定常流境界層の拡散火炎における局所熱フラックスとバーニング料金の推定のための実験的方法論

実験は、図1に示す縦の構成およびメリーランド大学のユニークな水平風洞施設、の両方で行われてきた。そうではなく、伝統的なプルまたは閉鎖リターン風洞よりも、メリーランド大学の風洞施設は、変数を使用しています反対側の端部に、ダクトから空気の流れを駆動する100×75×100センチプレナムを加圧する速度送風機。この構成は、連続燃焼実験煙が再循環されていないとして、風洞が破損し、火災によって影響を受け、熱電対が自由にサンプリング部全体を移動することができますされていないことを可能にします。出口ダクトは、プレナムに接続された122センチメートル30.5センチ幅収束セクションで構成されています。流れをまっすぐにし、着信乱流強度を低減するために、細かいメッシュスクリーンは、収束セクションの入口と出口に配置されている0.3センチの穴を有する厚さ5cmハニカムですトンネル出口から110センチメートル上流に置きました。風洞を出る流れの速度は、パルス幅変調（PWM）コントローラと燃料サンプルを流速を使用することによりチェックされたトンネルの出口に配置されてファンの速度を変えることによって制御されます熱線風速計の。 風洞の出口における燃料のサンプルを連続的に経時的に試料の質量損失を測定するロードセルの上に置きました。ロードセルに風の乱れを回避するために、サンプルは、2つのU-括弧でアルミのシート（30.5 X 61.0センチメートル×1.5 mm厚）に上昇し、滑らかな表面を確保するために1.27センチメートル厚いセラミック繊維断熱板に囲まれていました燃焼試料周辺の。基板の上面は、視覚的に火炎を観察するための優れた背景を確保するために絶縁をシールするために放射率は約98％と高温黒色艶消し塗料を塗布しましたこれはまた、有機バインダが含まれています。断熱ボードが入ってくる流れに対して比較的鈍い体を提示しているため、風洞の出口で直接サンプルのセットアップを配置するには、流れの分離と炎で観察された著しい乱れが生じました。ハらによる以前の研究は、 燃料サンプルのリーディングセクションに延長板を取り付けるが、この流れの剥離を防止し、試料への着信層流プロファイルを確保することを見出しました。薄い、ワイド40.6センチの10cm、金属リップは、したがって、最終的に既存の理論7と一致することが見出された層状拡散火炎を提供する、風洞の出口にサンプルの前縁から取り付けました。 液体燃料のテストでは、多孔質の不燃ウィックが必要でした。アルカリ土類シリケートウール10cmの×10 cmのX 1.27 cmの厚さのシートは、高い気孔率および低い熱伝導率による強制流動実験のために選択しました。 O中RDERサンプルからの燃料の漏れを防止するために、ケイ酸ナトリウムの接着剤は、表面を除くすべてにアルミニウム箔を適用するために使用しました。サンプルはまた、 "炎がテスト中に、芯が浸漬した。（試料からの結合剤の除去を示す）青に黄色から変更された時点で、約20分間のサンプルの上にジェット機を通過させることにより、有機バインダーを除去するために、「焼成しました10cm幅の芯のための飽和点であることが見出された液体燃料（エタノールまたはメタノール）の約120mlで。 燃料の質量燃焼速度が1ヘルツの割合で燃焼時間にわたってサンプルから失われた質量を測定することにより決定しました。サンプルの設定を高精度でこの質量損失率を測定するのに十分な罰金32.2キロと0.1グラムの解像度の最大容量を持つ精密質量バランス、上でサポートされていました。共同のジェット機によって、試料の点火に続いて、質量損失率時間の関数としてndensed燃料が増加し、最終的には燃料が切れたように、最終的にテストの端に向かってフェード一定の割合に達しました。芯を通る燃料の蒸発ではなく、拡散燃焼支配する、この「定常」領域は、データがサンプリングされる関心領域です。液体ウィックのために、サンプルを約400秒、試験のほぼ中間80％のための安定した質量損失率で燃やすことが判明しました。提示されたすべての燃焼速度は、測定値の再現性は、平均値の1.2％以内であることが見出された特定の条件下で少なくとも6反復試験の平均です。 固体燃料サンプルの試験のために、ポリメチルメタクリレート（PMMA）は、比較的定常的燃焼及びチャーしないように選択しました。試料を点火するために、ジェット機は、全面が均一に点火された時点で、50〜60秒間、試料表面上を通過させました。なぜなら燃料サンプルは小さく、非常に再現性であることが見出された実験結果は、この方法は、点火のために十分であると見なされました。不燃ウィックに浸漬液体燃料とは異なり、固体燃料は、時間の関数としての退行、したがって、真に安定した政権を達成されることはありません。燃料は比較的横ばいどこ代わりに、燃焼の早い時間は、実験的に最初の150秒以下の点火時に発生することが決定し、サンプリングされるために選択されまし​​た。 両方の液体及び固体燃料は、燃料表面上の温度は、細線熱電対を用いて気相でマッピングしました。 PMMAについては、温度は、（強制対流試験用）0.25 mmの間隔で気相への溶融層から始まる表面上の6点でサンプリングしました。液体燃料のために、これらの測定値は、同じ解像度で6点の外表面における燃料の薄層から行いました。これらのプロファイルは、12箇所らで撮影しました液体試料の点火の400秒内の燃料面の長さ、オングとPMMAのための150秒以内です。 上記の温度測定が使用して実施したR型のPt / Ptを13％のRh 2ワイヤ直径は50μm（0.002で）および75（0.003）μmで約100μmのビーズ径を有するマイクロ熱電対（スポット溶接）とそれぞれ150μmで、。熱電対の大きさは、熱電対は、（必要な放射線修正を最小限にするために）、しかし、いくつかの放射補正が依然として必要であった破損を繰り返しことなく、できるだけ小さくなるように選択しました。異なる直径の2つの熱電対を使用して良い（後述）は、適切な線補正を決定するために選択しました。マイクロ熱電対は、その後、1.5μmの最大の空間分解能でコンピュータ制御のXY unislidesのセットを使用して横断しました。電圧信号は、ACQしましたuired、エアコン、0.02℃の測定感度を最大定格データ集録モジュールを介してデジタル化されました。 LabVIEWソフトウェアは、サンプル上の温度測定では50μmと75μmのワイヤ径熱電対の両方の動きを同期させるために使用されました。 比較的正確な線補正を決定するために、説明した2つの熱電対のサイズは、反復試験中に同じ場所の上に横断しました。コリスとウィリアムズの相関は、サンプル5-6,8からの熱損失のために適用しました （1） ここで、Nuはヌッセルト数であり、再= Udをワット / vがプロパティを持つ0.02 <再<44に対して得られたレイノルズ数は、評価され、フィルム温度で、Τのメートル 、ガス、Τの グラム 、および熱電対、ΤTC温度の平均。ローカルガス流速Uおよび動粘度Vために示されているようにここでは、レイノルズ数Reが定義される。式中のW、D。 （1）熱電対ワイヤ直径を表します。 定常状態の測定のために、ここで説明した場合と同様に、熱電対接合部でのエネルギー収支は、によって与えられる、（伝導および触媒効果による誤差を無視する）対流・放射熱収支に減少し （2） 60;（3） Τgは 、実際のガス温度であり、Τtcは熱電対接合部（またはビーズ）の温度で、ΤのSURRは、周囲の温度であり、εtcは熱電対接合部の放射率で、σはステファン・ボルツマン定数であり、hは H = KのNu / Dとして定義される熱電対接合部上の流れの対流熱伝達係数、Kは、ガスの熱伝導率であり、ニューはヌッセルト数であり、dは 、熱電対ワイヤ直径です。ヌッセルト数の相関関係の選択は、式に示すように、測定されたので、熱電対温度の線補正を計算する際に極めて重要です。 （3）線補正はヌッセルト数に反比例します。この選択は、原因EXIに、しかし、複雑であり、複数の「適切な」ヌッセルト数相関のstence及び熱電対、特にその熱伝導率が周囲のガス混合物の特性の推定が困難。文献における証拠の大半は、しかし、明らかに円筒状のヌッセルト数の相関はほぼすべての実用的な熱電対5-6、コリス、ウィリアムズ8の好ましいものに対流熱伝達を記述するための最も適切であることを示しています。 ヌッセルト数の相関は、定常状態の対流、放射平衡（式3）に代入しなければならず、2つの未知数（すなわちΤgおよびU）と小さな温度依存性、二つの式のシステムを無視が形成されています （4） トン "FO：キープtogether.within-ページを=" 1 ">と （5） 式（4）及び気相伝導率と動粘度は、両方の温度の関数であるので、（5）、各時点で繰り返し一緒に解決しなければなりません。反復値は、低エラーが接近されるまで、再撮影とビーズ温度は、熱伝導率及び動粘度を評価するために、ガス温度の最初の反復として使用されるべきです。方程式を解く際には、線補正（ すなわち、熱電対の読みと実際の温度との差）は、より大きな直径の熱電対のために増加し、ビード上に流速の増加と共に減少することが明らか1 のw DおよびD 2 wの式に。 （4）及び（5）担当者私たちの研究で用いた熱電対のワイヤ径に憤りを感じています。 ビーズ（εのTC）の放射率もヤコブ9で概説した方法を用いて、温度の関数として求めることができます。彼の分析では、ヤコブは、その電気抵抗率の関数として、金属表面上の屈折の複雑なインデックスのマックスウェルの波動方程式を解きます。仮定は、白金の半球全放射率白金（Pt）のための単純な相関が得られる、金属についても同様の低抵抗率と屈折の大きな指標の限界、中に取り込まれ （6） ここで、KでT およびR eとプラチナのために、R E≈R E、273 T / 273、273 <em>の= 11×10 -6Ω-cmでした。 したがって、白金放射率は5-6となり （7） 式で表示されるように、0 <T <2330 K.熱電対ビーズや接合部の放射率。 （4）及び（5）したがって、上記式を用いて評価することができます。反復は、式には必要ありません。 （6）及び（7）ビーズ温度の実際の値が既知であるので、式中の唯一のガス温度及び速度。 （4）及び（5）を反復的に解決される必要があります。 実験の間、2つの熱電対は、同じ測定ポイントに正確にトラバースし、データは、温度測定の放射補正を説明するためにサンプリングしました。補正は、結果Oとして適用しますfは式を反復します。 （4）及び（5）実施例のみ+79 1700 Kで50ミクロンのワイヤ径熱電対K及び燃料面6の近くに5 Kよりも小さいため、小さかったです。ワイヤを介して、また熱電対導通損失の高い温度勾配を考慮の交差領域はまた、従って全く修正を必要としなかった、しかし、このようなエラーは<1％であると計算された熱電対線の小さな断面積に、考慮しなければならないので5-6。 風洞の出口における空気流の中心に位置する燃料表面と、燃料表面への容易なアクセスは、マイクロ熱電対と熱線風速計の測定に供しました。風洞（無燃焼）、自由流速度のコールドフローの実行時 ​​には、風洞のU∞は 、全duratioのために50,000サンプル/秒のレートでサンプリング熱線風速計を用いて較正しましたポイント当たり10秒のn個。全体のトンネルの出口に沿って速度プロファイルは、一貫性のあるプラグがトンネル出口の中心から発する流れていることを明らかにし、撮影されました。これは、私たちの風洞の出口として正方形のチャネルのために期待されています。スフォルツァら 10による前測定値が2.6と8.8×10 4との間にDレイノルズ数Reを有する正方形噴流のポテンシャルコア長はdはチャネルの高さである出口の下流約5 日でなければならないことを示しました。 D = 30.48センチ、風洞出口の幅のために、再dは 、4×10 1.5の間、サンプルは、トンネル出口の1 D（20 cm）の範囲内のままで3.9×10 4の意味です。これらの測定の再現性は、平均値の3％以内でした。 温度は10cmの点火シートの表面上で測定したX 10センチメートルのx 1.27cmのPMMAは、U∞= 0.79メートル/秒、2.06メートル/秒で動作する風洞の出口に置きました。 （ – T W、P / T FL、広告 – T wを、P T）上で概説した手順は、T * =、通常の長さy * = Y / L、温度の点で無次元た温度測定値を捕捉するために使用しました。ここで、Τ ワット、pおよびΤFLが、広告が壁とそれぞれ所定の燃料用の断熱火炎温度、yの温度が測定された燃料表面に垂直な位置とL燃料表面の長さを表します。表面の法線無次元温度勾配は、その後、Y、無次元温度に五次多項式フィッティングと燃料表面に傾斜を抽出することにより、（∂T * /∂Y *）Y * = 0を計算しました* = 0。 <p class="jove_content" fo：キープtogether.withinページ= "1"> 図2（a）は、燃料表面の長さに沿ってこれらの無次元温度勾配を示しています。それらは明らかに火炎が燃料表面に最も近い燃料表面の先端で最大であり、火炎が燃料面から最も遠い後縁（X = 100 mm）の、向かって減少します。無次元温度勾配は、相関4,6を適用することにより、局所質量燃焼速度を決定することができます （8） Bは、与えられた燃料の質量の転送回数、壁温度で評価空気の熱伝導率W K、C pの断熱火炎燃料の温度、およびLで評価空気の比熱であり、ここで、</ em>の熱分解燃料面の長さ。ローカル質量燃焼速度は、次に、図2に示すように、無次元温度勾配と同様に変化することが見出された（B）。 液体燃料とは異なり、PMMAのための局所質量燃焼速度は、時間2,11の固定された間隔で局所表面回帰を測定することによって、事後に近似することができます。 PMMAサンプルは期間50秒で開始し、サンプルの絶滅に続く50秒間隔で増加させるための代表的な条件の下で焼かれました。 PMMAのための熱分解質量流量は、他の場所で4-6文献で ​​論じピッツォら 11によって与えられた一次近似を用いて軸中心対称に沿って各x位置で計算されます。 PMMAの平均密度は、ρsが / m 3の1190キロは、燃料表面に沿って測定した表面回帰へと一緒に使用されました=燃料サンプルの長さに沿って各50秒のインターバルの間に質量損失率に到着。短い時間ステップが望ましいであろうが、測定誤差は時間ステップが50未満の秒5である場合、それは非現実的になるよう。 回帰プロファイルからのもので、熱電対から地元の質量損失率を比較するために、100と150秒の燃料からのデータバーンアウト時間は、図2（b）に示す局所質量燃焼速度を比較するために使用しました。これらの時間は、これらの測定が行われたほぼ同じ時間に対応します。図に見られるように、局所質量燃焼速度を測定する両方の方法は、方法は、炎のこれらのタイプのためにうまく機能を示唆し、互いに非常に近く見えます。 例えば、これらの小さい、層状ものと対流支配炎、燃料表面における温度勾配も詐欺を抽出するために使用することができますそれらは、本質的には、直接表面における温度勾配に関係するようvective熱流束。測定された質量損失率を使用して、火炎熱流束の構成要素はまた、熱分解ゾーンに沿って抽出することができます。他の場所で2-3文献に記載されている、燃料表面の熱収支に、いくつかの近似を使用して、これらの成分はPMMAの燃焼スラブの表面上に決定することができる。図3は 、この結果を図 、PMMA炎周囲無料で安定化U∞= 2.06メートル/秒の-stream速度。技術は、したがって、燃焼プロセス、固体と気体相との間に特に関係の理解を増加につながる、燃料の少量の試料の燃焼を記述するためにいくつかの対策を評価するのに非常に役立ちます。 図1. 実験らセットアップ。強制対流境界層拡散火炎上の質量損失率および温度プロファイルを測定するために使用される実験装置の（a）の概略。 （b）は強制的な流れの下の境界層の拡散火炎を調査するための実験セットアップ。 この図の拡大版をご覧になるにはこちらをクリックしてください。 図2. 温度勾配とローカル燃焼速度結果。（a） は、それぞれU∞= 0.79メートル/秒、2.06メートル/秒、でPMMA境界層拡散火炎用燃料表面に沿って、通常の無次元温度勾配の変化。 （b）は、PMMAの境界層diffusiのローカル質量燃焼速度の変化異なる自由ストリーム条件で炎に。無次元温度勾配を経て得られた地元の質量燃焼速度はPMMA表面の回帰によって得られた実験データと比較されます。 この図の拡大版をご覧になるにはこちらをクリックしてください。 図 強制的な流れの下で 3. 熱流束の結果。U∞= 2.06メートル/秒でPMMA境界層拡散炎のための熱分解ゾーン中の難熱流束のさまざまなコンポーネントの配布。 この図の拡大版をご覧になるにはこちらをクリックしてください。