實驗的模擬車廂溫度分別在 1770sec、1470sec 及 1560sec 時刻達到 60℃。
當實驗箱的溫度一旦達到設定溫度後，風扇便同時啟動而發揮強制對流的 效應，三組實驗的實驗箱溫度均呈現劇降的情形，當溫度降到一定程度後 將就會緩和續降並達到穩定狀態(steady state)。倘若以量化數據檢視達到穩 定狀態的時間，在此定義相對溫度差值(relative temperature difference)θr如 下
式中Tt與Tt-Δt代表二個相近時間間距的實驗箱測量溫度值；本論文定義 θr
≦1%即為穩定狀態。
再從圖 4.1 的數據顯示，圖中的三條曲線（#1、#2 及#3）在風扇開始 啟動之後，實驗箱溫度呈現急劇降溫的情形，然而分別歷經 450sec、180sec 及 240sec 之後，溫度振盪變化幅度已逐漸減小到 θr≦1%的穩定狀態；在此 同時，實驗箱溫度分別降低至 36℃、50℃及 39.1℃。
緊接著讓我們透過強制對流形成的相對溫降(relative temperature drop) θd，用以分析風扇裝置形式的功效，結果如圖 4.2 所示，其中橫座標為風扇
式中 ΔT 表示設定溫度 To與實驗箱的溫差(temperature difference)；相對溫 降 θd的單位為%。
從圖 4.2 可清楚的看出，在風扇開始運作 60sec 之後，三組實驗的相對 溫降分別為 24.7%、15.8%及 29.5%。據此得知，採用風扇進行強制對流而 降低實驗箱內的溫度，效果依序為吹氣（#3）、抽氣（#1）、吹抽氣（#2），
其中吹抽氣（#2）的溫降效果遠低於前二種風扇安裝形式。若再繼續進行 實驗測試，顯然實驗箱內的溫度仍會持續的降低，當風扇運作到 120sec 之 後，三組實驗的相對溫降又分別達到 30.0%、17.3%及 32.3%。由此觀之，
實驗箱內的溫降效果已不再有前 60sec 之劇降情形；在此期間，抽氣（#1）
依據理想氣體定律(ideal gas law)（杜鳳棋、王鴻烈，2010）得知，氣體 溫度 T 的改變直接引起壓力(pressure)P 和密度(density)ρ 的變化，可採用理 想氣體的狀態方程式(equation of state)描述如下
RT ρ
=
P
(4.3)式中 P 為絕對壓力(absolute pressure)，R 為氣體常數(gas constant)，標準狀 況下的空氣氣體常數為 286.9J/kg.K。
的冷空氣，在剛進入箱內後又被相鄰的另一個風扇抽出，因此排除熱量的
運作電流與電壓分別為 0.25A¯18.2V、0.20A¯13.7V 及 0.15A¯10.0V，風 扇啟動運轉的設定溫度為 60℃，三組實驗均為抽氣形態。從圖 4.3 的三條 流與電壓分別為 0.23A¯16V 及 0.18A¯12.3V；風扇啟動運轉的設定溫度為
60℃。倘若合併考慮外界溫度 Ta的影響，故縱座標採用相對於外界溫度之 表示法 T/Ta，結果繪示如圖4.5。由圖中的曲線分布可看出二組實驗的趨勢 相同，量化數值的差異相當小，例如當風扇開始運作300sec 時（to=300sec），
相對溫度 T/Ta之值分別降低30.6%與 26.1%；當 to=600sec 時，則分別降低 35.9%與 34.4%，差距幅度雖逐漸縮小，但在持續的風扇運轉期間，實驗#6 的熱散逸效果仍較實驗#10 為佳，此足以再次證明降溫效果與風扇轉速成正 比的關係。
當風扇改變成吹氣形態，再進一步分析風扇在不同轉速（負載）情況 下，對於降低實驗箱內溫度的效果。針對吹氣形態的熱散逸，我們進行三 組實驗（實驗測試編號#5、#9 及#13）的分析，運作電流與電壓分別為 0.25A¯18.2V、0.20A¯13.7V 及 0.15A¯10.0V，風扇啟動運轉的設定溫度 為 60℃。經由實驗獲得的結果如圖 4.6 所示，從圖中三組實驗所描繪的曲 31.2%、27.0%及 26.2%，顯然降溫效果與風扇轉速成存在正比關連性；直
到時間 to=300sec，相對溫降 θd分別為34.6%、30.7%及 29.5%。據此得知，
降溫效果隨著風扇轉速增加會有極為顯著的增大。
圖 4.8 為實驗測試編號#7 與#11 之風扇吹氣轉數的影響評估，其中縱座 標採用相對於外界溫度之表示法 T/Ta。從圖中的曲線分布可看出，二組實 驗的分布情形亦相同，根據量化數值的結果顯示，二組數據值的差異相當 小；當風扇開始運作 300sec 時（to=300sec），實驗#7 與#11 之相對溫度 T/Ta 之值分別降低 42.4%與 44%；當 to=600sec 時，則分別降低 43.7%與 46.9%，
差距幅度仍持續再增加；即使風扇持續運作至 1200sec 時，T/Ta之值分別降 低 46.9%與 50.2%。由此可見，風扇吹氣運轉的效果沒有與抽氣運轉並不完 全相同，也就是降溫效果與風扇轉速並不存在正比的關係。
進一步透過熱傳遞的基本原理探究上述原因發現，在密閉的實驗箱 中，由於鄰近車頂部的空氣溫度將高於底部溫度，因此在車廂內的空氣密 度在重力方向呈遞增的趨勢。在此狀況下，由於頂部較疏的空氣重力小於 底部較密的空氣重力，故車廂內的空氣會呈現穩定狀態(stable state)，不會 有容積流體移動(bulk fluid motion)的現象。在上述的描述狀況下，縱使風扇 吹氣轉速較大，仍無助於將車廂內原有高溫之積熱散逸掉。
第 4.2 節 自然對流與蒸發熱散逸之效用
20sec（#15）、30sec（#16）及 60sec（#17）等四種狀況；經由實驗測量所 得到的結果，分別如圖 4.9~圖 4.12 所示。從上述的四個圖清楚可見，所有 的曲線分佈趨勢都相當一致，其中上方曲線為完全封閉狀態下的實驗箱內 溫度 T1，下方曲線則為設有「汽車車廂節制高溫裝置」情況下的實驗箱內 溫度 T2；溫度 T1與 T2會出現明顯的差異，主要是設有「汽車車廂節制高 溫裝置」的狀況下會存在自然對流效應，使得實驗箱的隔離室 2 會產生熱
對流，藉由「汽車車廂節制高溫裝置」的造型設計，直接將溫度高、密度 距分別為 10、20、30 及 60sec（Test No.分別為#14、#15、#16 及#17），對 於溫差 T2-Ta並沒有規律性的增加或減少的情形。據此可暸解噴灑時間間距
表 4.1 自然對流之降溫情況
們從表 4.2 的噴灑冷卻劑後最低溫 Tmin (℃)與平均溫度 Tavg (℃)數據發現， 關系列之實驗例（Test No.分別為#17、#18 及#19）的數據來看，實驗例#17 與#18 的酒精容積含量分別為 0%與 10%，噴灑冷卻劑後最低溫 Tmin分別為 45.1℃與 45.8℃，相差僅 1.6%；平均溫度 Tavg則均為 56.8℃，數值完全相 同。由此可見，酒精容積在小量差異狀況下，並不影響蒸發熱散逸的效果。
然而，若再將冷卻劑成份中的酒精容積比例增加至 50%（Test No. #19），
則由表 4.2 的數據反映出蒸發熱散逸效果反而降低，其中 Tmin降至52.3℃、
Tavg也只降至 58.5℃，顯見酒精容積含量越大，蒸發熱散逸的效果越差。
最後，再從相對降溫比值(T2-Tmin)/Ta 來觀察自然對流與蒸發熱散逸合 併效應，結果可發現，在同時考量到外界溫度 Ta的情況下，實驗例#14~#19 的相對降溫比值由 1.08 規律性減至 0.42，亦即使用純水、噴灑時間間距越 密集，則蒸發熱散逸效果就會越好。若單純只考慮蒸發熱散逸的降溫效應，
我們可透過 T2-Tavg的結果來評估，從 4.2 可得知在實驗例#14 的條件下，
最大的蒸發熱散逸可使溫度降低約 6.9℃。