-その2'""5 倍の値を示している。 平均細孔径4はC2とC5がCl、C3、C4のおおよそ 2倍の 値を示している。 気孔率Eは48.7 % '""55 .4%の範囲の値を取る。
Table 4-1. Coke used in this work.
Sample ρX 10-3
ε(%) ろ(μm) (kg/m3)
C1 1.95 50.1 109 C2 1.88 48.7 242 C3 1.94 54.2 142 C4 2.34 55.4 140
C5 2.13 51.9 267 COO: Ory Ouenched coke Wet : Water Ouenched coke Core : Core coke
4.2.2有効熱拡散率の測定値
Horizontal Estimated Lc (nm) distance from career temp.
tuyere (m) (K)
1.88 一 一
1.60 一 一
1.79 一 一
9.97 0.8 2093--2383
4.02 2.75 unknown
Kind
COO COO Wet Core Core
コークスの有効熱拡散率の測定 値αe.mとしては、 笠井らめが真空度1>く10-3Pa以下の対流 が無視できる条件下、室温から1473Kの温度範囲でレーザーフラッシュ法により測定した 値
を用いた。
4.3α slα eの推定
4.3.1原理および計算条件
シミュレーションの原理、 初期条件および境界条件は、 第2章2.4.1と同じである。
4.3.2解析方法
まず光学顕微鏡札織から368 x304 画素の画像データを作成した。 これは実寸法に換算す ると2.16x 1.79mmであり、レーザーフラッシュ法による測定に用いた 試料の厚さ約2mmに 相当する。 1つの試料につき30視野を確保した。
-
46-第3章で述べた画像処理法を利用した特徴抽出の技法を画像データに適用し、 画像データ の縮小を行った。 画像データの各画素とl対1に対応した計算格子を作成した。
画像データの固体部分に相当する格子点にαs、気孔部分に相当する格子点にαpという熱 拡散率を設定し、数値シミュレーションを行ったo Clコークスの画像データの一例を、Fig.4-1 に示す。 またFig.4・1を用いて数値シミュレーションを行い、 得られた加熱開始から0.35s後 の温度分布をFig.4-2に示す。Fig.4-1のA，B，CおよびDは、Fig.4・2のA，B，CおよびDに対応
している。
-
47-Fig.4-1. Image data of C 1 coke.
A
(s)、ω」コ布」ωaEωト
x・==1.0
αs=20.0 x 10・6 (m2/s) α'p=1.00 x 10-12 (m2/s)
�co
Time=0.350 (s)
Time step =1.00 x 10-5 (s) Fig.4-2. Temperature distribution of C 1 coke obtained
with use of ADI scheme.
-
48-ここでαJαeとしづ値は第2章 2. 5で述べたように、 対流および稿射の影響が無視でき る場合には、試料の細孔構造に固有な値であり、マトリックスの材質および性状には左右
コークスに関しでも200K'"'-'1600Kの温 れない値である。 また第2章2.4.2 で述べたように、
度範囲ではん<<kーとなり、気孔部分の対流および璃射の影響が無視できる。 よってα川旬、
αJαeはFig.4-3に示すようにαsの値とは無関係に一定値をと に対して無視できるので、
α Eはコークスの有効熱拡散率の約10倍に相当する る。 そこで計算時間を短縮するため、
2.0 x 10-5m2/sとした。 αpはαfに対して無視できる値として、計算の都合上10・12m2/sに設定 した。 またαJαeという値はαsには無関係なので、数値シミュレーションは任意の1温度 を想定して行えば良い。 得られた温度分布のが=1.0 における温度の平均値Ux.=l.Oから、 無
会 αa ・L_r α.
ι
ア
という定義から有効熱拡散率の ν L.._ずr L次元化有効熱拡散率αeを(3-1)式により求め、
αeに含まれる計算誤差を小さくするため、試料全域にわたって温度 推定値 αeを求めた。
上昇が認められる時間として熱拡散時間fは0.35sとした。
数値シミュレーションにより求めた、 各試料に対するαJαEの値をTable4-2 �こ示す。
(ω\NE
)ω対)R句、む
Temperature (K)
Fig.4-3. Diagram il1ustrating relationship between thermal diffusivity and effective thermal diffusivity.
レーザーフラッシュ法によるコークスの有効熱拡散率の各温度における測定値αmに、以 上の方法で得られたαJαEを掛けて、 固体部分の熱拡散率の推定値αMを求めた。
Table 4-2. Relationship between αsand αe of samples.
Sample
αJαe (ー)
C1 4.03
C2 3.88
C3 4.02
C4 4.95
C5 3.83
4.4結果および考察
C1'""C5の固体部分の熱拡散率の推定値α収をFig.4-4'""Fig.4-8に示す。 本研究により推定 した固体部分の熱拡散率を・で、笠井らによる推定値8)を×で示す。 本研究による推定値の エラーパーは95%信頼区間を示している。 笠井らによるαMの推定方法を以下に述べる。 ま ず気孔率Eと有効黙阿云導度keの関係が(4・1)式に従うとし気孔率rを 0%まで外挿すると、 固 体部分の熱伝導度九が得られる。
、、‘EEE，f 刊‘J ベノ- E 噌EEA/'al、\ 7κ 一一 ρしV 'κ
(4-1)
このようにして、各温度における九を求め、(4・2)式に示す温度依存式を得た。
ks
=
-0.758 + 6.34 x 10-3 T (W / mK) 373K:::; T三1673K (4-2)試料の比熱をCp、真密度をρとすると、国体部分の熱拡散率αmは -
50-α --ιーk_
リ 〆p (4-3)
として求めることができる。 またレーザーフラッ、ンュ法による有効熱拡散率の測定値をOで
示している。 第2章2.3および2.5で述べたように、 対流および蒋射の影響が無視できる場 合、 固体部分の熱拡散率と有効熱拡散率は比例関係にある。 ところが笠井らによる固体部分 の熱拡散率の推定値αmは、(4-1)式を適用する段階では有効熱拡散率の測定値αwと比例関
係にあるが、最小2乗法により(4-2)式を得た段階でαmとの比例関係が崩れている。 これは 丸とkeの関係が(4・1)式に従わないためである。 また気孔率が50%程度ある試料の有効熱拡散 率と国体部分の熱拡散率の値がほぼ一致するとしづ奇異な結果を示している。 これは第2章 2.3で示した多孔質鉄試料の測定結果と大きく異なる。 これに対して本研究の推定値は、 有 効熱拡散率の測定値に一定値αJα eを掛けたものである。 したがって有効熱拡散率の測定 値と固体部分の熱拡散率の推定値が比例関係にあることは明白である。
'BaaP、J
ρ=1.95x103 kg/m30
採 ; : 2 3
rm州仔usivity ε=5 0.1 0/0 歪Thermal di仔usivity of solid pa do=109μm (This work)L
E
=188nm ×Thermal di仔悶vity of釧d pa (Kasai et al.)を 主 主
x
× o X X o
0 0 0
重 重 霊童
x o x o