ’40, ma industrializzato e commercializzato solo a partire dal 2000) visibile in Figura 7.

Figura 7

Figura 7

Abbiamo chiesto alla responsabile di quel laboratorio di mostrarci lo stato di calibrazione delle ascisse (calibrate sull’Argon 40 ogni 6 mesi): l’errore era di 0.03 amu in difetto (Figura 8): se avessimo analizzato un gas contenente Deuterio, quello strumento avrebbe posizionato un picco proprio intorno a amu 4.00 e lo avremmo classificato come Elio 4.

Lo spettro presentato al computer dallo strumento appariva molto meno grossolano di quello mostrato dagli autori in Figura 4 del rapporto: i picchi apparivano come righe molto sottili e solo amplificando notevolmente l’immagine si notava la loro forma triangolare, la cui base aveva una larghezza di circa 0.05 amu. La responsabile ci ha spiegato che a parte la risoluzione dello strumento (che non è uniforme su tutto lo spettro di massa, come ci ha mostrato richiedendo alla macchina di visualizzare la risoluzione calcolata per ogni picco presente, risoluzione che sul picco dell’Argon era 1400), esiste un valore minimo di differenza amu identificabile indipendente dal peso atomico, detto potere risolvente e che per quello strumento era di circa 0.05 amu. Consideravano quindi quello strumento in grado di separare molecole la cui differenza di massa fosse maggiore di 0.1 amu (cioè quello strumento non era considerato in grado di separare sufficientemente i picchi relativi a Deuterio e Elio 4). Nel manuale dell’apparecchiatura si legge che la risoluzione tipica è 2000, ma l’errore sul valore amu è minore di 0.4 amu, cioè 20 volte superiore a quello massimo ammesso per riconoscere l’Elio dal Deuterio.

Figura 8

Figura 8

(Nota 15a) Il procedimento utilizzante i NEG era stato descritto un anno prima dell’inizio dei lavori su   “The use of a high-resolution quadrupole gas mass spectrometer system for selective detection of helium and deuterium” “(Christian Day  su Vacuum” 1998 /volume 51 / number 1/ page 21 ).

(Nota 15b) Gli stessi Autori del Rapporto 41 insieme a F. Scaramuzzi e C. Alessandrini presentano all’ ICCF8 nel 2000 un lavoro dal titolo: “A New Method Aimed at Detecting Small Amounts of Helium in a Gaseus Mixture” e l’anno successivo all’ ICCF9 gli Autori presentano un lavoro dal titolo: “Experimental Techniques for Dedtecting Small Quantities of  4He Gas: Problems and Solutions“. In quest’ultimo si afferma che è stata eliminata la pompa ad assorbimento criogenico e vi  si trovano già immagini  e parte del testo che verranno poi utilizzati nel Rapporto 41. In questi lavori, come nel Rapporto 41, non si fa cenno all’utilizzo di un doppio sistema NEG.

Sempre gli stessi Autori nel gennaio 2007 pubblicano su “Journal of Vacuum Science & Technology A” un articolo col titolo: “Quantitative detection of tiny amounts of helium isotopes in a hydrogen isotope atmosphere using a standard resolution quadrupole mass spectrometer“. Tale lavoro spiega come sia possibile utilizzare un analizzatore di massa a quadrupolo, persino a bassa risoluzione per misurare piccolissime quantità di Elio in una atmosfera di Deuterio grazie all’utilizzo di due NEG in serie, il primo dei quali del tipo Zr-V-Fe lavorante ad alta temperatura, il secondo del tipo Ti-V lavorante a temperatura ambiente e connesso direttamente con la camera di misura dell’analizzatore di massa. Questa configurazione, a detta degli Autori, consente di eliminare completamente il Deuterio presente, per cui ciò che si misura nei dintorni di amu 4 non può che essere Elio. Seppure non sia scritto in nessuna parte dell’articolo, gli Autori sembrano lasciare intendere che questa fosse anche la configurazione utilizzata durante i test effettuati 5 anni prima e descritti sul Rapporto 41. Questo sarebbe però in contraddizione con quanto indicato sullo stesso Rapporto 41, dove si parla di un singolo NEG, come chiaramente indicato in Figura 1 del documento.

Nello schema riportato in Figura 3 dell’articolo del 2007 si può vedere come sia presente il sistema di valvole che consente di immettere una quantità nota di Deuterio nella camera di misura, che è esattamente quanto abbiamo scritto poche pagine più sopra. Quindi se il sistema utilizzato nel 2001 era quello il cui schema è riportato nell’articolo del 2007, rimane inspiegabile perchè gli Autori non abbiano immesso una piccola quantità di Deuterio nella camera di misura per evidenziare i due picchi di Elio e Deuterio rendendo la misura incontestabile. Si noti come nella pubblicazione del 2007 tale metodologia sia documentata in Figura 8. Se questa configurazione a doppio NEG fu quella effettivamente utilizzata anche nel 2001, considerando che tale configurazione era innovativa, perchè gli Autori non l’hanno scritto chiaramente nè sul Rapporto 41, nè nella pubblicazione successiva?

Un’altra stranezza è rappresentata dalla Figura 10 dell’articolo del 2007: la figura è la stessa riportata col numero 4 sul Rapporto 41, ma la didascalia è diversa: quella del 2007 dice che si tratta di un campione di aria (nel testo si specifica prelevata all’esterno del laboratorio) fatta passare attraverso i due NEG, la didascalia del Rapporto 41 dice che si tratta di un campione di aria dalla quale si deduce come i (solo qui viene usato il plurale) NEG avevano estratto tutto il Deuterio: ma non è chiaro quale Deuterio avrebbero dovuto estrarre se era aria ambiente, che di Deuterio ne contiene una quantità talmente piccola da non poter essere misurata.

(Nota 16) Si noti che la Figura 9 del Rapporto 41 è relativa a un differente esperimento rispetto a quello cui fa riferimento la Figura 8, dato che in un caso la fase supercritica è stata raggiunta in meno di un’ora mentre nell’altro è stata raggiunta in quasi tre ore.

(Nota 17) Usiamo il termine Cella Peltier perché questo usano gli autori, ma riteniamo che potesse trattarsi di una Cella Seebeck, comunemente detta TEG, dal momento che la cella Peltier è progettata per spostare calore mediante energia elettrica, mentre la cella Seebeck, è progettata per generare energia elettrica mediante un flusso di calore, e per quanto molto simili e interscambiabili, nella realtà sono realizzate in modo leggermente diverso allo scopo di massimizzare il rendimento.

(Nota 18) La potenza introdotta sotto forma di potenza elettrica nella cella, trattandosi di corrente continua, è esprimibile come prodotto della tensione applicata (mai indicata dagli autori) per la corrente circolante. Dalla Figura 8 del rapporto e da quanto scritto nel testo si deduce che le condizioni tipiche durante la fase detta “supercritica” prevedevano una tensione certamente superiore a 35 Volt (la nostra simulazione riportata in Nota 11 indicherebbe più di 60V), dato che questa era la differenza di potenziale ai capi del catodo e una corrente di 40 mA, cui corrisponde una potenza elettrica di 1.4 W (circa 2.5W con la nostra simulazione).

(Nota 19) Stranamente il problema era stato ampiamente trattato nella già nominata tesi di laurea in fisica all’università di Milano nell’anno accademico 1999/2000. Gli autori della tesi avevano dedotto che questo fenomeno costituiva la principale fonte di errore nel calcolo della potenza erogata, per cui doveva essere esaminato con grande attenzione.

(Nota 20) Poiché ci è venuto il dubbio che gli autori pensassero che la cella Peltier non fosse in grado di misurare una forma di calore molto localizzata, abbiamo eseguito un semplice test visibile in questo breve filmato.

In esso si vede come due celle Peltier (utilizzate come TEG) poste in serie, anche se di dimensione diversa tra loro, sono in grado di rilevare fonti di calore applicate anche in un piccolo punto di una sola di esse.

(Nota 21) Anche il referee di una rivista cui era stato inviato il rapporto per la pubblicazione mise in dubbio la possibilità che il catodo immerso nell’elettrolita potesse aver raggiunto la temperatura di fusione. Emilio Del Giudice derise tale referee dicendo che evidentemente egli non sapeva che esistono i vulcani sottomarini e che si eseguono saldature anche sott’acqua. In realtà il referee aveva perfettamente ragione (come ha mostrato il nostro semplice calcolo e la nostra semplice dimostrazione descritta nell’Appendice A) ed era Del Giudice che non considerava che non si può paragonare un sistema come quello della cella ENEA con una saldatura ad arco eseguita sott’acqua. In quest’ultima si ha una potenza di alcuni kW concentrata in pochi mm3, mentre nell’esperienza ENEA la potenza è 100.000 volte inferiore. La lava dei vulcani sottomarini può a volte apparire in qualche punto rovente, ma, prescindendo dal fatto che il paragone è inappropriato a causa della enorme differenza di dimensioni, la conducibilità termica della lava è enormemente inferiore a quella del Palladio e nel caso della lava non esiste un substrato che assorbe calore per conduzione mentre lo scambio termico verso l’acqua è in gran parte ostacolato dallo strato di vapore che circonda la lava rovente.

(Nota 22) Se consideriamo un’area di 1 mm di raggio (3 x 10-6 m2) che scambia calore con l’elettrolita, possiamo stimare la sua temperatura media T1 che avrebbe dissipando 100 mW per sola convenzione verso l’elettrolita a temperatura T2. Considerando un prudenziale coefficiente di scambio termico convettivo pari a 500 W/m2K e trascurando il calore scambiato per conduzione verso la restante parte di catodo e di substrato, si ha:

                                               T1 – T2 = 0.1/(1000 x  3 x 10-6 ) = 66 °C

valore del tutto trascurabile rispetto ai supposti 1200 °C della zona calda.

(Nota 23) In pratica il sistema costituiva un calorimetro isoperibolico con rapporto di cattura del calore molto povero, dell’ordine di 0.3 – 0.4.

I calorimetri isoperibolici misurano la potenza termica emessa da un oggetto posto all’interno di una cavità utilizzando un grande numero di elementi termogeneratori (TEG) disposti su tutta la superficie della cavità, attraverso i quali il calore generato all’interno sfugge verso l’esterno. Gli elementi sono normalmente tutti collegati elettricamente in serie, in modo che ciascuno contribuisce a generare una differenza di potenziale proporzionale al flusso di calore che lo attraversa. La misura è molto poco influenzata dalla posizione ove il calore viene generato all’interno della cavità, a condizione che il calore sia effettivamente costretto a passare quasi unicamente attraverso i TEG. Il rapporto tra il calore che attraversa i TEG e quello totale (cioè quello che attraversa i TEG più quello che riesce a sfuggire senza attraversarli) è detto rapporto di cattura (o efficienza) e in un buon calorimetro vale almeno 0.9-0.95.

Nel caso in esame si può supporre che almeno il 60% del calore non attraversasse il TEG, cioè che il calorimetro allestito dagli autori avesse una efficienza minore del 40%.

I calorimetri isoperibolici sono per quanto possibile da evitare perché, contrariamente ai calorimetri a flusso, non danno una misura assoluta, ma la misura è possibile solo in base a calibrazione che determina il rapporto tra calore e tensione misurata, per cui un errore nella fase di calibrazione può falsare anche in modo notevole tutte le successive misurazioni. Il rischio aumenta grandemente se l’efficienza del calorimetro è bassa. La loro precisione inoltre è scarsa, soprattutto se il rapporto di cattura non è prossimo a 1. La loro semplicità li rende però molto utili in particolari situazioni, soprattutto quando la quantità di calore da misurare è molto piccola o quando occorre un tempo di risposta veloce e non è richiesta una elevata precisione. Grazie al fatto che presentano piccolissima deriva dello 0, sono molto utili nei casi in cui si debba misurare una quantità di calore molto piccola in assenza di calore di “bias”, che invece nel caso in esame è elevatissimo (più di 1 W di bias contro poche decine di mW da misurare).

(Nota 24) Se gli autori ritenevano che il calore in eccesso andasse ad elevare praticamente solo la temperatura dell’anodo posto sulla faccia opposta del contenitore rispetto a quella ove era posta la cella Peltier in modo tale che essa non lo rilevava (il calore da lì avrebbe raggiunto il disco raffreddato di ottone attraverso il contenitore di acciaio inossidabile “by-passando” la cella Peltier), avrebbero potuto porre una seconda cella Peltier dietro l’anodo o più semplicemente avrebbero potuto mantenere l’anodo scostato dal teflon sottostante mediante un sottile strato termicamente isolante (per esempio aerogel) in modo da limitare il flusso di calore verso il contenitore metallico: in questo modo l’anodo avrebbe contribuito al riscaldamento dell’elettrolita e la maggior parte del presunto calore in eccesso sarebbe stato catturato dalla cella Peltier.

(Nota 25) Per prova in bianco intendiamo un test nel quale è utilizzato lo stesso sistema utilizzato per i test reali, ma che, mediante una opportuna alterazione, certamente non sia in grado di erogare potenza in eccesso o 4He. Dal momento che gli autori hanno calibrato il “calorimetro” determinando il valore mW/mV generato dalla cella Peltier, certamente devono avere eseguito prove in bianco, ma purtroppo nel rapporto non c’è alcuna descrizione di tale procedimento. Dal momento che durante i test presso l’Università Statale di Milano si realizzò la calibrazione sostituendo il catodo di Palladio con uno in Oro, è ragionevole pensare che anche in questo caso gli autori abbiano seguito lo stesso procedimento. La sostituzione del catodo però rende indispensabile vuotare e aprire la cella, in più, dal momento che il catodo non è più lo stesso, non si può essere certi che i coefficienti di scambio (in particolare con la cella Peltier) siano esattamente gli stessi, per cui, a causa del basso fattore di cattura del calorimetro (vedi Nota 23), la calibrazione sarà soggetta ad un errore di difficile quantificazione.

(Nota 26) La tesi milanese riferisce in vari punti di frequenti e improvvise rotture della pista di Palladio a livelli di caricamento ancora talmente bassi da fare escludere ogni possibilità di innesco di fenomeni nucleari. Questo li spinse a migliorare l’adesione del Palladio al substrato (vetro) mediante un sottilissimo strato di Cromo depositato prima del Palladio. Ciononostante i fenomeni di interruzione non scomparvero completamente. A nostro parere lo strato di Cromo interposto tra il Palladio e il substrato migliorò la situazione non grazie a una migliore adesione del Cromo al substrato, ma principalmente grazie al fatto che il legame metallico instaurato tra Palladio e Cromo costituiva una barriera impenetrabile al Deuterio impedendo che Deuterio ad elevata pressione si frapponesse tra Palladio e substrato causando il distacco. La situazione era cioè analoga a quella realizzata da Paolo Marini (che utilizzò Mercurio) per mantenere carichi catodi filiformi di Palladio come descritto nella sua pubblicazione già citata.

(Nota 27) Anche supponendo che l’elettrolita si interponesse tra il Palladio e il substrato, lo scambio termico si sarebbe comunque ridotto drasticamente dal momento che la conducibilità termica dell’acqua e circa 50 volte inferiore a quella dell’allumina e nello spessore infinitesimo di liquido interposto non avvengono moti convettivi.

(Nota 28) GSVIT non attribuisce particolare attendibilità al cosidetto “effetto Preparata“, lo prende in considerazione in quanto citato ripetutamente dagli Autori del documento e unicamente come conseguente riferimento. GSVIT si occupa del tema partendo dall’analisi dei risultati sperimentali, dei resoconti, sulla base di ciò che viene rivendicato, mostrando dove si manifestano significative incongruenze. Va comunque detto che teorizzare:

a) un canale privilegiato di fusione DD → 4He + γ (da 23.8 MeV), cioè il canale notoriamente a più a bassa probabilità (range 10^-6) tra tutte le reazioni di fusione DD ordinarie (come anche gli stessi Autori riportano nell’Appendix A del documento, seppur attribuendo la scarsissima probabilità riferibile alle condizioni di fusione “in vacuo“)

b) che tale canale diventi l’unico possibile nel 100% degli eventi di fusione DD in questi test, cioè che non possa manifestarsi alcuna eccezione che determini anche una produzione di Trizio o di Neutroni

c) e che inoltre tutti i Gamma da 23,8 MeV (raggi altamente penetranti) generati dalle fusioni DD rimangano strettamente confinati nel sottile strato di Pd, per poi essere tutti “energeticamente ridotti” fino a divenire soft X-Rays

appare un insieme di ipotesi molto privilegiate, di per sè poco plausibili, ed inoltre niente affatto condivise dalla quasi totalità della comunità scientifica mondiale.

Si noti che nemmeno la radiazione X è stata cercata/misurata dagli Autori.

5 – Conclusioni

Il Rapporto 41, considerato da molti come un punto forte a dimostrazione dell’esistenza di fenomeni LENR, ci pare mostri parecchi punti deboli. La mancanza di correlazione tra la quantità di calore in eccesso misurato (praticamente assente) e la quantità di Elio misurato e l’assenza di qualsiasi misura di tipo nucleare sposta l’attendibilità della conclusione sulla sola misura dell’Elio generato. Ci pare di avere mostrato validi motivi per dubitare del fatto che ciò che gli Autori stavano misurando fosse realmente Elio ma che in realtà si trattasse di residui di Deuterio e di avere dimostrato che alcune affermazioni contenute nel Rapporto sono prive di fondamento, in particolare quelle che riguardano il perchè non si sia riusciti a misurare l’atteso eccesso di calore e quelle che tentano di spiegare le frequenti rotture multiple dei catodi. A nostro avviso le conclusioni tratte dagli Autori sono basate su risultati decisamente dubbi.

Sebbene in genere GSVIT non esprima valutazioni al di fuori dal campo strettamente scientifico, ci pare in questo caso di poter suggerire una nostra interpretazione del comportamento del prof. Rubbia il quale aveva voluto questo esperimento al punto che, come raccontano gli stessi Autori, partecipò personalmente a riunioni e tracciò di suo pugno alcuni dei diagrammi riportati sul Rapporto ma che successivamente interruppe ogni rapporto con gli Autori prima della pubblicazione del Rapporto stesso, dopo i rifiuti alla pubblicazione da parte delle varie riviste cui il lavoro era stato inviato.
A nostro parere il Prof. Rubbia si rese conto, a seguito delle valutazioni dei referees delle varie riviste, che il Rapporto 41 era “fragile” in svariati punti e probabilmente decise semplicemente di cessare la collaborazione prendendo le distanze dal lavoro (ricordiamo che al momento della pubblicazione gli Autori decisero di omettere il suo nome dall’elenco degli Autori, citandolo solo nei ringraziamenti). Siamo convinti che se il Prof. Rubbia avesse potuto mostrare un Rapporto inoppugnabile lo avrebbe senz’altro sostenuto con convinzione.

Appendice A

Verifica sperimentale della possibilità di arroventare un sottile filo metallico immerso in acqua.

Abbiamo voluto verificare la credibilità dell’affermazione degli autori secondo la quale la sottile pista di Palladio costituente il catodo si sarebbe portato a temperature molto elevate, tali da emettere calore principalmente per irraggiamento, fino alla fine a fondersi (1550°C).

Per fare questo, dopo avere eliminata l’ampolla di una comune lampadina, abbiamo sostituito il suo filamento inadatto perché a forma di strettissima spirale, con una filo in costantana da 80 μm di diametro e della lunghezza di 10 mm come si vede in Figura A1. Il filo aveva dimensione superiore ai 50 μm del deposito di palladio utilizzato dagli autori, ma in compenso non aderiva ad alcun substrato in grado di asportare calore. In ogni caso l’esperimento ha avuto solo lo scopo di visualizzare qual è il reale comportamento di fili sottili in queste condizioni.

Figura A1

Figura A1

In Figura A2 è visibile il filo arroventato in aria (temperatura stimata = 600 °C) con una potenza elettrica pari a 2.5W. Il filamento è poi stato tenuto immerso in acqua mentre si aumentava progressivamente la potenza applicata. Come si vede in Figura A3, si è giunti a una potenza di 59 W senza che il filo riuscisse ad arroventarsi, poi, aumentando ulteriormente la corrente, come visualizzato in Figura A4  il filo si è interrotto senza mai raggiungere in nessun punto il colore rosso.

Figura A2

Figura A2

Figura A3

Figura A3

Figura A4

Figura A4

Il semplice esperimento dimostra che l’elevato scambio termico con l’acqua permette di mantenere la temperatura di un filo sottile riscaldato elettricamente ben al disotto della temperatura di fusione pur dissipando una potenza molto elevata (60W su soli 10mm), enormemente superiore ai 250 mW supposti dagli autori. L’esperimento inoltre dimostra che l’interruzione del filo in questi casi non è dovuto a una vera e propria fusione (non si è mai raggiunto nemmeno il color rosso, mentre la constantana alla temperatura di fusione emette luce bianca), ma a fenomeni probabilmente riconducibili alla elettromigrazione, che si manifestano in maniera evidente quando si opera con densità di corrente di molte centinaia di ampere al mm2 (chiunque ha esperienza in campo elettronico conosce i problemi di inrush current in resistori a thin-film metallico). La densità di corrente che ha causato in pochi secondi la rottura del filo nel nostro semplice esperimento era di circa 1000 A/mm2 . La densità di corrente che dopo molti minuti (forse alcune ore) ha causato la rottura del film di Palladio descritto dagli autori era inferiore ma non di molto, circa 400 A/mm2.

Appendice B

Verifica sperimentale della possibilità di realizzare un efficiente calorimetro isoperibolico.

Sebbene gli autori non menzionino né nel testo né negli schemi il fatto che la faccia fredda della cella Peltier fosse a contatto con una superficie termostatata, riteniamo che così dovesse essere. I motivi per ritenerlo sono fondamentalmente due:

  • 1 – Nella figura  2a del documento si notano due tubi collegati alla piastra che sorregge la cella, che riteniamo essere i tubi di ingresso e uscita del fluido di termostatazione.
  • 2 – Se così non fosse, la temperatura della cella avrebbe risentito fortemente del calore introdotto rendendo praticamente impossibile la misura dell’eventuale piccolo calore in eccesso.

Infatti la cella era stata introdotta in un vessel sotto vuoto spinto (gli autori dichiarano addirittura un UHV che significa una pressione residua inferiore a 10-5 Pa, cioè 10-10 bar) eliminando praticamente qualsiasi possibilità di scambio termico per convezione (μW). Se la cella Peltier non fosse stata affacciata a una superficie termostatata, gli unici scambi termici possibili con l’ambiente esterno sarebbero stati quello per irraggiamento e quello per conduzione attraverso i cavi e le varie tubazioni.

Possiamo stimare la temperatura che avrebbe raggiunto la cella nel caso che tutto il calore introdotto fosse stato scambiato per solo irraggiamento. Consideriamo in base alle fotografie i seguenti dati:

  • – superficie esterna cella = 300 cm2
  • – emissività (acciaio inossidabile lucido) = 0.5
  • – emissività superficie interna vessel = 1 (cautelativo)
  • – temperatura di termostatazione = 25°C = 298 K
  • – potenza introdotta = 1.5W

Possiamo scrivere, per la legge di Stefan – Boltzmann:

1.5 = 5.7 x 10-8 x 300 x 10-4 x 0.5 x [T4 – (298)4]

da cui si ottiene T = 313.3 K = 40.3°C

Possiamo stimare la temperatura che avrebbe raggiunto la cella nel caso che tutto il calore introdotto fosse stato scambiato per sola conduzione attraverso i tubi di collegamento. Consideriamo in base alle fotografie i seguenti dati:

  • – diametro tubi = 10mm
  • – materiale tubi: acciaio inossidabile
  • – lunghezza media tubi tra la cella e il coperchio del vessel: 100mm
  • – numero di tubi: 3
  • – potenza introdotta = 1.5W

Si suppone inoltre lo spessore dei tubi = 1mm (spessore tipico per queste applicazioni), per cui la sezione vale 28 mm2.Poichè la conducibilità termica dell’acciaio inox vale  17 W/m°C, possiamo scrivere:

1.5 =  17 x 28 x 10-6 x 3 x (T – 298) / 0.1

da cui si ottiene T = 403 K = 130°C

Come si vede nelle condizioni descritte quasi tutto il calore sarebbe stato scambiato per irraggiamento e la temperatura della cella in condizioni stazionarie sarebbe stata di circa 40°C. Se questa fosse stata la situazione non avrebbe avuto senso termostatare l’ambiente esterno al vessel con la precisione del centesimo di grado. Tra l’altro occorre notare che il sistema avrebbe raggiunto le condizioni stazionarie in un tempo lunghissimo avendo una costante di tempo dell’ordine di un’ora, mentre gli autori dichiarano un “tempo di risposta” di 5 minuti.

Dobbiamo quindi supporre che il sistema costituisse una sorta di calorimetro isoperibolico ove solo la faccia della cella in prossimità del catodo era posta in contatto con una cella Peltier mantenuta termostatata sull’altra faccia. In queste condizioni correttamente la temperatura dell’intera cella elettrolitica era molto prossima a quella di termostatazione, ma solo una piccola parte del calore introdotto (o generato) poteva fluire attraverso la cella Peltier e essere così misurato. In Figura B1 abbiamo riportato come era approssimativamente la situazione in base alla descrizione e alle fotografie disponibili. In Figura B2 abbiamo disegnato come invece sarebbe dovuto essere realizzato il sistema.

Figura B1

Figura B1

Figura B2

Figura B2

Come si vede la costruzione sarebbe risultata addirittura più semplice. Il rapporto di cattura che nella realizzazione degli autori è stimabile in circa 0.4, sarebbe stato almeno 0.9. Nella situazione di Figura B2 infatti il calore che non attraversa le celle Peltier è solo quello trasmesso per irraggiamento e per conduzione attraverso i tubi e i collegamenti elettrici.

Mentre il calore scambiato per conduzione attraverso tubi e collegamenti, come mostrato in precedenza, è trascurabile, possiamo verificare che nella situazione di Figura B2 anche il calore ceduto per irraggiamento sarebbe stato molto piccolo e conseguentemente il rapporto di cattura del calorimetro sarebbe stato molto buono e avrebbe permesso una misura della potenza immessa (generata) attendibile.

Per fare questo si è allestito un semplice esperimento come mostrato in Figura B3.

Figura B3

Figura B3

Una cella Peltier commerciale (30x30mm, RS 490-1367) è stata posizionata con una faccia su un radiatore in alluminio in stretto contatto termico mediante pasta conduttiva. Il radiatore è stato immerso in acqua (2 litri) ricoperta da uno strato di olio (100cc) per evitare evaporazione. Una resistenza corazzata da 10 ohm è stata posizionata sulla faccia libera della cella. La resistenza è stata poi sommariamente coibentata per ridurre la potenza dissipata in aria. Un tester visualizzava la tensione in uscita dalla cella. Una termocoppia è stata posizionata in stretto contatto termico mediante pasta conduttiva con la corazza in alluminio della resistenza nel punto più vicino alla cella Peltier.

Il sistema è stato lasciato a riposo per 2 ore per permettere l’uniformarsi della temperatura (T0). La tensione erogata dalla cella Peltier minore di 0.1 mV indicava che la stabilizzazione era effettivamente raggiunta.

Figura B4

Figura B4

In queste condizioni si è alimentata la resistenza mediante un alimentatore stabilizzato, con una corrente di 0.33A in modo da avere una dissipazione P1 = 1W (Figura B4). Si è lasciata stabilizzare la temperatura letta (T1) e la tensione erogata dalla cella (V1) (Figura B5).

A questo punto si è inserito tra la resistenza e la cella Peltier un sottile strato di isolante termico (5mm di polistirolo ad alta densità, λ = 0.03 W/mK Figura B6), senza alterare il valore di uscita dell’alimentatore. Si è lasciata stabilizzare la temperatura letta (T2) e la tensione erogata dalla cella (V2) (Figura B7).

Figura B5

Figura B5

Figura B6

Figura B6

Figura B7

Figura B7

Si è verificato che la temperatura dell’acqua non fosse cambiata (<0.1°C), poi per controllo si è ridotta la tensione erogata dall’alimentatore, fino a trovare il valore di potenza P2 che riportava la temperatura della resistenza a un valore molto vicino al valore T1 (Figura B8).

Figura B8

Figura B8

Si è ottenuto:

  • T0 = 22.3°C
  • V0 = 0.1 mV
  • T1 = 26.3°C
  • V1 = 126.4 mV
  • T2 = 37.4°C
  • V2 = 14.9 mV
  • P2 = 0.256W

Questi dati ci permettono di determinare in due modi il valore di resistenza termica della cella Peltier da noi utilizzata. Detta Ri la resistenza termica dell’isolante interposto tra resistenza elettrica e cella Peltier; Ra la resistenza termica verso l’aria; Rp la resistenza termica della cella Peltier, considerando la composizione serie/parallelo delle resistenze termiche, con semplici calcoli, dalle prime due misure si ottiene:

  • Ra = 16.4 °C/W
  • Ri = 185 °C/W
  • Rp = 5.3 °C/W.

Utilizzando invece la prima e la terza misura si ottiene Rp = 5.4 °C/W con ottimo accordo.

A questo punto possiamo asserire che se gli autori avessero adottato il setup indicato in Figura B2, la superficie delle celle Peltier sarebbe stata almeno 4 volte superiore a quella della cella da noi utilizzata e la relativa resistenza termica sarebbe stata di circa 1.5°C/W.

Quindi la temperatura dell’intera cella (che date le dimensioni e il materiale utilizzato sarebbe stata praticamente isoterma), dovendo dissipare una potenza di circa 1.5 W, sarebbe stata di circa 2 °C superiore alla temperatura di termostatazione. E semplice calcolare che in queste condizioni il calore ceduto per irraggiamento sarebbe stato circa 150 mW (che si poteva ridurre di 5 volte rivestendo la cella con comune foglio di alluminio che ha emissività circa 5 volte inferiore a quella dell’acciaio inox), garantendo un fattore di cattura del calorimetro isoperibolico superiore a 0.9.

La cella Peltier da noi utilizzata erogava 126.4 mV mentre era attraversata da circa 750 mW termici, per cui il suo segnale, alla temperatura del test, era di 5.9 mW/mV. Gli autori dichiarano per il loro sistema 17.3 mW/mV: se si suppone che la loro cella fosse simile come prestazioni a quella da noi utilizzata, si ricava un rapporto di cattura del loro calorimetro pari a 0.34 che conferma le pessime prestazioni che avevamo dedotto in base alla sua errata costruzione.

Appendice C

Verifica sperimentale dell’influenza della tensione utilizzata per la misura della resistenza del catodo.

Abbiamo verificato come l’utilizzo di una tensione molto bassa (tipicamente 0.2 V) permetta una corretta misura della resistenza di un catodo immerso in una soluzione elettrolitica. Si noti che la maggior parte dei multimetri in commercio permette di effettuare la misura di resistenza a questi livelli di tensione (il sistema, detto comunemente “Low – Ohm”, permette la misura di resistenze montate su circuiti stampati e connesse a giunzioni a semiconduttore senza che la misura venga alterata da correnti circolanti nelle giunzioni).

Per effettuare il test abbiamo utilizzato una normale lampadina da 25W cui è stato tolto il bulbo in vetro e a cui è stato accorciato il filamento in modo da poter eliminare i sostegni metallici intermedi e renderlo più rigido.

La misura della resistenza in aria ha evidenziato come la resistenza aumenti all’aumentare della tensione utilizzata per la misura a causa dell’aumento della temperatura del filamento stesso man mano che aumenta la potenza dissipata. Il valore misurato con tensione di 0.3V, pari a 34.5 Ω come visibile in Figura C1, è molto simile a quello misurato da un multimetro, dato che la potenza dissipata in queste condizioni è di soli 2.5 mW e la temperatura del filamento rimane praticamente quella ambiente (20°C). La misura a 3V è pari a 60.8 Ω, come visibile in Figura C2, valore molto più alto a causa dell’innalzamento di temperatura causato dalla notevole potenza dissipata (150 mW).

Figura C1

Figura C1

Figura C2

Figura C2

Si è poi immerso il filamento in una soluzione satura di bicarbonato di sodio a 22.5°C come visibile in Figura C3 (il grosso induttore serviva unicamente come sostegno per il portalampade) e si è effettuata la misura di resistenza a 0.3V, 3V e 5V.

Figura C3

Figura C3

Come si vede in Figura C4 il valore misurato a 0.3V è praticamente uguale a quello misurato in aria, mentre il valore misurato a 3V (Figura C4) è circa il 10% più basso a causa del fatto che a questo livello di tensione i fenomeni elettrolitici sono già importanti. Il fenomeno è ancora più evidente se si alza la tensione a 5V (Figura C5), con una riduzione del valore letto della resistenza del 20%.

Figura C4

Figura C4

Figura C5

Figura C5

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A replica hypothesis for Rossi’s E-Cat: Method to simulate an apparent self-sustained system or COP>1

Revision 1: 25/06/2016

This article describes a system that is able to provide a possible conventional explanation (not necessarily the only one) about the “self-sustained” phenomenon observed in the E-Cat steam-generator. During a few tests performed on the above-mentioned E-Cat system an anomalous water steam production was reported and confirmed by a number of observers.

The proposed system also allows explaining:

  • How a steam generator is able to produce overheated steam in unusual stable manner
  • How in the self-sustained regime (input power switched off) for a short period the quantity of steam produced does not undergo any considerable reduction and a steam temperature increase  can even be detected
  • How, without further modifications, with a joint production of a small amount of steam and [mostly] water in liquid form at 100°C it is possible to measure an apparent output power to input power ratio (commonly defined as COP) equal to 7

As the article is only a case study, the system dimensions are not considered critical, as dimensions of the real E-Cat changed several times during the years.

Working principle
The working principle of the system is described as follows:  the electrical resistance does not heat directly the water mass contained into the generator chamber, but only via a mass of high thermal capacity; the water mass receives the thermal energy through the insulating layer surrounding the thermal mass. Once the system reaches the steady state regime, the insulation layer allows to maintain the thermal mass at high temperature,  in the order of 700-1000°C, and the outer surface of the insulating layer at a temperature slightly higher  than 100°C.

In Figure 1 the drawing section of the steam generator system is shown.

Figura 1

Figure 1

Figure 1 shows the drawing section of the steam generator system. The system dimensions are shown and are not considered critical the goal being only to demonstrate the possibility to have an apparently  self-sustaining set-up.

In the figure, the following elements appear:

  1. External system housing (AISI304)
  2. water inlet pipe
  3. steam outlet pipe
  4. thermal mass (AISI304)
  5. electrical cartridge heating elements, (n. 4 450W each)
  6. thermal insulation (kaolin wool)
  7. thermal mass housing (AISI304)
  8. input power supply cable
  9. aluminum fin heat exchanger (PFHE)
  10. temperature probe

If we consider a system with a square section fully filled chamber contains 14 liters of water, whereas  in the case that the chamber is filled just until the level indicated in the drawing it contains about 8 liters of water. The thermal mass of [200]x[200]x[20] mm is about 6.5 kg.

As an example, in steady state regime, a 1800 W electrical input power of, in absence of anomalous phenomena, produces about 3 kg/h of steam. To provide an indication, in the following link a small video related to a steam jet of 7 kg/h slightly overheated is shown:

When the electrical resistances are switched off for a short period, the heat accumulated into the thermal mass maintains the system in apparent constant thermal power supply; then the mass will cool down (continuing to supply approximately 1800W, without receiving any energy by the electrical resistances).
The evolution of the system temperature T is described by the energy balance of thermal mass:

where m is the thermal mass, cp the specific heat, h the heat transfer coefficient and  A the exchange surface.

The solution is:

It is easily seen that we can model the cooling phase to a RC circuit, where:

  • the heat capacity is equivalent to the capacitor
  • the thermal resistance is equivalent to electrical resistance
  • the heat is equivalent to the electric charge
  • the temperature is equivalent to the voltage

The thermal resistance R can be assumed constant under the following assumptions: constant water level inside the steam generator and heat transfer coefficient weakly dependent on temperature.

Assuming the thermal mass made of 6.5 kg stainless steel , a 900°C initial temperature and the system in equilibrium (steam produced equivalent to a power of 1800W or 1550 kcal/h), the thermal capacity of the mass is estimated to be:

C = 0.12 * 6.5 = 0.78 kcal/°C

where 0.12 kcal/kg °C is the specific heat of stainless steel.

The thermal mass temperature in the cooling phase is described by the following equation:

T(t) = TL + ΔT0 * e-(t/RC)

where R is the thermal resistance, between the mass and boiling water, and C the thermal capacity (0.78 kcal/°C = 3260 J/°C); TL is the asymptotic temperature (when time goes to infinity), in this case 100°C.
The thermal resistance is equal to:

R = (900-100)/1550 = 0.51 h°C/kcal

During the self-sustained phase, the thermal mass temperature evolution  vs. time is:

T(t) = 100 + 800 * e-[t / (0.51 x 0.78)]

and after 30 minutes (0.5 hours) the temperature is:

T(t) = 100 + 800 * e -(0.5 / 0.40) = 330°C

The quantity of steam produced after 30 minutes is:

Q = Q(0) * (330 – 100) / (900-100) = 0.28 * Q(0)

This simply means that, after 30 minutes,  the system is still producing overheated steam, altough with a throughput reduced to about a quarter of  the initial one, a quantity, however, not negligible.
Based on the previously calculated thermal resistance, assuming negligible the thermal resistance between the outer surface of the housing and the water mass, the thickness of the insulation required between the mass and the housing can be approximately estimated.
Assuming the housing surface of 0.12 m2 and the insulation made of pressed kaolin-wool (with an average thermal conductivity λ = 0.1 W/m°C in the temperature range 100 to 900 °C ), the thickness turns out to be:

s = λ * S * ΔT / P = 0.1 * 0.12 * 800 / 1800 = 0.0053m = 5.3mm

where s = thickness; P = power; λ = thermal conductivity; S = surface and ΔT = temperature difference.

Temperature of the housing box
The thermal mass is at a high temperature, while the housing box (indicated by 7 in Figure 1) is at a much lower temperature thanks to the thermal insulation layer (indicated with 6 in Figure 1) and the high heat transfer coefficient with the surrounding water.

It is worth to distinguish between the housing parts in contact with water and the housing top cover in thermal contact with the aluminum plate-fin heat exchanger (PFHE).

Assuming that the water level is just at the base of the PFHE, considering the following diagram (extracted from F. Kreith – Principles of heat transfer), the temperature of the housing surface in contact with water can be estimated, without performing  complex calculations on convective heat transfer.


Figura 2

Figure 2


The bottom and laterals surfaces of the housing box are about  2/3 of the overall surface. Since the cross heat transfer of the walls is negligible, it can be assumed that 2/3 of the thermal power (1200 W) is transferred to water by a surface of 0.08 m2. The heat flux through that surface is 15,000 W/m2 or 13,000 kcal/hm2; considering the diagram previously shown  it is possible to deduce that the boiling phenomenon is in pure convective zone or at most in the top of nuclei boiling zone. Nevertheless, the temperature difference between the water mass (100°C) and the housing surfaces is extremely low, definitely less than 5°C.

As before mentioned, the case of the top housing box in contact with aluminum PFHE is different. Assuming that the PFHE exchanges heat only with steam (water level just below the PFHE) the remaining power of 600W is transferred only to the steam mass. Considering a steam production of about 2 kg/h, even assuming the exchange surface extremely high, the temperature of PFHE and overheated steam is:

T = 100 + 600 * 0.86 / (2 x 0.46) = 660 °C

being the specific heat of steam about  0.46 kcal/kg°C in the operating conditions.

In order to maintain the temperature of the PFHE below a critical level, it is necessary that part of the heat be exchanged with water as well. Therefore, the PFTE must be partially covered with water. In this way, the PFTE temperature can be controlled in the range of 110-115°C, with the aim to produce overheated  steam. It is worth to notice that by a common thermal-controller it would be possible to set simultaneously the output temperature of overheated steam and water level into chamber, as it will be further explained in details in the next paragraphs.

Output temperature of steam
The output steam temperature is a point that caused many debates inside the community. A number of observers, present during the test, claimed that the steam temperature was higher than 100°C and stated that the temperature measurement was performed at atmospheric pressure; according to the above, the conclusion is that the system produced overheated steam. Part of the technical community challenged this statement, because an overheated steam generator would be extremely unstable: a small variation in water flow rate or in the input power (or hypothetically in an internal exothermic  reaction) would affect strongly the output steam temperature; although the observers stated that the system was very stable.

The system proposed in this document enables to produce overheated steam in a very stable manner, this is thanks to the presence of a plate-fin heat exchanger (PFHE), indicated by 9 in Figure 1, located on the top of the heating chamber and only partially covered from water. The PFHE model used is assumed to be Elbomec S-220 type. The steam, released from the water interface, is overheated passing through the PFHE; the steam temperature depends on the steam mass flow rate and the PFHE area . Considering the large area of the PFHE surface and the reduced quantity of produced  steam, the PFHE temperatures and the output steam are very close each other.

In self-sustaining regime, the resistances are switched off, while maintaining the water pump running, and a slow decreasing of steam temperature is expected. Actually, in case a thermostat controls the water level, the steam temperature will stay constant for long period, as shown in the “Dimensioning” part: what will decrease with time is only the steam production. It is worth to notice that increasing the set point in the thermostat (manual or automatic) could even simulate an increase of the output steam temperature.

Water level control
The water level into chamber is fundamental  for to get a proper  simulation of a “self-sustaining” phase. A too low water level could overheat the aluminum plate-fin heat exchanger (PFEH). Conversely, a too high water level can cooling the PFEH too much, thus reducing the steam output temperature that, in this case, would be no longer overheated.

As already mentioned, the water level may be controlled by a level sensor, anyway a start/stop feedback controller on a fix temperature set-point of the outlet steam (typically 110 ° C) appears to be a simple and perfectly working control method. In this case, in order to avoid dangerous overheating during the heating start-up phase, it is necessary to fill the chamber until the water reaches the thermal mass housing bottom.

To prove that the proposed regulation method is easy to implement and able to maintain stable water level and temperature, the reaction time of such control system is estimated below.

Assuming that the water level drops below the aluminum plate-fin heat exchanger, temperature starts to increase as a result of the input thermal power of about 600W received from the insulating material that separates the thermal mass.  In this condition, the PFHE transfer a very small heat to the surrounding steam (assuming the output steam temperature of 110°C the estimated thermal exchanged power is approximately 30W). The mass of the PFHE is about 3kg, the specific heat of aluminum is of 0.24 kcal/kg°C; the temperature-increasing rate of the aluminum PFHE is approximately:

ΔT / t = 600 * 0.86 / 3 * 0.24 = 716 °C/h = 0.2 °C/s

This means that, a control system having a reaction time less than 5 seconds would cause temperature fluctuations of 1°C. A normal ON/OFF controller on the pump, with feedback signal from the output steam temperature (110 °C), can be easily used.

Steady state time
The time to achieve a steady state is certainly increased by the thermal mass. However, contrarily to what can be assumed, most likely not all the water inside the generator is at 100°C; as a consequence, the energy transferred to the thermal mass is partially compensated by the fact that only a part of the water is heated.

The heater is located in the upper part of the steam generator, contrary to what happens in a common boiler, which is heated from the bottom.  In a boiler, the water shows an almost uniform temperature due to the internal convective flow; while, in the described system, convective flows  are practically absent and the only stirring effect is caused by the small steam bubbles developed on the external parts of the thermal mass housing. From the Figure 2 one can be deduce that boiling is practically absent in the liquid bulk  and mainly located in the surface contacting the housing; it is plausible to conclude that the water at the bottom of the generator chamber remains at a temperature not much higher than the input one.

The steady states time can be estimated considering the total energy required to get the thermal mass at 900°C and to bring to 100°C a portion of water, assumed to be of 4 liters.

The description of  a system in a dynamic regime requires rigorous calculations and it is very complex, so only a rough estimation is showed below:

  • Energy supplied to thermal mass = 6.5 * 900 * 0.12 = 700 kcal
  • Energy supplied to water = 4 * 80 = 320 kcal
  • Total energy supplied = 700 + 320 = 1020 kcal
  • Time to provide such energy = 1020/ (1800 * 0.86) = 0.65 h = 40 minutes

Considering that in the meanwhile, the energy is being transferred to the developed steam, it is possible to conclude that the system achieve approximately the steady state regime after about  1 hour (it is necessary to clarify that in theory the steady state is achieved at infinite time). The steam production instead will start well before, as soon as the external housing surface exceed 100°C.

System stability
Contrary to what might be expected, a stable production of overheated steam could therefore be possible, even considering fluctuations of either input power or water flow rate.

For example, a sudden 10% decrease of power, from 1800W to 1600W, is analyzed (similar approach can be applied to increasing power). The temperature-decreasing rate of the thermal mass is:

dT/dt = ΔP / C = (1800 – 1600) / 3260 = 0.06 °C/s = 3.6 °C/minute

Therefore, to reduce by  50°C the thermal mass temperature, a 15 minutes are required; such a  temperature drop is negligible compared to the initial 900°C temperature and would cause an output steam temperature variation of less than 1°C.

Now a pump breakdown is analyzed. In this case, as previously shown the temperature of the aluminum plate-fin heat exchanger increases with a rate of 0.2°C/s and could achieve a critical temperature of 300°C after 15 minutes. However,  the temperature of the thermal mass would decrease as well,  and considering that, in this condition, the heat exchange with the steam (which would be highly overheated) would be very important, it can be said that the system would cool down without any part reaching temperatures able to cause damages.

In conclusion, the system can be controlled easily and by hands, without any fast feedback loop.

Simulation of COP = 7
The described system is able to simulate an output thermal power 7 times higher than the input power (COP = 7).

Assuming a system in steady state regime and the 25°C temperature for inlet water is, the about  3 kg/h of slightly overheated steam can be produced. Let us now assume to increase 6 times the water flow rate , up to 18 l/h.

The heat required  to bring the water at boiling temperature (100 °C) is:

Q = 18 * (100 – 25) = 1350 kcal/h = 1570W

Since the supplied input power is 1800 W, it is sufficient to bring the water at boiling and further to produce a small amount of steam (in absence of thermal dissipation the steam production is estimated to be 0.4 kg/h).

The main point is that most of the inlet water is not vaporized, but flows out from the output pipe (3 in Figure 1) at a temperature of 100°C.

In these conditions, a temperature probe introduced in the upper part of the steam generator chamber would measure a value of 100°C or slightly higher, giving the wrong impression that the system is producing steam in large quantities while in reality only water at 100°C is flowing out.

According to what has been said above, the output thermal power can be [wrongly] estimated based on the following (1800W input power):

Q = 18 * (75 + 545) = 11160 kcal/h = 12970 W

Apparently a value equal to a COP = 7.

As already mentioned, in the described system, temperature and level controls are not required, being sufficient to provide a constant input pump flow rate of about 18 l/h. A small reduction of the flow rate would not have any relevant effect as  the system would continue to work properly, only showing a slightly reduced apparent COP, since more steam is produced. On the contrary, increasing the water flow rate, more than 5%, could cool  the water below 100°C, a decreasing that for example was observed in the following Report that refers to a test executed in Jan ’11 (screen shot of collected data), as shown in Figure 3.

Figura 3

Figure 3

It is worth to notice how it would be enough to extend the outlet pipe in the steam generator chamber roughly until the water level, as shown in fig 4, to obtain an apparent steam production with a COP = 7 and simultaneously to measure a much higher temperature than 100°C into the chamber.

Figura 4

Figure 4

In this configuration during the self-sustained phase the aluminum plate-fin heat exchanger would remain partially not covered from water, as consequence it could achieve a temperature higher than 100°C allowing to overheat the small quantity of steam produced.

Heating resistors
The only critical commercial component of the system is the heating resistance;  in fact, this element has to work at very high temperatures and therefore with a high risk of failure due to local overheating.

In Figure 1 cartridge heater elements appropriate for this application are shown. The most common electrical resistances available in the market are able to operate with a surface temperature up to 750°C and a surface power density of 50W/cm2, but specific models can operate continuously over 1000°C (e.g. cartridge heaters made of boron nitride from TRE C co. Segrate (MI); 12.5, 14 and 16 mm standard diameters are available).

In the drawing n. 4 resistors, each 450 W of power, 12.5mm diameter and 200 mm long are indicated. The surface power density is less than 6 W/cm2, which is almost 10 times less than the maximum allowable. This over-sizing allows operating with isolated resistors (made in boron nitride) at extremely high surface temperatures, even considerably higher than 1000°C and guarantees that in each point of the stainless steel  block the temperature is almost identical to the surface of the heater elements. In fact, considering the dimensions shown in Figure 1 and that the thermal conductivity of stainless steel is about 17 W/m°C, the maximum temperature difference estimated in the block of stainless steel is in the order of +/- 30°C, thus negligible compared to the 900°C operating  temperature.

The system described in this article could explain an apparent over-unity COP or the ability to continue to supply overheated steam at the output even though the input power supply is switched off (self-sustaining mode), without requiring anomalous internal exothermic reactions.

P.S. Thanks for flagging typos.
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Come è possibile spiegare il COP apparente>1 o “l’autosostentamento” dell’E-Cat

Stesura del Report in data: 13/06/2016
Revisione 1 in data: 25/06/2016

In questo articolo si descrive un sistema che può fornire una possibile spiegazione convenzionale (non l’unica) del fenomeno di “autosostentamento” descritto da alcuni osservatori in riferimento ai test effettuati sul generatore di vapore denominato E-Cat. Il sistema mostra come il generatore possa erogare vapore surriscaldato in modo “stranamente” stabile e come sia possibile che al momento dello spegnimento dell’alimentazione elettrica (inizio autosostentamento) la produzione non si arresti ed anzi, per un certo periodo, tenda ad aumentare la temperatura del vapore. Inoltre lo stesso sistema, senza alcuna modifica, può erogare contemporaneamente una piccola quantità di vapore mentre la quasi totalità dell’acqua in ingresso raggiunge l’uscita ancora in fase liquida, da cui la parvenza di un rapporto potenza uscente/potenza entrante (comunemente detto COP) pari a 7.

Principio di funzionamento
Il principio di funzionamento del sistema qui descritto è il seguente: la resistenza elettrica non scambia calore direttamente con l’acqua contenuta all’interno del generatore, ma scambia calore con una massa termica di notevoli dimensioni che a sua volta scambia calore con l’acqua attraverso uno strato isolante termico che permette di mantenere, una volta raggiunto l’equilibrio, la massa termica ad elevata temperatura, dell’ordine di 700-1000°C e la superficie esterna dello strato isolante a poco più di 100°C.

In Figura 1 è possibile vedere la sezione del generatore di vapore.

Figura 1

Figura 1

Le dimensioni del sistema non sono particolarmente critiche al fine del funzionamento. In Figura 1 sono indicati i seguenti elementi:

  1. Contenitore esterno (AISI304)
  2. tubo ingresso acqua
  3. tubo uscita vapore
  4. massa termica (AISI304)
  5. resistenze elettriche (n° 4 da 450W)
  6. isolante termico (lana di caolino)
  7. contenitore massa termica (AISI304)
  8. cavi alimentazione resistenze
  9. radiatore in alluminio
  10. termocoppia

Si è considerato che il sistema sia a sezione quadrata. In tal caso, con le dimensioni indicate in figura il sistema contiene circa 8 litri di acqua se riempito fino al livello indicato, circa 14 litri se riempito completamente. La massa termica, di dimensioni [200]x[200]x[20] mm ha una massa di circa 6.5 kg.

Il sistema alimentato ad esempio con una potenza elettrica di 1800W, una volta a regime, produce quindi, in assenza di fenomeni anomali, circa 3 kg/h di vapore. Per avere un riferimento di seguito è riportato un brevissimo filmato che mostra un getto di vapore leggermente surriscaldato di 7 kg/h:

Al momento dello spegnimento della resistenza il calore accumulato nella massa termica mantiene l’erogazione pressochè costante per un breve periodo, poi la massa comincerà a raffreddarsi (continua a cedere circa 1800W senza ricevere la stessa quantità di energia da parte delle resistenze elettriche).
Il transitorio del sistema nella fase di spegnimento è descritto dal bilancio dell’energia della massa termica:

ove m rappresenta la massa termica, cp il suo calore specifico, h il coefficiente di scambio, A la superficie di scambio.
La soluzione è:

Possiamo quindi assimilare il fenomeno del transitorio ad un circuito elettrico RC dove:

  • la capacità termica sarà l’equivalente del condensatore
  • la resistenza termica della resistenza elettrica
  • il calore della carica elettrica
  • la temperatura della differenza di potenziale

Se si suppone che il livello dell’acqua all’interno del generatore di vapore sia mantenuto costante e che la conducibilità termica dell’isolante frapposto tra massa termica e scatola immersa nell’acqua non dipenda dalla temperatura, si può asserire che il valore di R è costante.
Consideriamo la massa termica costituita da un blocco di acciaio inox del peso di 6.5 kg e:

  • che la sua temperatura all’inizio dell’autosostentamento sia di 900°C
  • che il vapore in uscita all’inizio dell’autosostentamento asporti dal sistema 1800W, pari a 1550 kcal/h (cioè che il sistema sia all’equilibrio)

La capacità termica della massa di acciaio vale:

C = 0.12 * 6.5 = 0.78 kcal/°C

essendo 0.12 Kcal/kg °C il calore specifico dell’acciaio inox.
Per similitudine col circuito elettrico la massa termica ridurrà la propria temperatura seguendo la nota legge:

T(t) = TL + ΔT0 * e-(t/RC)

ove R sta a indicare la resistenza termica tra la massa e l’acqua in ebollizione e C la capacità termica della massa (0.78 kcal/°C = 3260 J/°C). TL rappresenta la temperatura a cui il sistema tende per t tendente all’infinito, nel nostro caso 100°C.
La resistenza termica sarà pari a:

R = (900-100)/1550 = 0.51 h°C/kcal

La temperatura della massa termica in funzione del tempo dall’inizio dell’autosostentamento varrà quindi:

T(t) = 100 + 800 * e-[t / (0.51 x 0.78)]

e dopo 30 minuti (cioè 0.5 ore) varrà:

T(t) = 100 + 800 * e -(0.5 / 0.40) = 330°C

La quantità di vapore prodotta dopo 30 minuti sarà:

Q = Q(0) * (330 – 100) / (900-100) = 0.28 * Q(0)

cioè sarà ancora surriscaldato ma si sarà ridotto a poco più di un quarto di quello iniziale, una quantità comunque non trascurabile.
Dal valore della resistenza termica calcolato sopra possiamo dedurre (approssimativamente) lo spessore di isolante termico necessario tra la massa e la scatola che lo contiene, considerando che la resistenza termica tra superficie esterna della scatola e acqua è, in confronto, trascurabile.
Considerando una superficie di 0.12 m2 e di utilizzare lana di caolino pressata (λ = 0.1 W/m°C, valore medio tra 100 e 900°C) si ha:

s = λ * S * ΔT / P = 0.1 * 0.12 * 800 / 1800 = 0.0053m = 5.3mm

ove s = spessore; P = potenza; λ = conducibilità termica; S = superficie; ΔT = differenza di temperatura

Temperatura scatola contenente la massa termica
Mentre la massa termica si trova a elevata temperatura, la superficie della scatola che lo contiene (indicata con 7 in Figura 1) si trova a una temperatura molto più bassa grazie all’isolante termico che li separa (indicato con 6 in Figura 1) e al buon coefficiente di scambio esterno con l’acqua.
Occorre distinguere tra superfici immerse nell’acqua e coperchio superiore a stretto contatto termico con il radiatore di alluminio.
Se per adesso consideriamo il livello dell’acqua tale da non coprire il radiatore in alluminio, possiamo stimare la temperatura delle pareti immerse in acqua, senza addentrarci in complessi calcoli di scambio convettivo con fluido in cambiamento di stato, considerando il seguente diagramma tratto dal testo: F.Kreith – Principi di trasmissione del calore – Liguori

Figura 2

Figura 2

La superficie del fondo della scatola e quella laterale sono pari a circa i 2/3 della superficie totale. Dal momento che il flusso termico trasversale sulle pareti è ridottissimo, si può dire che circa i 2/3 del calore entrante (pari a 1200W) vengono ceduti all’acqua da questa superficie che risulta essere pari a circa 0.08 m2. Il flusso termico su tale superficie sarà quindi pari a circa 15000 W/m2 cioè circa 13000 kcal/hm2 .

Dal diagramma sopra riportato si vede come ci si trovi in zona puramente convettiva o al massimo all’inizio della zona di ebollizione a nuclei. In ogni caso la differenza di temperatura tra l’acqua (100°C) e la parete è estremamente bassa, certamente minore di 5°C.

Diverso è il caso della faccia superiore della scatola, a stretto contatto con un radiatore in alluminio. Se questo radiatore scambiasse calore solo con il vapore, cioè non fosse lambito dall’acqua, esso dovrebbe scambiare con esso i 600W rimanenti. Dal momento che la produzione di vapore in questa ipotesi sarebbe di circa 2 kg/h, anche supponendo la superficie dello scambiatore infinita, la sua temperatura (e quella del vapore surriscaldato) sarebbe:

T = 100 + 600 * 0.86 / (2 * 0.46) = 660 °C

essendo circa 0.46 kcal/kg°C il calore specifico del vapore nelle condizioni in esame.

Quindi per mantenere la temperatura dello scambiatore in alluminio a un valore accettabile è necessario che esso scambi parte del calore anche con l’acqua. Il livello dell’acqua dovrà quindi essere tale da lambire lo scambiatore di alluminio. In questo modo la sua temperatura potrà essere mantenuta a un valore (tipicamente 110-115°C) in grado di surriscaldare il vapore alla temperatura voluta. Come verrà spiegato ai punti successivi è possibile controllare contemporaneamente la temperatura di surriscaldamento del vapore e il livello dell’acqua mediante un comune termoregolatore.

Temperatura del vapore in uscita
Una questione di cui si è a lungo dibattuto è quella della temperatura del vapore in uscita, diversi osservatori affermano che essa era superiore a 100°C. Poiché si asserisce che tali temperature erano a pressione ambiente si deve concludere che si trattasse di vapore surriscaldato. In passato questo elemento era stato messo in dubbio sulla base del fatto che un generatore di vapore surriscaldato risulterebbe estremamente instabile: una variazione anche piccola della portata della pompa dell’acqua o dell’energia introdotta (o prodotta da una reazione interna) secondo taluni avrebbe variato grandemente la temperatura del vapore in uscita, che invece è sempre risultata stabile.

Il sistema descritto permette di avere nella parte superiore del generatore vapore surriscaldato rendendo inoltre la sua temperatura molto stabile.

Per ottenere questo la parte superiore del gruppo di riscaldamento è dotato di radiatore alettato (indicato con 9 in Figura 1) posizionato al di sopra del pelo dell’acqua. Si è supposto trattarsi di un radiatore in alluminio Elbomec S-220.

Il vapore che si libera dal pelo dell’acqua nell’incontrare il radiatore eleva la sua temperatura surriscaldandosi, fino a una temperatura dipendente dalla portata del vapore e dalla superficie del radiatore, ma che, grazie alla elevata superficie alettata in rapporto alla quantità di vapore prodotto, non sarà lontana dalla temperatura di questo.

Quando le resistenze elettriche vengono arrestate per iniziare una fase di autosostentamento (mantenendo la pompa dell’acqua in funzione) ci si aspetta che lentamente la temperatura del vapore in uscita cominci a diminuire. In realtà, se il livello dell’acqua è controllato mediante un termostato, la temperatura del vapore rimarrà costante per un periodo prolungato, come visto a proposito del “Dimensionamento“, e ciò che diminuirà nel tempo sarà solo la quantità di vapore prodotto. In realtà sarebbe sufficiente un aumento (manuale o automatico) del set point al momento dell’inizio dell’autosostentamento per vedere la temperatura del vapore addirittura aumentare.

Controllo del livello
Il livello dell’acqua all’interno è fondamentale per un corretto funzionamento durante la fase di “autosostentamento”. Un livello troppo basso può portare a temperatura eccessiva del radiatore alettato. Al contrario un livello troppo alto porterebbe all’eccessivo raffreddamento del radiatore e conseguentemente ad abbassamento della temperatura del vapore in uscita che non sarebbe più surriscaldato.

Come già anticipato, il livello potrebbe essere controllato mediante sensore di livello, ma in realtà il semplice avviamento/arresto della pompa ad un determinato set-point di temperatura del vapore in uscita (tipicamente 110°C) appare essere un metodo semplice e perfettamente utilizzabile. In questo caso, per evitare rischiosi surriscaldamenti, è opportuno, prima di iniziare il riscaldamento, immettere acqua nel generatore almeno fino a lambire la parte inferiore del contenitore della massa termica.

Poichè potrebbe sorgere il dubbio che tale regolazione possa risultare instabile e di difficile attuazione, possiamo stimare i tempi di reazione richiesti al sistema di controllo per mantenere stabili sia il livello che la temperatura.

Se supponiamo che il livello dell’acqua sia sceso fino a non lambire più il radiatore di alluminio, questo comincerà ad aumentare la propria temperatura dal momento che riceve ancora una potenza di circa 600W attraverso lo strato isolante che lo separa dalla massa termica, ma continua a scambiare una potenza molto piccola col vapore (circa 30W se si suppone che la temperatura del vapore in uscita sia di 110°C). Dal momento che la massa di tale radiatore è pari a circa 3 Kg e che il calore specifico dell’alluminio è pari a 0.24 Kcal/kg°C, la velocità di salita della temperatura del radiatore sarà circa:

ΔT / t = 600 * 0.86 / 3 * 0.24 = 716 °C/h = 0.2 °C/s

cioè un sistema di controllo avente un tempo di reazione di ben 5 secondi porterebbe a fluttuazioni di temperatura dell’ordine di 1°C. In pratica sarà possibile utilizzare un normale termoregolatore con uscita ON/OFF che faccia partire e fermare la pompa ad una determinata temperatura del vapore in uscita (abbiamo supposto 110°C).

Tempo di messa a regime
Il tempo di messa a regime viene certamente allungato dalla presenza della massa termica. Occorre però considerare che contrariamente a quanto si potrebbe pensare probabilmente non tutta l’acqua all’interno del generatore è a 100°C per cui l’energia immessa nella massa termica è in parte compensata dal fatto che solo una parte dell’acqua è riscaldata.

Infatti il riscaldamento avviene nella parte superiore del generatore, contrariamente a quanto avviene in una comune pentola che è riscaldata dal basso. Nella pentola l’acqua presenta una temperatura quasi uniforme a causa dei moti convettivi. In questo caso invece i movimenti convettivi sono assenti e l’unica agitazione presente è quella causata dalle piccole bolle di vapore che si sprigionano sulla superficie esterna del contenitore della massa termica. Dal momento che come si deduce dalla Figura 2 l’ebollizione nella massa liquida è praticamente assente e il vapore si libera principalmente in superficie, è plausibile che lo strato più basso di acqua presente all’interno del generatore rimanga a una temperatura non molto superiore a quella di ingresso (vedere nota tecnica).

Il tempo di messa a regime può quindi essere calcolato considerando la somma dell’energia necessaria per portare la massa termica a una temperatura di circa 900°C e di quella necessaria a portare a 100°C solo una modesta quantità di acqua, che possiamo stimare in 4 litri.

Eseguiamo un calcolo approssimativo, dal momento che, trattandosi di un regime transitorio il calcolo rigoroso è assai complesso:

  • Energia fornita alla massa termica = 6.5 * 900 * 0.12 = 700 kcal
  • Energia fornita all’acqua = 4 * 80 = 320 kcal
  • Energia totale fornita = 700 + 320 = 1020 kcal
  • Tempo per fornire tale energia = 1020/ (1800 * 0.86) = 0.65 h = 40 minuti

Considerando che nel frattempo energia viene asportata dal vapore che comincia a formarsi, si può affermare che il sistema si porta quasi a regime (in teoria per raggiungere il regime occorre un tempo infinito) in circa un’ora.

La produzione di vapore invece comincerà abbastanza prima, non appena la superficie esterna del contenitore della massa termica supera i 100°C.

Stabilità del sistema
Contrariamente a quanto potrebbe apparire è quindi possibile produrre vapore surriscaldato a temperatura molto stabile anche a fronte di variazioni di potenza fornita o di portata della pompa che immette acqua nel sistema.

Possiamo per esempio considerare una improvvisa riduzione di potenza (ma ovviamente vale anche per un aumento) del 10%: da 1800W a 1600W. La temperatura della massa termica diminuirà con una velocità iniziale data da:

dT/dt = ΔP / C = (1800 – 1600) / 3260 = 0.06 °C/s = 3.6 °C/minuto

Occorreranno quindi 15 minuti per avere una diminuzione di temperatura della massa termica di 50°C, valore trascurabile rispetto ai 900°C di partenza e che portano a una variazione della temperatura del vapore in uscita inferiore a 1°C.

Si può prendere in considerazione il caso di improvvisa mancanza di funzionamento della pompa. In questo caso la temperatura del radiatore in alluminio comincerebbe presto ad aumentare anche se le resistenze verrebbero spente dal controllo di temperatura. La temperatura dello scambiatore in alluminio, come abbiamo visto aumenterebbe al ritmo di circa 0.2°C/s e potrebbe diventare preoccupante (300°C) dopo circa 15 minuti. Poichè però nel frattempo anche la temperatura della massa termica sarebbe diminuita e considerando che l’asportazione di calore da parte del vapore (che sarebbe fortemente surriscaldato) diventerebbe importante, si può dire che il sistema si raffredderebbe senza che alcuna parte possa raggiungere temperature in grado di danneggiarlo.

Il controllo del sistema durante un test può quindi essere effettuato manualmente con tutta calma, senza necessità di anelli di retroazione.

Simulazione di COP = 7
Lo stesso sistema è in grado di simulare una potenza termica in uscita pari a circa 7 volte quella immessa (COP = 7).

Si consideri di avere il sistema come sopra all’equilibrio e che esso sia alimentato con acqua a 25°C. Dal sistema usciranno circa 3 kg/h di vapore leggermente surriscaldato.

Si consideri ora di incrementare la portata della pompa che introduce l’acqua di 6 volte cioè di portarla a 18 l/h.

Il calore necessario a portare l’acqua a 100°C, cioè all’ebollizione vale:

Q = 18 * (100 – 25) = 1350 kcal/h = 1570W

Poichè vengono forniti 1800W, si può affermare che l’acqua verrà effettivamente portata all’ebollizione e verrà anche prodotta una piccola quantità di vapore (0.4 kg/h in assenza di dissipazioni).

La differenza è che la quasi totalità dell’acqua introdotta non verrà vaporizzata e uscirà dal condotto di uscita (3 in Figura 1) alla temperatura di 100 °C.

In questo caso un termometro introdotto nella parte superiore del generatore di vapore misurerà una temperatura pari o leggermente superiore a 100°C dando l’impressione che si stia producendo vapore in grande quantità mentre in realtà dal sistema esce praticamente solo acqua a 100°C.

A fronte dei 1800W in ingresso si sarà quindi indotti a stimare una potenza termica in uscita pari a circa:

Q = 18 * (75 + 545) = 11160 kcal/h = 12970 W

pari appunto a un valore apparente di COP = 7.

Quando il sistema funziona in questo modo non serve alcun sistema di controllo della temperatura o del livello, essendo sufficiente imporre una portata della pompa di circa 18 l/h. Una eventuale piccola diminuzione della portata non avrà alcuna conseguenza, dato che il tutto continuerà a funzionare ma solo con un COP apparente leggermente più basso poiché verrà prodotto più vapore. Al contrario un aumento della portata della pompa superiore al 5% potrebbe portare a diminuzione della temperatura di uscita dell’acqua sotto i 100°C, una diminuzione che appare ad esempio nel Report che documenta il test del Gennaio 2011 (foto dello schermo del PC che raccoglieva i dati), come visibile in Figura 3.

Figura 3

Figura 3

Si noti inoltre come sarebbe sufficiente prolungare il condotto di uscita verso l’interno del generatore fino all’incirca al livello del pelo dell’acqua come indicato in Figura 4, per poter avere l’apparente produzione di vapore con COP = 7 e poter contemporaneamente misurare una temperatura nettamente superiore a 100°C.

Figura 4

Figura 4

Infatti in questo caso il radiatore in alluminio rimarrebbe in parte fuori dall’acqua come nel caso dell’autosostentamento e potrebbe quindi raggiungere una temperatura superiore a 100°C permettendo di surriscaldare il poco vapore prodotto.

Resistenze di riscaldamento
L’unico componente commerciale critico del sistema è la resistenza di riscaldamento. Essa infatti deve lavorare a temperature molto elevate ed è quindi a forte rischio di rottura per surriscaldamento.

In Figura 1 sono state indicate resistenze a cartuccia adatte a questo utilizzo. Le resistenze più comuni sono in grado di operare con temperatura superficiale fino a 750°C con densità di potenza superficiale di 50W/cm2, ma esistono in commercio modelli in grado di operare in modo continuativo oltre 1000°C. (esempio cartucce in nitruro di boro della TRE C di Segrate (MI), disponibili nei diametri standard 12.5, 14 e 16mm).

Nel disegno sono state indicate 4 resistenze di diametro 12.5mm, lunghe 200mm, ognuna della potenza di 450W. La densità di potenza superficiale è quindi minore di 6 W/cm2 cioè quasi 10 volte inferiore alla massima ammissibile. Questo sovradimensionamento consente di poter operare con resistenze isolate in nitruro di boro a temperature superficiali estremamente elevate, anche notevolmente superiori a 1000°C e garantisce che la temperatura di ogni punto del blocco di acciaio inox sia praticamente identica a quella superficiale delle resistenze. Infatti considerando le dimensioni indicate in Figura 1 e che la conducibilità termica dell’acciaio inox è circa 17 W/m°C, la massima differenza di temperatura tra i vari punti del blocco di acciaio inox è dell’ordine di +/- 30°C, del tutto trascurabili rispetto ai 900°C di lavoro.

Il sistema descritto in questo Post potrebbe spiegare un COP apparente>1 o la capacità di continuare a erogare potenza (vapore) anche nel caso di alimentazione elettrica scollegata (autosostentamento), senza che per questo sia dimostrata una produzione “anomala” di calore o “eccesso di energia”.

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How to overestimate water flux by wrongly positioning an instrument

Report written on: 19/04/2016

This Post was triggered by a discussion concerning the energy measurements published in this document of May 2013 (Provisional Patent Application US61/821,914) and by the statements of a user on the 22passi Blog (nickname: Hermano Tobia), who does not believe that a possibility exists for outrageous errors in measuring the quantity of water drained from a container named “water reservoir” when this is done by using a “Flowmeter” as the one mentioned in the said document. In particular Hermano Tobia, referring to an image that likely documented visually the setup adopted (image referred to as Figure 1), stated (translating from Italian):

The pipe with the flow meter is connected to the Tellarini self-priming pump that is in the blue bucket where the condensed vapor is conveyed, thus I don’t believe your hypothesis is plausible.[10 April 2016 23:03]

Hermano Tobia referred to the technical criticism previously expressed by Mario Massa, who had highlighted how the improper choice made for positioning the “Flowmeter” was such to potentially cause a malfunction of the instrument. In particular Mario Massa in his comment had evidenced that:

… that palette flowmeter is mounted in a manner that is absolutely incorrect: it is in the highest point of a pipe that flows into a reservoir.” [10 April 2016 20:22]

i.e. the “Flowmeter” (in particular a litre counter as normally used in households for drinkable water) was wrongly positioned if aimed at correctly recording the true flux of water.

Figure 1 shows the set-up adopted for that test and one can readily see how the “water reservoir” (the blue container) is positioned below the instrument.

Figure 1 – Reservoir equipped with a “Flowmeter” positioned on top of the pipe runs

Figure 1 – Reservoir equipped with a “Flowmeter” positioned on top of the pipe runs

To convince those who may doubt that significant functional issues may arise when the conditions are not met for a complete and constant filling of the pipe where water is present and flows, a test setup was realized (Figure 3) similar to the one in question. By using a pump, water is drawn from a reservoir, and the quantity of water is measured by initially using a Watermeter by Gioanola (*) model DALF/25-1 (Figure 2):

Figure 2 – 1″ Watermeter by Gioanola

Figure 2 – 1″ Watermeter by Gioanola

In the first test the Watermeter size 1″ and the relevant connections are positioned in a similar fashion as visible in the image in question (Figure 1) i.e. in the functionally INCORRECT manner adopted for that test.  The overall set-up is visible in Figure 3:

FFigure 3 – INCORRECT 1” Watermeter Set-up

Figure 3 – INCORRECT 1” Watermeter Set-up


With such setup we will determine the actual quantity of water flowing per unit time and compare to a reference measurement.

The verification of the clumsily installed instrument’s reading  is done by filling a glass container of known volume (1 Liter in our case) with water drawn by the reservoir, and by measuring the time needed to fill the reference 1 Liter container. The value recorded with this method is then compared to the instrument’s reading.

In order to document the main phases of the test a brief Video (n.1) was taken.

Summarizing the main data of our first test, water starts to flow into the 1 Liter container  at minute 0:26 of the video, and the container is filled completely at minute 1:13. During this interval the roller counter that indicates the quantity of water flowed has completed 3 turns, that correspond to 3 Liters of water estimated by the instrument.

By analyzing the data one can compute the time necessary to pump 1 Liter of water into the glass container. Such time is 47 seconds, thus the water flux is estimated about 76.6 liters/hour.

If one were to trust the reading of the Watermeter, measuring 3 liters, and considering the same 47 seconds, one would erroneously estimate a water flux of about 229.8 liters/hour thus with a 200% measurement error.

In the second test the set-up with the 1” Watermeter as modified in order to ensure a CORRECT instrument functionality, by introducing an upward bend downstream from the Watermeter  The overall setup realized is visible in Figure 4:

Figure 4 – CORRECT 1” Watermeter Set-up

Figure 4 – CORRECT 1” Watermeter Set-up

In order to document the main phases of the test, a brief Video (n.2) was taken.

Summarizing the main data of our second test, water starts to flow into the 1 Liter container  at minute 0:23 of the video, and the container is filled completely at minute 1:11. During this interval the roller counter that indicates the quantity of water flowed has completed 1.1 turns, that correspond to 1.1 Liters of water estimated by the instrument, with an error within 10% roughly.

By analyzing the data one can compute the time necessary to pump 1 Liter of water into the glass container. Such time is 48 seconds, thus the water flux is estimated about 75 liters/hour.

For the third test  a 3/4″ Gioanola Watermeter model USLF/20 (Figure 5 and Figure 6) was used:

Figure 5 – 3/4″ Gioanola Watermeter

Figure 5 – 3/4″ Gioanola Watermeter

Figure 6 –3/4″ Gioanola Watermeter

Figure 6 –3/4″ Gioanola Watermeter

In this case, again the Watermeter size 3/4″ and the relevant connections are positioned in a similar fashion as visible in the image in question (Figure 1) i.e. in the functionally INCORRECT manner adopted for that test.  The overall set-up is visible in Figure 7:

Figure 7 – INCORRECT 3/4″ Watermeter Set-up

Figure 7 – INCORRECT 3/4″ Watermeter Set-up

Again the verification of the clumsily installed instrument’s reading  is done by filling a glass container of known volume (1 Liter in our case) with water drawn by the reservoir, and by measuring the time needed to fill the reference 1 Liter container. The value recorded with this method is then compared to the instrument’s reading.

In order to document the main phases of the test a brief Video (n.3) was taken.

Summarizing the main data of our third test, water starts to flow into the 1 Liter container  at minute 0:30 of the video, and the container is filled completely at minute 1:26. During this interval the roller counter that indicates the quantity of water flowed has completed 2.7 turns, that correspond to 2.7 Liters of water estimated by the instrument.

By analyzing the data one can compute the time necessary to pump 1 Liter of water into the glass container. Such time is 56 seconds, thus the water flux is estimated about 64.3 liters/hour.

If one were to trust the reading of the Watermeter, measuring 2.7 litri, and considering the same 56 seconds, one would erroneously estimate a water flux of about 176.8 liters/hour thus with a 175% measurement error.

In the fourth test the set-up with the 3/4” Watermeter was modified in order to ensure a CORRECT instrument functionality, by introducing an upward bend downstream from the Watermeter. The overall setup realized is visible in Figure 8:

Figure 8 – CORRECT 3/4″ Watermeter Set-up

Figure 8 – CORRECT 3/4″ Watermeter Set-up

In order to document the main phases of the test, a brief Video (n.4) was taken.

Summarizing the main data of our fourth test, water starts to flow into the 1 Liter container  at minute 0:31 of the video, and the container is filled completely at minute 1:28. During this interval the roller counter that indicates the quantity of water flowed has completed 1.0 turns, that correspond to 1.0 Liters of water estimated by the instrument, with negligible error.

By analyzing the data one can compute the time necessary to pump 1 Liter of water into the glass container. Such time is 57 seconds, thus the water flux is estimated about 63.1  liters/hour.


The data shown help in understanding how large an overestimate can be caused by an incorrect instrument placement when measuring water flow.

Such behavior of “palette” counters is well known to specialists in the field, chosing to install the instrument in that way the risk to overestimate is high and the measurement could become completely unreliable.

(*) It is worth  noting that in order to avoid malfunctions, Gioanola published a  series of installation instructions (to which installers must comply) in order to ensure the necessary conditions for the correct functionality of their Products.

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Come sovrastimare il flusso d’acqua posizionando uno strumento nel modo sbagliato

Stesura del Report in data: 17/04/2016

Questo Post prende spunto da una discussione in merito alle misure energetiche pubblicate in questo documento del Maggio 2013 (Provisional Patent Application US61/821,914) e da quanto sostenuto da un utente del Blog 22passi (nickname: Hermano Tobia), utente che in sostanza afferma di non credere affatto alla possibilità di errori pacchiani nella misura dell’acqua prelevata dal contenitore denominato “water reservoir” quando la si effettui utilizzando un “Flowmeter” come quello citato in detto documento. In particolare Hermano Tobia, facendo riferimento ad una immagine che molto probabilmente documentava visivamente il set-up adottato (immagine di seguito indicata come Figura 1), affermava:

Il tubo col flussimetro é collegato alla pompa autoadescante tellarini che é nel secchio blu dove é convogliata la condensa, e quindi non credo che la tua ipotesi sia plausibile.[10 aprile 2016 23:03]

Hermano Tobia si riferiva alla critica tecnica espressa in precedenza da Mario Massa, il quale aveva sottolineato come la scelta infelice adottata per il posizionamento del “Flowmeter” era tale da comportare potenzialmente un cattivo funzionamento dello strumento stesso. In particolare Mario Massa nel suo commento aveva fatto notare che:

… quel flussimetro a palette è montato in modo assolutamente non corretto: è nel punto più alto di un tubo che sfocia in un serbatoio.[10 aprile 2016 20:22]

cioè il “Flowmeter” (in particolare un Contalitri del tipo utilizzato normalmente nelle abitazioni per l’acqua potabile) era stato collocato in maniera errata se lo scopo era quello di rilevare correttamente il reale flusso di acqua transitante.

La Figura 1 mostra il set-up adottato per quel test e si può notare come il “water reservoir” (il contenitore blu) sia posizionato in basso rispetto allo strumento.

Figura 1 - Serbatoio munito di "Flussimetro" posizionato in alto

Figura 1 – Serbatoio munito di “Flussimetro” posizionato in alto

Per convincere chi eventualmente avesse dubbi sui notevoli problemi funzionali che possono manifestarsi quando non si determinino le condizioni per avere un completo e costante riempimento della condotta all’interno della quale è presente e fluisce l’acqua, è stato realizzato un nostro set-up di prova (Figura 3) analogo a quello in discussione. Utilizzando una pompa si andrà a prelevare acqua da un serbatoio, la quantità di acqua prelevata verrà misurata facendo uso inizialmente di un Watermeter della Gioanola (*) modello DALF/25-1 (Figura 2):

Figura 2 - Watermeter Gioanola da 1"

Figura 2 – Watermeter Gioanola da 1″

Nel primo test il Watermeter da 1″ e le relative connessioni sono state posizionate similmente a quanto visibile nell’immagine in questione (la Figura 1) cioè nel modo funzionalmente SCORRETTO adottato per quel test ed il set-up complessivo realizzato è appunto visibile in Figura 3:

Figura 3 - Watermeter da 1" posizionato SCORRETTAMENTE

Figura 3 – Watermeter da 1″ Set-up SCORRETTO


Si andrà quindi a determinare la quantità effettiva d’acqua transitante nell’unità di tempo per confronto con una misura di riferimento.

La verifica della correttezza dell’indicazione dello strumento,  installato così “maldestramente”, si effettua riempendo un contenitore di vetro di volume noto (nel nostro caso pari ad 1 Litro) con l’acqua prelevata dal serbatoio, e misurando il tempo necessario al riempimento del contenitore di riferimento da 1 Litro. Si confronta poi il valore rilevato con questo metodo con quanto indicato dello strumento.

Per documentare le principali fasi del test è stato realizzato un breve Filmato (n.1).

Riassumendo i dati salienti del nostro primo test, l’inizio dell’immissione dell’acqua all’interno del contenitore da 1 Litro parte circa al minuto 0:26 del filmato, mentre il riempimento si completa al minuto 1:13. In questo lasso di tempo la rotellina, che indica la quantità d’acqua transitante, ha completato 3 giri che corrispondono a 3 litri d’acqua stimati dallo strumento.

Analizzando i dati è possibile calcolare il tempo effettivo necessario per immettere 1 Litro d’acqua nel contenitore di vetro. Tale tempo risulta pari a 47 secondi, da cui il flusso d’acqua reale si stima corrisponda a circa 76.6 litri/ora.

Se invece considerassimo le indicazioni dirette del Watermeter, che indica 3 litri, considerando i 47 secondi si stimerebbe in modo errato un flusso d’acqua pari a circa 229.8 litri/ora quindi un errore pari al 200%.

Nel secondo test il set-up con il Watermeter da 1″ è stato modificato al fine di assicurare il CORRETTO funzionamento dello strumento, introducendo una curva verso l’alto “a valle” del Watermeter ed il set-up complessivo realizzato è appunto quello visibile in Figura 4:

Figura 4 - Watermeter da 1" posizionato CORRETTAMENTE

Figura 4 – Watermeter da 1″ Set-up CORRETTO

Per documentare le principali fasi del test è stato realizzato un breve Filmato (n.2).

Riassumendo i dati salienti del nostro secondo test, l’inizio dell’immissione dell’acqua all’interno del contenitore da 1 Litro parte circa al minuto 0:23 del filmato, mentre il riempimento si completa al minuto 1:11. In questo lasso di tempo la rotellina, che indica la quantità d’acqua transitante, ha completato 1.1 giri che corrispondono a 1.1 litri d’acqua stimati dallo strumento con un errore contenuto al 10% circa.

Analizzando i dati è possibile verificare il tempo effettivo necessario per immettere 1 Litro d’acqua nel contenitore di vetro. Tale tempo risulta pari a 48 secondi, da cui il flusso d’acqua reale corrisponde ancora a circa 75 litri/ora.

Per il terzo test si è utilizzato un Watermeter Gioanola da 3/4″ modello USLF/20 (Figura 5 e Figura 6):

Figura 5 - Watermeter Gioanola da 3/4"

Figura 5 – Watermeter Gioanola da 3/4″

Figura 6 - Watermeter Gioanola da 3/4"

Figura 6 – Watermeter Gioanola da 3/4″

Anche in questo caso inizialmente il Watermeter da 3/4″ e le relative connessioni sono state posizionate similmente a quanto visibile nell’immagine in questione (la Figura 1) cioè nel modo funzionalmente SCORRETTO adottato per quel test ed il set-up complessivo realizzato è appunto visibile in Figura 7:

Figura 7 – Watermeter da 3/4″ Set-up SCORRETTO

Figura 7 – Watermeter da 3/4″ Set-up SCORRETTO

Nuovamente la verifica della correttezza dell’indicazione dello strumento,  installato così “maldestramente”, si effettua riempendo un contenitore di vetro di volume noto (nel nostro caso pari ad 1 Litro) con l’acqua prelevata dal serbatoio, e misurando il tempo necessario al riempimento del contenitore di riferimento da 1 Litro. Si confronta poi il valore rilevato con questo metodo con quanto indicato dello strumento.

Per documentare le principali fasi del test è stato realizzato un breve Filmato (n.3).

Riassumendo i dati salienti del nostro terzo test, l’inizio dell’immissione dell’acqua all’interno del contenitore da 1 Litro parte circa al minuto 0:30 del filmato, mentre il riempimento si completa al minuto 1:26. In questo lasso di tempo la rotellina, che indica la quantità d’acqua transitante, ha completato 2.7 giri che corrispondono a 2.7 litri d’acqua stimati dallo strumento.

Analizzando i dati è possibile calcolare il tempo effettivo necessario per immettere 1 Litro d’acqua nel contenitore di vetro. Tale tempo risulta pari a 56 secondi, da cui il flusso d’acqua reale si stima corrisponda a circa 64.3 litri/ora.

Se invece considerassimo le indicazioni dirette del Watermeter, che indica 2.7 litri, considerando i 56 secondi si stimerebbe in modo errato un flusso d’acqua pari a circa 176.8 litri/ora quindi un errore pari al 175%.

Nel quarto test il set-up con il Watermeter da 3/4″ è stato modificato al fine di assicurare il CORRETTO funzionamento dello strumento, introducendo una curva verso l’alto “a valle” del Watermeter ed il set-up complessivo realizzato è appunto quello visibile in Figura 8:

Figura 8 – Watermeter da 3/4″ Set-up CORRETTO

Figura 8 – Watermeter da 3/4″ Set-up CORRETTO

Per documentare le principali fasi del test è stato realizzato un breve Filmato (n.4).

Riassumendo i dati salienti del nostro quarto test, l’inizio dell’immissione dell’acqua all’interno del contenitore da 1 Litro parte circa al minuto 0:31 del filmato, mentre il riempimento si completa al minuto 1:28. In questo lasso di tempo la rotellina, che indica la quantità d’acqua transitante, ha completato 1.0 giri che corrispondono a 1.0 litri d’acqua stimati dallo strumento, praticamente un errore nullo.

Analizzando i dati è possibile verificare il tempo effettivo necessario per immettere 1 Litro d’acqua nel contenitore di vetro. Tale tempo risulta pari a 57 secondi, da cui il flusso d’acqua reale corrisponde a circa 63.1 litri/ora.


Quanto mostrato rende l’idea dell’enorme sovrastima, rispetto al reale flusso d’acqua, che uno scorretto utilizzo dello strumento può determinare.

Tale comportamento degli strumenti “a palette” è noto ai tecnici del settore ed appare realmente incomprensibile il motivo per il quale gli esecutori del test preso in esame abbiano installato lo strumento nelle condizioni operative in cui appunto il rischio di sovrastima risulta così elevato da rendere del tutto inattendibile la misurazione.

(*) Si noti che proprio allo scopo di evitare malfunzionamenti la Gioanola ha pubblicato una serie di istruzioni installative (a cui gli installatori devono attenersi) al fine di assicurare le condizioni necessarie per il corretto funzionamento dei propri prodotti.

Appendice 1 al Post [21/04/2016]

Hermano Tobia ha contestato il setup realizzato dal GSVIT in quanto a suo parere privo del pezzo di tubo, rivolto verso il basso, che dalla Figura 1 parrebbe immerso nel serbatoio. Tobia rivendica che questo “accorgimento” (del quale afferma che il GSVIT non si sarebbe accorto) garantendo una sorta di “circuito chiuso”, renderebbe la misura dello strumento immune da rischi di sovrastima perchè l’aria non potrebbe più entrare dallo scarico.

Sulla base di semplici considerazioni fisiche GSVIT invece ha ritenuto che questa parte di condotta a “tubo immerso” non determina effetto nell’impedire la sovrastima da parte dello strumento e per questo motivo il tubo immerso non è stato preso in considerazione dal GSVIT per la realizzazione dei precedenti set-up dimostrativi.

GSVIT invece aveva suggerito e mostrato l’efficacia del montaggio CORRETTO che prevede l’introduzione di una curva verso l’alto (per poi ritornare verso il basso), collocata “a valle” del Watermeter.

Ad ogni buon conto, con l’unico scopo di dare una evidenza più che altro a carattere didattico di quanto contestato, si è variato il set-up modificandolo come visibile in Figura 9, aggiungendo anche la parte terminale immersa in un contenitore pieno d’acqua.

Figura 9 - Setup con uscita immersa

Figura 9 – Setup con uscita immersa

Si è ripetuto il confronto tra il reale valore di acqua transitata in un determinato intervallo di tempo e quella “misurata” dallo strumento. Il valore reale, questa volta, è stato determinato con il metodo del peso della massa dell’acqua, utilizzando una bilancia.

Nel Filmato (n.5) è stato documentato lo svolgimento del test.

Riassumendo i dati salienti di questo ulteriore test, ricavabili dal filmato:

a) peso iniziale 550 grammi circa al minuto 0:29 del filmato

b) rilevazione iniziale 0 Litri al minuto 0:31 del filmato

c) peso finale 1650 grammi circa al minuto 1:31 del fimato

d) rilevazione finale 2.3 Litri al minuto 1:31 del filmato

da cui analizzando questi dati è possibile determinare:

c)a) = 1650 – 550 = 1100 grammi in 62 secondi

d)b) = 2.3 – 0 = 2.3 litri in 60 secondi

cioè il reale flusso d’acqua vale circa 64 l/h mentre quello misurato dallo strumento risulta in elevato sovraeccesso e pari a circa 138 l/h.

Si conferma pertanto quanto già noto dalla teoria e cioè che la parte di tubo immerso di per sè non da alcuna particolare garanzia che lo strumento lavori in condizioni tali da stimare correttamente la quantità d’acqua transitata.

Appendice 2 al Post [23/04/2016]

Hermano Tobia ha correttamente messo in dubbio che la sovrastima dello strumento possa esistere anche quando il flusso d’acqua in transito nella condotta sia molto maggiore di quelli mostrati sin’ora. Infatti se la portata è sufficientemente elevata l’acqua è in grado di espellere l’aria dallo strumento anche se esso è montato nel punto più alto della tubazione.
La portata ridotta è stata utilizzata dal GSVIT sulla base della considerazione che il documento nei calcoli del COP fa riferimento all’utilizzo di soli 18 generatori ognuno con una potenza termica supposta di circa 11kW e alimentati da due circuiti ognuno con la propria pompa e Flussimetro (vedi Figura 1 del documento).
In queste condizioni la portata di acqua letta su ogni Flussimetro (supposta uguale e costante) doveva essere di circa 170 l/h in linea con i valori utilizzati nei nostri test.
Ovviamente è possibile che le pompe non fossero state utilizzate a portata ridotta (la portata delle pompe centrifughe normalmente viene ridotta semplicemente mediante valvola di strozzaggio in uscita come effettivamente ha fatto GSVIT). In questo caso, dal momento che la portata nominale delle pompe era certamente molto superiore a quella necessaria per i moduli a prescindere dal loro numero utilizzato, occorre supporre che esse venissero accese ogni volta che il livello nel serbatoio di raccolta (water reservoir nel documento) raggiungeva un certo livello e spente prima che le pompe pescassero aria.

Hermano Tobia aveva fatto notare che la pompa utilizzata dal GSVIT (centrifuga a immersione) era diversa da quella indicata nel documento (autoadescante).
La scelta della pompa a immersione è stata una scelta voluta da parte del GSVIT perchè essa garantisce che non possa essere aspirata aria che altererebbe il funzionamento del Flussimetro.
Prendendo in considerazione queste osservazioni è stato allestito un nuovo test che prevedeva l’utilizzo di una pompa autoadescante e una portata misurata dal Flussimetro di circa 1400 litri/ora.
Se tutto fosse stato montato correttamente avremmo constatato che la misura indicata dal Flussimetro coincideva con la quantità di acqua effettivamente transitata. Abbiamo però voluto verificare come con questo set-up sia sufficiente un piccolo ingresso di aria per alterare completamente la misura del Flussimetro indipendentemente dalla sua posizione e dalla portata utilizzata.

Bisogna infatti considerare che le pompe autoadescanti contrariamente alle comuni centrifughe, hanno la capacità di adescarsi e funzionare anche se oltre all’acqua viene aspirata una quantità anche importante di aria.

Il set-up realizzato e il modello di pompa (Water Pump Conforto modello MPM 2 CRA di tipo autoadescante, di potenza 0.55 kW) sono visibili nelle Figure 10 e 11:

Figura 10 - Setup a flusso elevato con pompa autoadescante

Figura 10 – Setup a flusso elevato con pompa autoadescante

Figura 11- Water Pump Conforto

Figura 11- Water Pump Conforto

Nel test la sovrastima del Watermeter risiede nella miscela di acqua e aria che si forma nel tubo di aspirazione. L’ingresso anomalo di aria è stato ottenuto semplicemente omettendo il teflon di tenuta sulle giunzioni del tubo di aspirazione. Inutile dire che un errore anche molto maggiore si ottiene se si omette di arrestare la pompa una volta vuoto il “water reservoir” lasciando che la pompa aspiri acqua e aria.

Nel Filmato (n.6) è stato documentato lo svolgimento del test.

Anche questa volta il confronto avviene tra il reale valore di acqua transitata in un determinato intervallo di tempo e quella “misurata” dallo strumento nel medesimo intervallo. Il valore reale è stato determinato con il metodo del peso della massa dell’acqua, utilizzando una bilancia.

Riassumendo i dati salienti di questo ulteriore test, ricavabili dal filmato, si può verificare che a fronte di 5 Litri indicati dallo strumento in realtà l’acqua effettivamente transitata risulta poco più di 3.1 Litri.

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