Méthodologie expérimentale pour l'estimation de la section locale Heat fondants et Brûler Tarifs en Steady laminaire limite Flames Diffusion Layer

Des expériences ont été réalisées à la fois dans une configuration verticale et une installation de soufflerie horizontale unique à l'Université du Maryland, de la figure 1. Plutôt que d' un pull traditionnel ou fermé tunnel retour du vent, l'installation de soufflerie à l'Université du Maryland utilise une variable ventilateur à vitesse pour pressuriser un plénum 100 cm x 75 x 100 qui entraîne le flux d'air à un conduit à l'extrémité opposée. Cette configuration permet des expériences de combustion continus que la fumée ne soit pas remis en circulation, la soufflerie ne soit pas endommagé ou influencé par le feu et les thermocouples sont en mesure de se déplacer librement dans toute la section d'échantillonnage. Le conduit de sortie se compose d'une section convergente de 30,5 cm de largeur 122 cm reliée à la chambre de tranquillisation. Pour redresser le flux et réduire l'intensité de turbulence entrant, tamis à mailles fines sont placés à l'entrée et la sortie de la section convergente et un épais nid d'abeille 5 cm avec 0,3 cm trous estplacé 110 cm en amont de la sortie du tunnel. La vitesse de l'écoulement sortant de la soufflerie est réglée en faisant varier la vitesse du ventilateur avec une impulsion de modulation de largeur (PWM) des échantillons de contrôleur et de carburant sont placés à la sortie du tunnel, où les vitesses d'écoulement ont été vérifiées par l'utilisation d'un anémomètre Hotwire. Des échantillons de carburant à la sortie de la soufflerie ont été placées sur le dessus d'une cellule de charge qui mesure en continu la perte de masse de l'échantillon au cours du temps. Pour éviter les perturbations du vent à la cellule de charge, l'échantillon a été élevée sur une feuille d'aluminium (30,5 x 61,0 cm x 1,5 mm d'épaisseur) par deux étriers en U et entouré de 1,27 cm d'épaisseur du panneau isolant en fibre de céramique pour assurer une surface lisse autour de l'échantillon de brûlure. La surface supérieure de la planche a été revêtue d'une peinture noir mat haute température avec une émissivité d'environ 98% pour assurer une bonne toile de fond pour observer visuellement la flamme et pour sceller l'isolationqui contient aussi des liants organiques. Parce que le panneau d'isolation présente un corps relativement émoussée au flux entrant, en plaçant directement la configuration de l'échantillon dans la sortie du tunnel du vent a entraîné la séparation de l'écoulement et de la turbulence importante observée dans les flammes. Les travaux antérieurs de Ha et al. A constaté que la fixation d' une plaque d'extension à la section avant d'un échantillon de carburant a empêché cette séparation d'écoulement et a assuré un profil d'écoulement laminaire entrant à l'échantillon. A 40,6 cm de long mince, lèvre 10 cm de large, le métal a donc été monté à partir du bord d' attaque de l'échantillon à la sortie du tunnel de vent, fournissant une flamme de diffusion laminaire qui a finalement été trouvé pour correspondre à la théorie 7 existante. Dans les combustibles liquides d'essai une mèche incombustible poreuse était nécessaire. A 10 cm x 10 cm x 1,27 cm d'épaisseur feuille de laine alcaline de silicate de terre a été choisi pour des expériences d'écoulement forcé en raison de sa porosité élevée et une faible conductivité thermique. En order pour éviter les fuites de carburant à partir de l'échantillon, le silicate de sodium colle a été utilisée pour appliquer la feuille d'aluminium à tous, sauf la face avant. L'échantillon a été aussi «cuit» pour éliminer les liants organiques en faisant passer un chalumeau sur l'échantillon pendant environ 20 minutes, à quel point la flamme a changé du jaune au bleu (indiquant le retrait des liants de l'échantillon). Au cours des essais, des mèches étaient trempés avec environ 120 ml de combustible liquide (éthanol ou méthanol) qui a été jugée être le point de saturation pour les 10 cm de large mèches. Le taux de combustion massique du combustible a été déterminée en mesurant la perte de masse de l'échantillon au cours du temps lors de la combustion à un débit de 1 Hz. La configuration de l'échantillon a été pris en charge sur un bilan de masse de précision avec une capacité maximale de 32,2 kg et une résolution de 0,1 g, assez fine pour mesurer ce taux de perte de masse avec une grande précision. À la suite de l'allumage de l'échantillon par une lampe à souder, le taux de perte de masse de coles augmentations de carburant ndensed en fonction du temps, pour finalement atteindre une vitesse constante qui se fane finalement vers la fin de l'essai comme combustible brûle. Cette région "stable", où l'évaporation du carburant plutôt que la diffusion à travers la mèche domine la combustion, est la région d'intérêt où les données sont échantillonnées. Pour une mèche de liquide, ont été trouvés des échantillons à brûler avec un taux de perte de masse constante pendant environ 400 secondes, environ au milieu de 80% d'un test. Tous les tarifs brûlants présentés sont des moyennes d'au moins six essais répétés dans des conditions spécifiées, où la répétabilité des mesures ont été jugées à moins de 1,2% de la moyenne. Pour le test d'un échantillon de combustible solide, le polyméthacrylate de méthyle (PMMA) a été choisi car il brûle de manière relativement constante et ne omble. Pour allumer l'échantillon, un chalumeau a été passé sur la surface de l'échantillon pour 50-60 sec, à quel point toute la surface a été uniformément enflammé. Parce que leéchantillon de carburant était petite et les résultats expérimentaux trouvés très répétable, la méthode a été jugée suffisante pour l'allumage. Contrairement aux combustibles liquides trempés dans une mèche incombustible, des combustibles solides régressent en fonction du temps et ne sont donc jamais vraiment atteindre un régime stable. Au lieu de cela, les premiers temps de combustion ont été choisis pour être échantillonnés où le carburant est resté relativement stable, déterminée expérimentalement de se produire au cours du premier 150 sec d'allumage suivant. Pour les deux combustibles liquides et solides, des températures supérieures à la surface du combustible ont été cartographiés dans la phase gazeuse en utilisant des thermocouples à fil fin. Pour le PMMA, les températures ont été échantillonnées à 6 points au-dessus de la surface à partir de la couche fondue dans la phase gazeuse à des intervalles de 0,25 mm (pour des essais à convection forcée). Pour les combustibles liquides, ces mesures ont été effectuées à partir de la couche mince de carburant à la surface sur 6 points à la même résolution. Ces profils ont été prélevés à 12 endroits along de la longueur de la surface du combustible, à moins de 400 secondes d'allumage pour les échantillons liquides et à moins de 150 secondes pour le PMMA. Les mesures de température mentionnées ci-dessus ont été effectuées à l'aide de type R Pt / Pt-13% Rh micro thermocouples (soudée par points) avec deux diamètres de fil, 50 um (0,002 pouce) et 75 um (0,003 pouce) ayant un diamètre de talon d'environ 100 um et 150 um, respectivement. La taille des thermocouples a été choisie de telle sorte que le thermocouple est aussi faible que possible sans rupture récurrente (afin de minimiser les corrections de rayonnement nécessaire), toutefois quelques corrections de rayonnement sont encore nécessaires. L'utilisation de deux thermocouples de diamètres différents ont été choisis afin de mieux déterminer une correction d'un rayonnement approprié (décrit plus loin). thermocouples Micro ont ensuite été parcourus en utilisant un ensemble de unislides XY contrôlé par ordinateur avec une résolution spatiale maximale de 1,5 pm. Les signaux de tension ont ensuite été ACQuired, conditionné et numérisé via un module d'acquisition de données nominale jusqu'à 0,02 ° C la sensibilité de mesure. logiciel LabVIEW a été utilisé pour synchroniser le mouvement des deux thermocouples 50 um et 75 um fil de diamètre avec mesure de la température sur l'échantillon. Afin de déterminer une correction de rayonnement relativement précis, les deux dimensions du thermocouple décrits ont été traversés par rapport au même endroit lors d'essais répétés. La corrélation de Collis et Williams a été appliqué pour les pertes de l'échantillon 5-6,8 de chaleur, (1) où Nu est le nombre de Nusselt et Re = Ud w / v est le nombre de Reynolds, qui a été obtenu pour 0,02 <Re <44, avec des propriétés évaluéesà la température du film, Τ m, une moyenne du gaz, Τ g, et d'un thermocouple, T pour des températures tc. Ici, le nombre de Reynolds Re est défini comme indiqué pour la vitesse d'écoulement de gaz local U et la viscosité cinématique v. Dw dans l' équation. (1) représente le diamètre du fil du thermocouple. Pour les mesures en régime permanent, comme dans le cas décrit ici, un bilan énergétique sur la jonction du thermocouple réduit à un bilan thermique convective-radiatif (erreurs négliger en raison de la conduction et les effets catalytiques), donnée par (2) 60, (3) où Τ g est la température du gaz réel Τ tc est la jonction de thermocouple (ou perle) la température, Τ surr est la température de l'environnement, ε tc est l'émissivité de la jonction de thermocouple, σ est la Stefan-Boltzmann et h est le coefficient de transfert de chaleur par convection de l'écoulement au- dessus de la jonction du thermocouple définie par h = k Nu / j. k est la conductivité thermique du gaz, Nu est le nombre de Nusselt et d est le diamètre du fil du thermocouple. Le choix du nombre de Nusselt corrélation est d'une importance primordiale pour le calcul d'une correction de rayonnement à la température du thermocouple de mesure car, comme indiqué dans l'équation. (3), la correction de rayonnement est inversement proportionnel au nombre de Nusselt. Ce choix est toutefois compliquée en raison de la exi stence de plusieurs nombres de Nusselt corrélations «appropriées» et la difficulté d'estimation des propriétés du mélange gazeux entourant le thermocouple, en particulier sa conductivité thermique. La majeure partie de la preuve dans la littérature, cependant, indique clairement que cylindrique Nusselt nombre de corrélation est le plus approprié pour décrire le transfert de chaleur par convection à presque tous les thermocouples pratiques 5-6, de préférence celle de Collis et Williams 8. Le nombre de corrélation Nusselt doit être substituée dans un équilibre convectif-radiatif état ​​d' équilibre (équation 3) et en négligeant petite dépendance de température, un système de deux équations à deux inconnues ( à savoir Τ g et U) sont formés, (4) t "fo: keep-together.within-page =" 1 "> et (5) Les équations (4) et (5) doivent être résolus de manière itérative ensemble à chaque point, puisque conductivités en phase gazeuse et les viscosités cinématiques sont à la fois une fonction de la température. La température de talon doit être utilisée comme la première itération de la température du gaz afin d'évaluer la conductivité thermique et la viscosité cinématique, la valeur itérative re-prise jusqu'à ce que de faibles erreurs sont approchés. En résolvant les équations, il apparaît que la correction de rayonnement ( par exemple, la différence entre la lecture du thermocouple et la température réelle) augmente pour les thermocouples de plus grand diamètre et se réduit avec l' augmentation des vitesses d'écoulement au- dessus de la bille. Dw 1 et dw 2 Eq . (4) et (5) représentantressentir les diamètres de fil de thermocouple utilisés dans notre étude. L'émissivité du bourrelet (ε tc) peut également être trouvé en fonction de la température en utilisant une méthode décrite par Jakob 9. Dans son analyse, Jakob résout les équations de Maxwell d'onde pour les indices de réfraction complexe sur une surface métallique en fonction de sa résistivité électrique. Une hypothèse est prise dans la limite de faible résistivité et de grands indices de réfraction, ce qui est vrai pour les métaux, ce qui donne une corrélation simple pour l'émissivité totale hémisphérique du platine (Pt) comme, (6) où, pour le platine, r e ≈ r e, 273 T / 273, avec T en K et r e, 273 <em> = 11×10 -6 Ω-cm. Par conséquent, l'émissivité de platine devient 5-6 (7) pour 0 <T <2330 K. L'émissivité du bourrelet du thermocouple ou d'une jonction, comme on le voit dans les équations. (4) et (5) peuvent donc être évalués en utilisant l'expression ci-dessus. Une itération est pas nécessaire pour Eqs. (6) et (7) en raison de la valeur réelle de la température de talon est connu que la température du gaz et de la vitesse dans les équations. (4) et (5) doivent être résolus de manière itérative. Au cours d'expériences, deux thermocouples ont été traversés exactement aux mêmes points de mesure et les données ont été échantillonnés pour tenir compte de la correction de rayonnement dans des mesures de température. Les corrections appliquées à la suite of itérer Eqs. (4) et (5) sont petits, par exemple seulement 79 K pour le fil de thermocouple de diamètre 50 pm à 1 700 K , et inférieure à 5 K à proximité de la surface du combustible 6. Étant donné que les thermocouples aussi des régions transversales de haute température gradients examen des pertes de conduction à travers le fil doit également être considéré, toutefois, en raison des petites surfaces en section transversale des fils de thermocouple, de telles erreurs ont été calculées pour être <1%, donc aucune correction était nécessaire 5-6. Avec la surface de carburant placé dans le centre du flux d'air à la sortie du tunnel de vent, un accès facile à la surface du combustible a été fourni pour micro thermocouple et mesures de anémomètre à fil chaud. Pendant d'écoulement à froid courses de la soufflerie (pas de combustion) , la vitesse libre-flux, U ∞ de la soufflerie a été calibré à l' aide d' un anémomètre à fil chaud qui échantillonné à un taux de 50.000 échantillons / s pour une duratio totalen de 10 sec par point. Le profil de vitesse le long de la sortie de l'ensemble du tunnel a été prise, révélant un bouchon uniforme de flux émanant du centre de la sortie du tunnel. Ceci est prévu pour un canal carré, comme la sortie de notre soufflerie. Les mesures précédentes par Sforza et al. 10 ont montré que la longueur de base potentielle d'un jet carré avec nombre de Reynolds Re d entre 2,6 et 8,8 x 10 4 devrait être d' environ 5 d en aval de la sortie, où d est la hauteur du canal. Pour d = 30,48 cm, la largeur de la sortie de la soufflerie, Re d est compris entre 1,5 x 10 4 et 3,9 x 10 4 signification de l'échantillon reste à l' intérieur 1d (20 cm) de la sortie du tunnel. La reproductibilité de ces mesures était de moins de 3% de la moyenne. Les températures ont été mesurées sur la surface d'une feuille rougie de 10 cm x 10 cm x 1,27cm PMMA placé à la sortie d'un tunnel de vent fonctionnant à U ∞ = 0,79 m / s et 2,06 m / sec. Les procédures décrites ci – dessus ont été utilisés pour capturer les mesures de température qui ont été non unidimensionnels en termes de longueur normale y * = y / L et de la température, T * = (T – T w, p / T fl, ad – T w, p) où Τ w, p et Τ fl, ad représente la paroi et la température de flamme adiabatique, respectivement pour un combustible donné, y de la position normale à la surface du carburant lorsque la température est mesurée et l la longueur de la surface du carburant. La température adimensionnelle gradients perpendiculaires à la surface ont ensuite été calculées, (∂ T * / ∂ y *) Y * = 0 en adaptant un polynôme du cinquième ordre des températures adimensionnels et l' extraction de la pente à la surface du combustible, y * = 0. <p class="jove_content" fo: keep-together.within page = "1"> Figure 2 (a) montre les gradients de température sans dimension le long de la longueur de la surface du carburant. Ils sont clairement plus élevé au niveau du bord d'attaque de la surface du combustible, où la flamme est plus proche de la surface du combustible, et diminuent vers le bord de fuite (x = 100 mm), où la flamme est le plus éloigné de la surface du combustible. Les gradients de température non-dimensionnelles peuvent être utilisés pour déterminer le taux de masse combustion locale en appliquant la corrélation 4,6, (8) où B est le nombre de transfert de masse du combustible donné, w k la conductivité thermique de l' air évaluée à la température de la paroi, c p la chaleur spécifique de l'air évalué à une température adiabatique de flamme du combustible, et L </ Em> la longueur de la surface du combustible de pyrolyse. La vitesse de combustion de masse locale se trouve alors à varier d'une manière similaire aux gradients de température non dimensionnels, représentée sur la figure 2 (b). Contrairement aux combustibles liquides, pour le PMMA , le taux de masse-combustion locale peut aussi être approchée a posteriori par la mesure de la régression de la surface locale sur des intervalles de temps fixes 2,11. échantillons de PMMA ont été brûlés dans des conditions représentatives pour des périodes de temps à partir de 50 sec et en augmentant à 50 seconde d'intervalle suivies d'extinction de l'échantillon. Le débit massique de pyrolyse pour le PMMA est calculée à chaque position x le long de l'axe de symétrie central en utilisant une approximation du premier ordre donné par Pizzo et coll. 11, discuté dans la littérature ailleurs 06/04. Une densité moyenne de PMMA, ρ s = 1,190 kg / m3 a été utilisée avec une régression de la surface mesurée le long de la surface du carburantarriver à des taux de perte de masse au cours de chaque intervalle de 50 secondes le long de la longueur de l'échantillon de carburant. Bien qu'un pas de temps plus courte serait souhaitable, les erreurs de mesure font devenir impraticable lorsque des mesures de temps sont moins de 50 sec 5. Pour comparer les taux de perte de masse locaux de thermocouples avec ceux des profils de régression, les données des temps d'épuisement de carburant de 100 et 150 sec ont été utilisés pour comparer les taux de combustion de masse locales représentées sur la figure 2 (b). Ces temps correspondent à peu près à la même heure de ces mesures ont été prises. Comme on le voit sur la figure, les deux méthodes de mesure de la vitesse de combustion de masse locale semblent très proches les uns des autres, ce qui suggère la méthode fonctionne bien pour ces types de flammes. Pour flammes convexion-dominés tels que ces petits, les laminaires, des gradients de température à la surface de carburant peuvent également être utilisés pour extraire conflux thermiques convectifs tels qu'ils sont, en substance, en relation directe avec le gradient de température à la surface. L'utilisation mesurée des taux de perte de masse, les composants du flux de chaleur de la flamme peuvent aussi être extraites le long de la zone de pyrolyse. Utilisation de plusieurs approximations à l'équilibre thermique à la surface du combustible, énumérés dans la littérature ailleurs 2-3, ces composants peuvent être déterminés sur la surface d'une dalle de combustion de PMMA. La figure 3 montre ce résultat, pour une flamme PMMA stabilisée avec une libre ambiante -stream vitesse de U ∞ = 2,06 m / s. La technique peut donc être extrêmement utile dans l'évaluation de plusieurs mesures visant à décrire la combustion de petits échantillons de combustibles, ce qui conduit à une meilleure compréhension du processus de combustion, en particulier la relation entre la phase solide et le gaz. Figure 1. ExpérienceSetup al. (a) Schéma du dispositif expérimental utilisé pour mesurer les taux de perte de masse et les profils de température sur une convection forcée diffusion de la couche limite flamme. (B) Montage expérimental pour l' étude de délimitation des flammes de diffusion de la couche sous écoulement forcé. S'il vous plaît cliquer ici pour voir une version plus grande de cette figure. Figure 2. Gradient de température et locales Résultats Brûler de taux. (A) Variation des gradients de température non-dimensionnelles normales le long de la surface du combustible pour une PMMA couche limite flamme de diffusion à U ∞ = 0,79 m / s et 2,06 m / s, respectivement. (B) Variation des taux de masse brûlante locales pour la couche limite PMMA diffusisur les flammes à différentes conditions de libre-flux. Les taux de combustion de masse locaux obtenus par le non-dimensionnelles des gradients de température sont comparées avec les données expérimentales obtenues par la régression de la surface PMMA. S'il vous plaît cliquer ici pour voir une version plus grande de cette figure. Figure 3. Flux de chaleur Résultats sous circulation forcée. Répartition des différentes composantes de la flamme flux de chaleur dans la zone de pyrolyse pour une PMMA couche limite flamme de diffusion à U ∞ = 2,06 m / sec. S'il vous plaît cliquer ici pour voir une version plus grande de cette figure.