• Journal of Acupuncture Research
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• 제18권6호
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• pp.171-187
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• 2001

Objective : Moxibustion has been proved efficacious for many diseases, but isn't widespread in the clinics due to a danger of skin burning, the smoke produced while burning a moxa combustion and so on. Therefore, another type of moxa that can be resolved these troubles is required. To improve the effect of moxibustion and develop the new thermal stimulating treatment, the performance of commercial moxibustion widely used are studied systematically and found out quantitatively. Methods : We have selected two types (small-size moxa A(sMA), small-size moxa B (sMB)) among small-size moxaes used widely in the clinic. We examined combustion time, various temperatures, temperature gradient in each period during a combustion of moxa. Results : 1. The combustion time in the preheating period appeared somewhat longer in sMA than in sMB. 2, The combustion time in the heating period appeared longer in sMA by 26% than in sMB. 3. The average temperature in the heating period was $37.6{\sim}37.8^{\circ}C\;in\;sMA\;and\;36.2{\sim}36.8^{\circ}C$ in sMB and the maximum temperature measured at a center of contact surface in sMA was $48.6^{\circ}C$, higher by over $2.8^{\circ}C$ than that of sMB moxibustion. 4. The average ascending temperature gradient in the heating period was $0.08{\sim}0.1^{\circ}C/sec$ in both moxaes, and the average ascending temperature gradient of heating period in sMB appeared larger. The maximum ascending temperature gradient appeared higher in sMB, and the time reaching maximum ascending temperature gradient appeared much earlier in sMA than in sMB. 5. The combustion time in the retaining period was around 100 sec in sMA and around 275 sec in sMB. 6. The average temperature in the retaining period was $42.2{\sim}46.0^{\circ}C\;in\;sMA\;and\;39.3{\sim}41.4^{\circ}C/sec$ in sMB. The minimum temperature in the retaining period was over $38.80^{\circ}C$ in sMA but just $34.7^{\circ}C$ in sMB. 7. The average descending temperature gradient in sMA was $-0.050{\sim}0.067^{\circ}C/sec$ and in sMB was $-0.030{\sim}0.037^{\circ}C/sec$ 8. The combustion time in the cooling period appeared longer over two times in sMA than in sMB, and the time which the cooling period (minimum temperature) finished at appeared later in sMB by 55 sec. 9. We classified the combustion process that the measured temperature rose over body heat($37^{\circ}C$) into the effective combustion period. The effective combustion time was 233.3 sec in sMA and 300.4 sec in sMB respectively, and was longer by about 29% in sMB. The average temperature and maximum temperature in the effective combustion time appeared higher in sMA. The time taken until the maximum temperature was reached was 225.1 sec in sMA and 244.5 sec in sMB, faster by about 20 sec in sMA. The maximum ascending temperature gradient during the effective combustion period appeared larger about 1.4 times in sMB, but the time when the maximum ascending temperature gradient happened was faster in sMA. Conclusion : It appears that sMB, compared with sMA, is proper if necessary to apply the long time and weak stimulus, because of the gentle stimulus during the relatively longer time. In contrast, sMA that the symmetrical combustion happened is proper if necessary to apply the short time and strong stimulus.

• 한국추진공학회:학술대회논문집
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• 한국추진공학회 2003년도 제20회 춘계학술대회 논문집
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• pp.91-93
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• 2003

A comprehensive numerical study is carried out to investigate for the understanding of the flow evolution and flame development in a supersonic combustor with normal injection of ncumally injecting hydrogen in airsupersonic flows. The formulation treats the complete conservation equations of mass, momentum, energy, and species concentration for a multi-component chemically reacting system. For the numerical simulation of supersonic combustion, multi-species Navier-Stokes equations and detailed chemistry of H2-Air is considered. It also accommodates a finite-rate chemical kinetics mechanism of hydrogen-air combustion GRI-Mech. 2.11[1], which consists of nine species and twenty-five reaction steps. Turbulence closure is achieved by means of a k-two-equation model (2). The governing equations are spatially discretized using a finite-volume approach, and temporally integrated by means of a second-order accurate implicit scheme (3-5).The supersonic combustor consists of a flat channel of 10 cm height and a fuel-injection slit of 0.1 cm width located at 10 cm downstream of the inlet. A cavity of 5 cm height and 20 cm width is installed at 15 cm downstream of the injection slit. A total of 936160 grids are used for the main-combustor flow passage, and 159161 grids for the cavity. The grids are clustered in the flow direction near the fuel injector and cavity, as well as in the vertical direction near the bottom wall. The no-slip and adiabatic conditions are assumed throughout the entire wall boundary. As a specific example, the inflow Mach number is assumed to be 3, and the temperature and pressure are 600 K and 0.1 MPa, respectively. Gaseous hydrogen at a temperature of 151.5 K is injected normal to the wall from a choked injector.A series of calculations were carried out by varying the fuel injection pressure from 0.5 to 1.5MPa. This amounts to changing the fuel mass flow rate or the overall equivalence ratio for different operating regimes. Figure 1 shows the instantaneous temperature fields in the supersonic combustor at four different conditions. The dark blue region represents the hot burned gases. At the fuel injection pressure of 0.5 MPa, the flame is stably anchored, but the flow field exhibits a high-amplitude oscillation. At the fuel injection pressure of 1.0 MPa, the Mach reflection occurs ahead of the injector. The interaction between the incoming air and the injection flow becomes much more complex, and the fuel/air mixing is strongly enhanced. The Mach reflection oscillates and results in a strong fluctuation in the combustor wall pressure. At the fuel injection pressure of 1.5MPa, the flow inside the combustor becomes nearly choked and the Mach reflection is displaced forward. The leading shock wave moves slowly toward the inlet, and eventually causes the combustor-upstart due to the thermal choking. The cavity appears to play a secondary role in driving the flow unsteadiness, in spite of its influence on the fuel/air mixing and flame evolution. Further investigation is necessary on this issue. The present study features detailed resolution of the flow and flame dynamics in the combustor, which was not typically available in most of the previous works. In particular, the oscillatory flow characteristics are captured at a scale sufficient to identify the underlying physical mechanisms. Much of the flow unsteadiness is not related to the cavity, but rather to the intrinsic unsteadiness in the flowfield, as also shown experimentally by Ben-Yakar et al. [6], The interactions between the unsteady flow and flame evolution may cause a large excursion of flow oscillation. The work appears to be the first of its kind in the numerical study of combustion oscillations in a supersonic combustor, although a similar phenomenon was previously reported experimentally. A more comprehensive discussion will be given in the final paper presented at the colloquium.

• 한국세라믹학회지
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• 제38권12호
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• pp.1123-1131
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• 2001

재활용 $Al_2$O$_3$분말인 구조재료용 $Al_2$O$_3$세라믹스의 분쇄분말과 폐Al$_2$O$_3$흡착제의 첨가량과 입경에 따른 재생 $Al_2$O$_3$세라믹스의 소결특성을 조사하였다. 1,$650^{\circ}C$에서 5시간 소결한 순수 $Al_2$O$_3$시편을 급랭하여 분쇄한 -40과 +40$\mu$m의 $Al_2$O$_3$분말과 폐Al$_2$O$_3$흡착제를 순수한 $Al_2$O$_3$분말에 10~50wt% 첨가한 후, 재소결하여 재생 $Al_2$O$_3$세라믹스를 제조하였다. 재활용 $Al_2$O$_3$분말의 첨가량과 입경에 관계없이 소결온도가 증가함에 따라 시편의 밀도와 3점곡강도는 증가하였으나, 동일 소결온도에서는 재활용 $Al_2$O$_3$분말의 첨가량이 증가함에 따라 밀도와 3점곡강도는 감소하였다. ~30wt%의 $Al_2$O$_3$분쇄분말(-40$\mu$m), ~20wt%의 $Al_2$O$_3$분쇄분말(+40$\mu$m) 및 10wt%의 폐Al$_2$O$_3$흡착제를 첨가한 시편의 3점곡강도는 200MPa 이상이었다. 재생 $Al_2$O$_3$시편의 치밀화를 위하여 5~20wt%의 폐유리분말을 첨가하여 1200~1$650^{\circ}C$에서 5시간 소결한 시편은 폐유리분말의 첨가량이 증가함에 따라 최대 밀도와 3점곡강도를 나타내는 온도는 감소하였으나, 140$0^{\circ}C$이상에서는 페유리분말을 첨가하지 않은 시편에 비하여 밀도와 3점곡강도가 감소하여 재생 $Al_2$O$_3$세라믹스의 소결성 향상에는 기여하지 못하였다.

• Tuberculosis and Respiratory Diseases
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• 제50권5호
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• pp.540-548
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• 2001

Backgrounds : Because ventilator-induced lung injury is partly dependent on the intensity of vascular flow, we hypothesized that hypothermia may attenuate the degree of such an injury through a reduced cardiac output. Methods : Twenty-seven male Sprague-Dawley rats were randomly assigned to normothermia ($37{\pm}1^{\circ}C$)-injurious ventilation (NT-V) group (n=10), hypothermia ($27{\pm}1^{\circ}C$)-injurious ventilation (HT-V) group (n=10), or nonventilated control group (n=7). The two thermal groups were subjected to injurious mechanical ventilation for 20 min with peak airway pressure 30 cm $H_2O$ at zero positive end-expiratory pressure, which was translated to tidal volume $54{\pm}6\;ml$ in the NT-V group and $53{\pm}4\;ml$ in the HT-V group (p>0.05). Results : Pressure-volume (P-V) curve after the injurious ventilation was almost identical to the baseline P-V curve in the HT-V group, whereas it was shifted rightward in the NT-V group. On gross inspection, the lungs of the HT-V group appeared smaller in size, and showed less hemorrhage especially at the dependent regions, than the lungs of the NT-V group. [Wet lung weight (g)/body weight (kg)] ($1.6{\pm}0.1$ vs $2.4{\pm}1.2$ ; p=0.014) and [wet lung weight/dry lung weight] ($5.0{\pm}0.1$ vs $6.1{\pm}0.8$ ; p=0.046) of the HT-V group were both lower than those of the NT-V group, while not different from those of the control group($1.4{\pm}0.4$, $4.8{\pm}0.4$, respectively). Protein concentration of the BAL fluid of the HT-V group was lower than that of the NT-V group($1,374{\pm}726\;ug/ml$ vs $3,471{\pm}1,985\;ug/ml$;p=0.003). Lactic dehydrogenase level of the BAL fluid of the HT-V group was lower than that of the NT-V group ($0.18{\pm}0.10\;unit/ml$ vs $0.43{\pm}0.22\;unit/ml$;p=0.046). Conclusions : Hypothermia attenuated pulmonary hemorrhage, permeability pulmonary edema, and alveolar cellular injuries associated with injurious mechanical ventilation, and preserved normal P-V characteristics of the lung in rats.

• Korean Chemical Engineering Research
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• 제50권2호
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• pp.365-370
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• 2012

국내 초임계 석탄화력발전소에 연소 후 $CO_2$ 포집공정을 설치하였을 경우에 예상되는 발전단가와 $CO_2$ 저감비용(Cost of $CO_2$ avoided)을 산출하였다. 본 연구에서 고려된 연소 후 $CO_2$ 포집기술은 이미 상업적으로 적용이 가능하고, 기존의 화력발전에 적용이 용이한 아민 화합물을 이용한 화학 흡수법을 기초로 하였으며, 경제성 평가를 위해 연간 발생하는 비용 및 발전량을 연간 균등화(Levelized)하여 발전단가를 산정하는 수명기간 중 발전단가 분석(LCCA: Life Cycle Cost Analysis) 방식을 활용하여 분석하였다. 경제성 평가에서 가장 중요한 항목 중 하나인 설비 투자비(건설비 등) 및 운영비 산출을 위해, 기존의 $CO_2$ 포집 설비가 없는 기준 석탄화력발전소의 건설비는 IEA(국제에너지기구)에서 제시하는 국내 초임계석탄화력 발전소(순출력 767 MW급)의 데이터를 활용하였으며, 석탄화력발전소에 $CO_2$ 포집설비가 추가된 경우에도 IEA에서 제시하는 기준 석탄화력발전소와 $CO_2$ 포집설비 설치 후의 OECD 평균 순공사비(Overnight cost) 증감분을 참조하여 계산하였다. 상기 데이터를 이용하여 기존 석탄화력발전소 및 $CO_2$ 포집 설비 설치 후의 발전단가 및 $CO_2$ 포집비용을 분석한 결과 $CO_2$ 포집설비 설치 후 발전 효율은 기존 초임계 석탄화력발전소의 발전효율 41%에서 31.6%로 약 9.4%가 저하되었으며, 발전단가는 기존의 45.5 USD/MWh에서 73.9 USD/MWh로 약 62%가 증가되었고 $CO_2$ 포집비용은 41.3 USD/$tCO_2$로 산출되었다.

• 대한지리학회지
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• 제40권
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• pp.1-13
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• 1989

도시기후와 같은 소기후를 연구하기 위하여는 도시는 물론 그 주변의 농촌지역에 이르기까지 조밀한 기상관측망이 필요하다. 그러나 한국에서 뿐만 아니라 선진제국에서도 기상관측망의 밀도가 도시기후를 파악하기에 충분할 만큼 조밀하지 못한 실정에 있다. 이러한 상항하에서 도시기후에 관하여 연구하려면 기초자료부터 측정하여야하는 어려움이 있으며, 따라서 그 연구의 필요성은 절감하면서도 실제적인 연구는 극히 부진하여 그 범위도 대단히 한정되어 있다. 1960년에 TIROS 1호가 미국에서 발사된 이래 다수의 기상위성이 궤도상에서 선회하며 많은 기상정보를 지상으로 보내주고 있다. 그리하여 현장관측이 어려운 각종 기상현상에 관한 정보를 짧은 시간안에, 그리고 경우에 따라서는 적은 비용으로 입수할 수 있게 됨으로써 기상연구에 박차가 가하여지게 되었다. 특히 최근에는 컴퓨터 프로그램의 발달과 더불어 해상력이 1km인 AVHRR의 영상을 대축척으로 확대하여 사용할 수 있게 되는 한편 여러가지 오류도 수정할 수 있게 되었다. 그리고 이들 위성으로부터 관측된 열적외선 영상은 도시열섬을 나타내는데 있어서 중용한 자료로 사용할 수 있게 되었다. 본 연구에서는 원격탐사 기법에 의한 도시열섬 연구의 가능성을 타진하여 보고자 NOAA AVHRR 영상을 이용하여 남한지역의 도시열섬의 존재와 수도권지역 열섬의 강도 및 형태를 알아보고 나아가 도시열섬과 여러 도시현상간의 관계를 밝혀 보고자 한다.

• 청정기술
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• 제21권1호
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• pp.76-82
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• 2015

휘발성 유기 화합물(volatile organic compounds, VOC)이 없는 접착제가 환경 보호 및 산업체 종사자의 건강을 보호하기위해 산업계에서 많은 관심을 받고 있으며, 본 논문에서는 에폭시 수지를 용매처럼 사용하여 유기용매를 사용하지 않아 유해 물질을 발생시키지 않으면서 상온에서 보관성이 좋은 잠재성 접착소재의 조성물 배합비에 관한 연구를 수행하였다. 바인더 재료인 에폭시 수지에 다양한 경화제 함량을 사용하여 기계적 강도, 열적 특성, 충격 특성 및 전단강도 실험을 진행하여 에폭시 수지 대비 경화제의 최적 조성비를 파악하는 실험을 실시하였다. 에폭시 경화물 시험편의 탄성계수, 인장강도, 신율 등의 기계적 강도는 만능시험기(universal testing machine, UTM)로 측정하였고, 각 조성물의 충격저항성 및 접착 강도 또한 충격시험기(izod impact tester)와 UTM으로 측정하였다. 인장강도, 탄성계수, 신율 및 충격 강도에서는 화학양론비에 근접한 에폭시 수지 대비 0.9당량의 경화제 함량 조성물에서 다른 함량 조건에 비해 우수한 결과를 보여주었으며, 동역학분석기(dynamic mechanical analysis, DMA)를 통한 열적 특성 조사에서는 0.7 당량의 경화제 함량 조성물에서 가장 높은 tanδ 값이 관찰되었다. 주사전자현미경을 이용한 에폭시-경화제 경화물의 파단면 모폴로지 관찰에서는 경화제 함량증가에 따라 파단면에서 crack에 의한 물결모양의 미세한 선들이 증가함을 보여주었다. 경화물의 시험시편 실험 결과를 통해서 0.9 당량의 경화제 함량 경화물이 기계적 강도가 우수하고 0.7 당량 조성물의 경화 시험편이 열적 및 접착 강도 측면에서 뛰어남을 알 수 있었다. 또한 잠재성 경화제를 사용한 조성물의 점도 변화를 측정하여 상온에서의 저장 안정성이 뛰어남을 확인하였다.

• 한국응용곤충학회지
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• 제49권4호
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• pp.305-312
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• 2010

흑다리긴노린재 [Paromius exiguus (Distant)]의 온도에 따른 발육 시험을 15, 17.5, 20, 22.5, 25, 27.5, 30, 32.5, $35{\pm}1^{\circ}C$의 9개 항온, 광주기 14L:10D, 상대습도 20-30% 조건에서 수행하였다. 알은 $15^{\circ}C$에서 발육하지 못하였으며 $17.5^{\circ}C$에서 발육기간이 28.2일로 가장 길었고 온도가 증가함에 따라 짧아져 $35^{\circ}C$에서 5.9일이 소요되었다. 약층은 $17.5^{\circ}C$와 $35^{\circ}C$에서 1령 약층을 넘기지 못하고 모두 사망하였으나, $20-32.5^{\circ}C$ 범위에서는 온도가 증가할수록 발육기간이 짧아지는 경향을 보였고, 4령을 제외한 모든 영기에서 $32.5^{\circ}C$에서의 발육기간이 $30^{\circ}C$와 같거나 더 길어져 발육속도가 둔화되는 경향을 보였다. 온도와 발육율과의 관계를 설명하기 위해 선형 및 3개의 비선형(Briere 1, Lactin 2, Logan 6) 모형을 사용하여 분석하였다. 선형모형을 이용하여 추정한 알과 전체 약층발육의 발육영점온도는 $13.8^{\circ}C$와 $15.3^{\circ}C$였으며 발육 유효적산온도는 각각 109.9, 312.5DD였다. 3가지 비선형 모형 종 Logan-6 모형이 모든 발육단계에서 온도와 발육율과의 관계를 가장 잘 설명하였다 ($r^2$=0.94-0.99). 알 및 유충의 발육단계별 발육완료 분포는 3-parameter Weibull 함수를 사용하였으며 모든 발육단계에서 높은 $r^2$ (0.91-0.99) 값을 보여 양호한 모형 적합성을 보였다.

• 한국응용곤충학회지
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• 제47권2호
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• pp.163-168
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• 2008

가지잎에서 점박이응애의 온도에 따른 발육 특성을 조사한 결과 17, 22, 27, 32, $37^{\circ}C$에서 점박이응애의 사충률은 $27^{\circ}C$를 기준으로 온도가 올라가거나 내려감에 따라 증가하였고, 부화율은 $17^{\circ}C$와 $37^{\circ}C$에서 낮았다. 발육기간은 온도가 높아짐에 따라 감소하는 경향을 보이고 $37^{\circ}C$에서 5.3일로 가장 짧고, $17^{\circ}C$에서 25.8일로 가장 길었다. 온도와 발육률의 관계를 직선회귀에 의해 분석한 결과 $r^2$값이 0.88 이상으로 본 실험에서 수행한 온도 $17{\sim}37^{\circ}C$범위에서 점박이응애의 발육은 직선회귀에 부합되었다. 발육영점온도는 전체약충기간이 암컷 $12.5^{\circ}C$, 수컷 $12.8^{\circ}C$이었고, 전체약충기간의 유효적산온도는 암컷 80.5,수컷 74.7일도였다. 성충의 수명과 산란기간은 온도가 올라감에 따라 짧아졌고, 암수의 비교에 있어서 암컷이 수컷에 비해 수명이 길었다. 온도에 따른 산란수는 $27^{\circ}C$에서 141.0개로 가장 많았으며, $37^{\circ}C$에서 78.0개로 가장 적어 온도에 따른 변이가 컸다. 온도에 따른 부화율과 암컷의 비율도 $27^{\circ}C$를 정점으로 온도가 높아지거나 낮아지면 감소하였다. 점박이응애의 $R_o$ (순증가율)는 온도가 $27^{\circ}C$를 정점으로 온도가 높아지거나 낮아지면 감소하였고, $r_m$ (내적자연증가율)은 온도가 높아짐에 따라 같이 높아져 $37^{\circ}C$에서 최고치인 0.5652였으며, ${\lambda}$ (기간증가율)도 온도가 높아짐에 따라 높아졌다. DT (배수기간)와 T (평균세대기간)는 온도가 올라감에 따라 감소하였다.

• 한국패류학회지
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• 제31권2호
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• pp.103-112
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• 2015

해만가리비는 남해 해역에서 양식이 되고 있는 품종이다. 국립수산과학원은 동해 남부 해역에서 해만가리비 양식기술을 개발하고자 하였다. 산란 유도를 위해 간출자극과 $23^{\circ}C$로 조정된 수온자극을 실시하였다. 해만가리비의 산란량은 총 105,58 만 개 이였다. 수정률은 91.3%로 9,394 만 개가 수정되었다. 수정란은 원형으로 $54.1{\pm}0.04-67.4{\pm}0.12{\mu}m$로 평균 직경이 $61.7{\pm}0.05{\mu}m$이였다. 약 5일 후에는 초기원각 (prodissoconch shell) 을 형성하여 각정기 유생기 (umbo stage larva) 가 시작되며 각정 (umbones) 이 형성되었다. 약 8일후에는 $150.4-204.8{\mu}m$ (평균 $179.7{\pm}8.4{\mu}m$) 크기의 부유유생이 되어 섬모가 있고 발 (foot) 과 안점 (eye spot) 이 생성되었다. 수정 후 10일 후에는 평균 각장 $235.4{\pm}9.7{\mu}m$ 로 성장 하였으며 팜사나 경심망 등의 기질에 부착하여 부착치 패가 되었다. 치패 각장 성장은 22.71 mm 이였으며, 8월에 47.19 mm, 10월에 60.43 mm, 12월 72.40 mm 로 성장하였다. 전중량은 6월 이식 당시에는 2.0 g 이였으나 10월에 32.7 g으로 증가하였으며 12월에는 46.6 g 으로 증가하였다. 해만가리비의 일간 성장률은 각장의 경우, 4-6월이 0.35 mm/day, 6-8월 0.41 mm/day로 큰 폭으로 성장하였다.