住宅單元之實尺寸火災特性分析

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(1)一、前言適當的防範措施可以避免火災發生、或降低火災所衍生的損害，一旦發生不可預期的火災，在短時間內將其迅速撲滅將是重要關鍵；因此，找尋火災發生原因、發生經過及最佳滅火方式，是目前急需進行的防火消防研究工作。另一方面，與防火消防相關法規之訂定更是不可延宕，完善的法規要求可以達到預先防範和有效控管的積極目標。藉著與建築防火、建築性能及建築材料相關之實驗研究，吾人可以研訂基準規範，提供法規研修參考，以確保居住安全及環境品質；同時推動建築產業新材料、新技術、新工法、新設備之研究開發，以促進建築產業升級。內政部建築研究所已建立完成的 10MW 大尺度燃燒分析裝置和燃燒氣體排放連續線上分析系統，可用於量測分析大型物件或結構體於開放空間燃燒過程之引燃特性、熱釋放率、質量損失率、有效發熱量、發煙特性、及煙毒分析等。為充分掌握大尺度燃燒分析裝置的操控性能，得以順利執行未來相關檢測及研究工作，本計畫將提升試體的火載量以達系統設計容量，經由實際量測分析經驗，來建立不同火載量試體的標準實驗程序以及實驗安全措施。實驗測試中，將選用各式住宅單元作為不同火載量試體，實尺寸火災特性測試結果將彙整建立成資料庫，進一步可提供各式建築防火、或煙控設計所需的基本實尺寸火災特性資料。吾人於此針對大尺度燃燒分析裝置之研究發展，進行相關文獻回顧，說明如下：. 1-1 大尺度火災分析之研究 Sundström 和 Göransson【1】依照 ISO 9705 標準所規範之大尺度房間 /角落測試(room- corner test)方法，配合 NT FIRE 025 標準【2】定義之點火源（前十分鐘使用 100kW 固定功率，接著使用 300kW 加以點燃）來測試物體燃燒情況。大尺度燃燒測試結果可分類成 A、B、C、D、E 五種情. 1.

(2) 況：A 級屬於限度內燃燒，無閃燃(flash over)發生，材料以無機羊毛(mineral wool)和石膏板為主；B 級在燃燒測試時間 20 分鐘內不會有閃燃發生，主要以輕質壁紙(light wall-paper)為主；C 級當點火源增至 300kW 兩分鐘後，有閃燃發生，以木質之防火被覆材料為主；D 級在點火源增至 300kW 時，馬上發生閃燃現象，以重質壁紙(heavy wall-paper)為主；E 級在受到初期點火源 100kW 兩分鐘後，即發生閃燃，以固態木質物品為主。文中並提到當熱釋放率（Rate of Heat Release, RHR）達到 1000kW 時，會引起閃燃現象。 NT FIRE 025 標準主要是表面襯裡(surface linings)、牆以及天花板之大尺度測試規範，其點火源相當大(100kW)，可模擬充滿廢紙籃子之起火情形。至於管路隔離保護(pipe insulation)測試，則以 NT FIRE 036 標準為主【3】；將測試材料單獨覆蓋於天花板上，燃燒器置於離地面高 1m，熱源為 150kW，火焰衝擊天花板之面積為 1m2，隔離位置主要位於天花板上 20cm 的地方。以住宅和公共建築物來看，傢俱可視為較大型火災代表之一，NT FIRE 032 標準【4】可分析家俱起火時之火災特性，主要描述燃燒率如何成長以及傢俱起火時所具有的危險性。其測試方式和表面襯裡之測試相同，具有相當大能量之點火源，可藉由排氣管路的取樣分析結果，計算得到各式燃燒率以及量測黑煙生成率等，同時可以秤重平台了解家俱燃燒之質量消耗率以及淨燃燒熱。從 1988 年起，Wetterlund 和 Göransson【5】開始發展窗簾和布料之大尺度防火測試，主要是針對公共建築物，例如：旅館、餐廳、劇院以及非住宅區。早期對於紡織原料主要是以小尺度燃燒測試的可燃性為主，但是當紡織原料暴露於大火焰時，會表現出不同燃燒行為，因此需改以大尺度燃燒測試來分析。本方法主要使用無摺邊之非現成成品材料，縫合成一 3m×3m 試件，以高能量之點火源點火；結果顯示燃燒中的紡織原料有兩個主要風險，一為火焰傳撥速度相當快速，且涵蓋面積大，具有相當大之熱釋放率；另一為當窗簾燃燒後，部分會因為掉落而在短時間. 2.

(3) 引燃其它傢俱，造成更嚴重的火災。瑞典國家測試中心曾以小尺度燃燒測試和 ISO 9705 / NT FIRE 025 標準所規範房間/角落之大尺度測試，在同樣測試方式下，分析物體燃燒行為是否會受到火焰尺度不同而有所影響【6】。實驗方式是在長 9m、寬 6.75m、高 4.9m 之房間內，以表面加襯方式(surface lining)覆蓋於天花板和牆壁，氣體燃燒器放置於牆腳，點火源在開始十分鐘時以 100 kW 加熱，接著再以 300 kW 進行 10 分鐘，最後加熱至 900 kW；實驗進行時使用大型煙罩和排氣管設備來收集煙氣，連續量測 CO 以及黑煙產生率，並利用氧氣消耗量熱儀來計算熱釋放率。結果顯示有可燃鑲邊之無機羊毛 (mineral wool)和一般夾板(ordinary plywood)在大尺度和小尺度之燃燒測試皆會造成閃燃現象，而以夾板產生的時間較早、程度也較大；其原因係在燃燒過程中，有大量的炭屑從天花板掉落，提升熱釋放率，若無此效應，有襯裡之無機羊毛物產生閃燃速率將較快。為瞭解燃料燃燒之熱釋放率變化過程，尤其是複雜的固態燃料組列燃燒過程，Tewarson【7】於 1976 年，建立一小尺度火焰燃燒產物收集器(laboratory-scale fire products collector)，其火焰尺度(fire size)，亦即最大總熱釋放率(total heat release rate)約為 10kW。研究中使用不同燃料置於空氣中燃燒，包括甲烷、乙烷、聚苯乙烯以及甲基丙烷聚合物等。由收集器後端量測得到的燃燒產物溫度、流速、以及一氧化碳和二氧化碳的產生率，可以進而計算得到對流熱釋放率(convective heat release rate)及總熱釋放率；其特點為燃料的燃燒過程不與燃燒產物收集器相互作用，不須經過繁複的修正程序及能直接量測得到數據。由於一般災變現場的火焰尺度相當大，Heskestad【8】進而擴大發展建立一大尺度燃燒產物收集器，其火焰尺度可至 MW 級以上，其測試燃料為甲醇與木板架。 Babrauskas【9】利用燃燒產物收集器，對甚多燃料進行熱釋放率的分析，其中針對從木框架底部整體點燃及中間點燃的方式不同，提供了質量燃燒率的經驗公式。作者指出，對於整體點燃之寬鬆結構，質量燃 3.

(4) 燒率受表面控制，其參數包括初始質量和幾何結構。對於中間點燃方式而言，定義火焰蔓延至木框架邊緣時間為 to，且 to 與每層木條支數呈線性關係。在燃燒時間未達 to 前，質量燃燒率的參數為起始質量、燃燒時間、木條寬度和每層支數；在燃燒時間超過 to 後，其質量燃燒率則與整體點燃方式相同。由上述提供的經驗公式，吾人可以換算得到整體點燃的寬鬆結構，其質量變化隨著燃燒時間的二次方函數遞減，而密集結構則與燃燒時間成指數(exponential)關係遞減。接著，Bill 等人【10】利用燃燒產物收集器量測沙發椅(upholstered chair) 及彈簧床(standard hotel bed)的燃燒熱釋放率變化過程，其所用的燃燒產物收集器的最大對流熱釋放率尺度約為 1.5MW。結果發現實驗所用的二張沙發椅之最大總熱釋放率為 1.6 及 1.4MW，最大對流熱釋放率為最大總熱釋放率之 55%及 56%；而且燃燒變化過程亦不盡相同，即分別在 121 秒與 77 秒時熱釋放率開始快速成長，當達到最大熱釋放率後在下降。總熱釋放率下降的趨勢，比對流熱釋放率來的陡峭，乃因輻射熱釋放率迅速下降之故。最後在總熱釋放率約為 400kW，對流熱釋放率約為 250kW 時，兩者皆以穩定而極為緩慢的方式逐漸下降。為了研究自動撒水系統對於火災預防的效應，必須探討熱釋放率變化過程、和抑制火焰之臨界噴水率(required delivered density, RDD)。Lee【11, 12】研究包裝倉儲(pack storage)的火焰抑制特性，當包裝只有部分燃燒時，撒水頭在包裝上方開始噴水，直接噴至包裝頂部；同時定義 RDD 為：當噴水後，燃料熱釋放率迅速下降，而且未燃部分因為熱量供應不足，熱釋放率無法再次增高，所需之單位包裝頂部面積的臨界噴水率。影響 RDD 之參數為倉庫包裝的層數、擺置方式和噴水時的質量預焚百分比，結果發現隨倉庫包裝組別和質量預焚百分比的增加，抑制火焰所須之噴水率隨之增加。 Bill 等人【13】延續前期研究【10】之實驗，研究噴水至沙發以及彈簧床對於對流熱釋放率的影響，並決定其 RDD。和 Lee【11, 12】於前段 4.

(5) 所述之最大不同點，在於其噴水時間不以質量預焚百分比為參數，改以對流熱釋放率為參數，亦即當達到預定之對流熱釋放率時開始噴水。而且，因為沙發椅頂面並非對稱結構，水滴無法均勻的到達沙發椅表面，所以其噴水率校正是利用一邊長 31in 的正方形承水盤（約為沙發椅較長邊的寬度）置於 16 個矩陣分布的噴嘴下面 15in，以量測其單位面積噴水率。若由定性方面來比較其 RDD 的結果，則與 Lee 之實驗相同。民國 76 年，成大機械系經由國科會經費補助【14】，並借助於美國 FM 公司孔祥徵博士的技術協助，建立 1MW 大尺度燃燒分析裝置，以研究自動撒水系統對於火災的預防效應。此計畫主要配合模擬 Bill 等人【10】沙發椅燃燒之火焰尺度，而訂定木框架尺寸，且為密集結構。此實驗主要採用具有簡單三維結構的木框架為燃料，來模擬可燃傢俱之燃燒過程；由重量平台量測木框架的質量燃燒率及預焚百分比，輻射熱量計測量其輻射熱釋放率變化過程。同時建立一燃燒產物收集器來量測其對流熱釋放率及總熱釋放率變化過程。燃燒產物及環境空氣被吸入燃燒產物收集器內，經由同心圓板作用，使混合流體流至量測段時，形成均勻的溫度、速度及濃度分佈。因此，可利用 K 型熱電偶及雙向速度儀單點量測其溫度及速度，進而計算得對流熱釋放率；並抽取混合流體至氣體分析儀，量測其氧氣、CO 及 CO2 之質量分率，再計算得總熱釋放率。木框架火焰實驗於開放空間進行，以不同的噴水率，在不同質量預焚百分比下，直接噴水在不同層數的木框架上，用以分析其火焰抑制現象。在噴水狀況下，木框架燃燒所形成的熱釋放率，由噴水率、質量預焚百分比和木框架層數來修正。. 1-2 油盤實驗分析為了針對 10MW 大尺度燃燒分析裝置於實際燃燒時之穩定性及準確性作一校對，必須提供一個穩定的燃燒熱源作測試。從文獻中評估，油盤燃燒是最佳的選擇。一般來說，油盤的尺寸和發熱量有絕對的關係。. 5.

(6) Hottel 【15】於實驗中分析歸納出熱釋放率和油盤的關係，因而推算出整體之熱傳行為；當油盤直徑大於 1m，熱輻射將佔熱傳量的最大比例。一般研究大都以直徑幾公分之小油盤為主【16】，但是這些結果不能夠直接用來推論大油盤燃燒的情形，因為尺寸大小是相當大的關鍵。熱輻射在相對大型油盤燃燒火焰之重要性，猶如小型油盤火焰之熱傳導與熱對流效應。因此，我們對於大型油盤火焰的認知中有些亟待釐清的實驗細節。 Chatris等人【17】的實驗用1.5、3、4m直徑的油盤添加汽油及柴油為燃料來做比較，並透過燃油位差高低變化來測量決定燃燒率。實驗結果顯示，油盤燃燒主要分為三個階段。初始階段為發展期，火焰點燃後開始發展傳播，逐漸地覆蓋整個油盤表面，此時燃燒速率可達到最大值；第二階段，已經完全發展之火焰維持固定的燃燒速率，並持續一段時間；第三階段，火焰逐漸減小，燃燒速率繼續變小直到火焰熄滅為止。由本實驗發現，在第一階段時，一旦火焰傳播覆蓋到整個油盤表面，瞬間的燃燒速率就會有均勻加速的趨勢。至於外界風速的影響，對於直徑 1.5m和3m之油盤，風速低於2m/s時並不會受到影響；對於直徑4m之最大油盤，風速超過2m/s後，仍然會有某一程度的影響。完全發展火焰之燃燒率隨著直徑的增加而增加，當達到一最大值後，燃燒速率則呈現一個定值。以汽油為例，當直徑達到3m時，其最大燃燒速率約為0.077kg/m2s，不過柴油在此條件下並無法達到最大值。實驗中發現，在第三階段時，某些條件下會使油盤發生沸騰現象，主要和燃燒速率之增加有關，因此文中定義一參數Λ代表起始燃油深度和油盤表面積之比值。對於直徑 1.5m油盤，當Λ > 4mm/m2時，會產生沸騰的現象；而直徑3m油盤，當Λ > 1.5mm/m2時，趨勢和直徑1.5m油盤一樣，不過當Λ < 1.5mm/m2時，燃燒率不會增加，沸騰現象也就不再發生。因此，對於直徑3m油盤而言，其Λ 之極限值為1.5mm/m2，顯示燃油深度與沸騰現象有明顯的關聯性。在這些實驗中發現，燃燒速率只在開始沸騰時才增加，此時油盤內燃油深度. 6.

(7) 都是大於3mm，當燃燒速率不會增加時，燃油深度大都低於3mm。國內目前對於大尺度燃燒之實驗測試技術尚未完全發展建立，亦無具體可行之試驗規範。因此本研究將使用內政部建築研究所已建立完成的 10MW 大尺度燃燒分析裝置和燃燒氣體排放連續線上分析系統，針對不同火載量之油盤和木框架、以及實際住宅單元，進行開放空間燃燒過程測試，以建立不同火載量試體的標準實驗程序以及實驗安全措施。實尺寸火災特性測試結果將彙整建立成資料庫，進一步可提供各式建築防火、或煙控設計所需的基本實尺寸火災特性資料。. 7.

(8) 二、研究方法與進行步驟早期發展的燃燒產物收集器逐漸演變成目前所謂的圓錐量熱儀，世界上現有小尺度圓錐量熱儀約有 140 多套；至於大尺度燃燒產物收集器，火焰尺度可達 10MW 的燃燒分析裝置全世界現今亦有多套被建立，如：英國 BRE 的 FRS 部門，美國 UL 公司，和美國 FM 公司等。本案所規劃大尺度燃燒分析裝置，其火焰尺度將以 10MW 為目標之大型圓錐量熱儀(Cone Calorimeter)，需要搭配大型抽風機及量測儀器使用，其基本功能在於量測分析大型物件或結構體於開放空間燃燒過程之引燃特性、熱釋放率、質量損失率、有效發熱量、發煙特性、及毒氣分析等。與本裝置相關之主體基本設計、量測儀器配置及分析計算原理，可參考小型圓錐量熱儀設備標準，如：ASTM E1354 和 ISO 5660-1，以及全尺寸房間火災試驗標準，如：ISO 9705。. 2-1 實驗設備本研究所使用之大尺度燃燒分析裝置主要分為(1)集煙罩與各部分管路系統，(2)燃燒排氣連續線上分析系統。整體管路以 2mm 厚之 SUS304 鋼板所組裝，銜接之法蘭除了集煙罩另行訂定外，所有銜接法蘭皆採用 6mm 厚、90mm 寬之 SUS304 鋼板，並以角板補強；法蘭銜接方式採用 24 根 12mm 直徑螺栓固定，法蘭間則填置耐熱氣密墊片，詳細設備說明請參考內政部建築研究所 92 年度防火門遮煙試驗基準研究期末報告之 3-3 節部份。本裝置設置於建研所防火實驗群（國立成功大學歸仁校區）之綜合實驗室南端（鄰近部材防火實驗場），整體裝置由集煙罩、集煙彎管、混合管、量測段、排氣彎管、與排氣管所組成，實際整體設備組裝圖如圖 1 所示。大型物件或結構體將置於升降平台上進行燃燒試驗，試驗區之燃燒煙氣由集煙罩收集後垂直向上流動，經由集煙彎管轉成水平流入. 8.

(9) 混合管，經過量測段，再由排氣彎管及排氣管排出。集煙罩下緣距離地面至少 12m，下緣法蘭與牆面距離至少 4m；混合管和量測段為東西向擺置（可因前述之距離要求，採用斜置方式），量測段設置於綜合實驗室東邊五樓工作室；排氣管為南北向擺置，尾端穿出綜合實驗室南牆，再外接防火實驗群廢氣處理系統（圖 2 所示）。防火實驗群廢氣處理系統之大型抽風機，可提供本裝置之最大煙氣流率為 30m3/s。. 2-2 熱釋放率分析以油盤火焰校正 10MW 大尺度燃燒分析裝置之熱釋放率計算中，利用燃燒產物分析之方法有：(1)氧氣消耗法、(2)CO 及 CO2 生成法、(3)熱對流升溫法。其中前兩者為利用測量燃燒前後煙氣中氣體濃度消耗及生成量，藉由其單位質量變化產生之固定燃燒熱求得熱釋放率，故可稱作氣體燃燒熱法；熱對流升溫法則是利用燃燒後煙氣之熱對流效應，藉由量測混合氣前後焓差來求取其熱釋放率。而利用質量損失率的計算法則有：(1)理論質量損失率估算法、(2)實際質量損失率計算法。前者為利用前人實驗歸納出有關油盤火焰，油盤單位面積質量損失率與其直徑之關係式可計算油盤燃燒之理論熱釋放率；後者以測重裝置量測質量變化，利用實際燃燒量測之質量損失率計算熱釋放率，可藉此印證氣體濃度分析儀量測值計算得到之熱釋放率是否合理，以下為上述計算法之原理及推導式。. 2-2-1 氧氣消耗法(Oxygen Consumption, OC) 氧氣消耗法係藉由量測大氣與煙氣中氧氣濃度之差值，利用每單位質量氧氣產生固定熱量之原理來計算整體燃燒形成的熱釋放率，其整體熱釋放率表示式如下： Q&O = ∆H O2 (m& Oo 2 − m& O2 ). 9.

(10) 根據 Thornton【18】及 Huggett 【19】研究中指出，有機物在完全燃燒後，每單位質量氧氣的熱釋放趨近一個定值，同時後者也在文中指出，經由實驗結果烷類、烯類、炔類或含有苯環之碳氫化合物中，其同類之單位質量氧氣燃燒熱在某固定值左右。由於氣體分析儀量測得到的數據為體積分率，且受限於分析儀偵測原理上的限制，必須將燃燒後產物中含有的水氣濾除，且燃燒反應後引起的氣體膨脹效應也勢必改變燃燒前後儀器量測之體積分率，為了對熱釋放率有較精確之預估，吾人以 Parker【20】及 Janssens 【21】在文獻中提到的氣體濃度與實際濃度間之修正方程式作為本實驗氣體濃度修正之計算式，以下為其詳細推導：由上述儀器操作條件限制，體積在燃燒前後已經失去原有基準性，因此要探討濃度問題前必須找出基準值，由物質不滅定理可知縱然體積如何膨脹或水氣完全濾除，但其質量值始終保持固定。首先，假設原大氣中氣體之成分組成，忽略其他微量氣體，僅有 N2、O2、CO2 及 H2O，因此濾除 H2O 後之大氣進入分析儀內之氧濃度可表示為：. X Oo2. m&Oo 2 M O2 ................................................................................. (1) = o o m&O2 m&No 2 m&CO 2 + + M O2 M N 2 M CO2. 其中. X Oo2 ：氣體分析儀量測之燃燒前氧氣體積分率 m&Oo 2 ：燃燒前進入量測段之氧氣質量流率 m&No 2 ：燃燒前進入量測段之氮氣質量流率 o m&CO ：燃燒前進入量測段之二氧化碳質量流率 2. M O2 ：氧氣分子量 (≈32kg/kmol). 10.

(11) M N 2 ：氮氣分子量 (≈28kg/kmol) M CO2 ：二氧化碳分子量 (≈44kg/kmol) 假設大氣氣體在整個實驗過程中進入燃燒區時皆為穩定狀態，因此上式可作為氧氣分析儀測得之大氣中氧氣之體積濃度，本實驗未燃燒前之大氣狀態值以上標"o "作為區分，燃燒後之煙氣去除 H2O 後，其氧氣濃度可表示為：. m&O2 X O2 =. m&O2 M O2. +. M O2 m&N 2 M N2. +. m&CO2. ................................................................................. (2). M CO2. 其中 X O2 ：氣體分析儀量測之燃燒後氧氣體積分率. m&O2 ：燃燒後進入量測段之氧氣質量流率 m&N2 ：燃燒後進入量測段之氮氣質量流率 m&CO2 ：燃燒後進入量測段之二氧化碳質量流率 (1)式經由移項及代換可得(3)、(4)及(5)式：. m&Oo 2 M O2 X. o O2. X. o O2. o ⎛ m&Oo 2 m&No 2 m&CO 2 =X ⎜ + + ⎜ MO M N M CO2 ⎝ 2 2 o O2. o m&CO 2. M CO2 m&No 2 M N2. ⎞ ⎟⎟ ..................................................................... (3) ⎠. m&Oo 2 ⎛ o m&a ⎞ o ......................................................... (4) = X ⎜ X CO2 ⎟ = X CO2 M M a ⎠ O2 ⎝ o O2. =. m&Oo 2 M O2. (1 − X. o O2. o − X CO ) .......................................................................(5) 2. o ：氣體分析儀量測之燃燒前二氧化碳體積分率其中 X CO 2. X CO2 ：氣體分析儀量測之燃燒後二氧化碳體積分率. 11.

(12) m&a. ：燃燒前進入量測段之空氣總質量流率. Ma. ：燃燒前空氣分子量. 結合(3)、(4)及(5)式可得： X Oo2. m& = o O2. 1− X. o O2. −X. o CO2. m&No 2. M O2 M N2. ............................................................................ (6). (4)式經由移項及代換後，同理可得： X O2. m&O2 =. 1 − X O2 − X CO2. m&N2. M O2 M N2. ............................................................................ (7). 在整個燃燒過程中，假設氮氣完全不參與反應且燃料不含氮，故反應前後之氮氣質量維持不變，即 m&No 2 = m&N 2 ，因此(6)－(7)通分消去整理後可得： o ⎡ X Oo (1 − X CO ) − X O (1 − X CO ) ⎤⎥ m& M O2 ....................(8) 2 2 2 2 m& − m&O2 = ⎢ N2 o o M N2 ⎢⎣ (1 − X O2 − X CO2 )(1 − X O2 − X CO2 ) ⎥⎦ o O2. 而燃燒前扣除水氣之空氣總莫耳數可表示為： m&N 2 1 m&a o ....................................................(9) 1 X = − H 2O o M M 1 − X Oo2 − X CO N a 2 2. (. (. ). ). 將(11)式代入(10)式後可得：. (. ). (. o ⎡ X Oo 1 − X CO − X O 1 − X CO 2 2 2 2 m& − m&O2 = ⎢ 1 − X O2 − X CO2 ⎢⎣ o O2. (. ). ) ⎤⎥ m& a. ⎥⎦ M a. (1 − X ) M o H 2O. O2. ...(10). m&a 為進入燃燒區之空氣總質量流率，為參與燃燒反應前之氣體總質量流率，其與吾人測得流經量測段乃至排出煙囪之氣體總質量流率 m&e 有 12.

(13) 別，故在此特別說明。進入燃燒區之空氣分子量 M a ，即為大氣之分子量，可由氣體分析儀量測到之大氣中各氣體百分濃度代入各氣體分子量求得。. X Ho 2O 表示未燃燒前進入燃燒區之大氣中所含水氣之體積分率，假設實驗當時大氣壓力為 1atm，可利用乾濕球溫度計量測得到之溫度及相對濕度，吾人由圖 3 中 Antonine vapor-pressure 修正方程式計算當時溫度下飽和蒸汽壓，由此求得實際蒸汽壓(kPa)，再除以大氣壓力(kPa)而得到. X Ho 2O (%)。為了計算氣體燃燒膨脹造成體積變化，於是定義了氧氣消耗係數來代表燃燒反應後氧氣之消耗比率：. m&Oo 2 − m&O2 φ= .............................................................................................(11) m&Oo 2 將(8)(9)兩式代入(11)可得：. φ=. (. ). ( )X. o X Oo2 1 − X CO2 − X O2 1 − X CO 2. (1 − X. O2. − X CO2. o O2. ) ........................................................(12). 而燃燒前後之莫耳(體積)流率關係可表示為：. m&e m& m& = a (1 − φ ) + a γφ ........................................................................(13) Me Ma Ma 其中 m&e ：燃燒後進入量測段之煙氣總質量流率. M e ：燃燒後煙氣分子量. φ. ：氧氣消耗係數. γ. ：體積膨脹係數. 13.

(14) γ 表示體積膨脹係數，不同之反應物完全燃燒與氧之化學反應當量比不同，如碳在乾空氣中完全燃燒體積膨脹係數為 1，純氫氣燃燒後體積膨脹係數為 1.21，若對一般成分未明之可燃物燃燒來說，通常體積膨脹係數以固定值 γ ＝1.105 來計算；而(13)式中 m&a γφ 項可視為參與燃燒反 Ma. 應之氣體總莫耳(體積)增加值。假設 M a = M e 移項整理可得：. m&a =. m&e. 1 + φ ( γ − 1). .......................................................................................(14). 氧氣消耗法基本式如下：. (. ). Q&O = ∆H O2 m&Oo 2 − m&O2 .............................................................................(15). 將(10)、(12)和(14)式代入第(15)式中可得到：. Q&O = ∆H O2. MO φ 1 − X Ho O ) X Oo ......................................(16) m&e ( 1 + φ ( γ − 1) Ma 2. 2. 2. 其中之 Q&O 為其熱釋放率， ∆H O2 為消耗每單位質量氧氣之燃燒熱。上式亦與 ISO 9705 氧氣消耗法熱釋放率之計算方法如(17)式所示相同，而 ISO 之計算式將體積流率換算成 T=298K 下之體積流率 V& 298，而 EO2 則表示 298K 下單位體積氧氣消耗所生成之熱量，若成分未明之可燃物燃燒則代 EO2 = 17.2 × 103 kJm −3 其計算式如下：. Q&O = EO2V& 298. φ X Oo (1 − X Ho O ) .................................................(17) 1 + φ ( γ − 1) 2. 2. 2-2-2 CO 及 CO2 生成法(Carbon Dioxide Generation, CDG) 14.

(15) CO 及 CO2 生成法為計算燃燒氣體中二氧化碳及一氧化碳氣體生成量，利用每單位質量二氧化碳及一氧化碳產生固定熱量之原理來計算整體燃燒形成的熱釋放率，吾人量測燃燒產物中二氧化碳及一氧化碳氣體之質量流率變化 ∆m& 及 ∆m& ，因此整體熱釋放率 Q& 之表示式如下： co2. C. co. Q&C = ∆H co2 ∆m&co2 + ∆H co ∆m&co ...................................................................(18). 上式中 ∆HCO2 代表燃料完全反應為 CO2 時，每公斤 CO2 之燃燒熱，由研究歸納出隨著使用之不同燃料而不同，平均值約為 3.3MJ/kg±11%； ∆HCO 則是表示當燃料完全反應為 CO，每公斤 CO 之燃燒熱，隨著使用之不同燃料而不同，平均值約為 11.1MJ/kg±18%。以下為本實驗針對 CO 及 CO2 生成法，計算氣體濃度之方程式修正推導。首先，如 2-2-1 假設原大氣中氣體之成分組成，忽略其他微量氣體，僅有 N2、O2、CO2 及 H 2O，因此濾除 H2O 後之大氣進入分析儀內量測之氣體濃度可表示為：. o X CO 2. o m&CO 2 M CO2 = o .....................................................................(19) o m&O2 m&No 2 m&CO 2 + + M O2 M N2 M CO2. 假設大氣氣體在整個實驗過程中進入燃燒區時皆為穩定狀態，因此上式可作為氣體分析儀測得之大氣中二氧化碳之體積濃度亦以上標"o" 作為區分，而燃燒後之煙氣去除 H 2O 之二氧化碳濃度可表示為：. X CO2 =. m&CO2 M CO2 m&N2. m&O2 m& + + CO2 M O2 M N2 M CO2. .....................................................................(20). (19)式經由移項及代換可得(21)、(22)及(23)式：. 15.

(16) o m&CO 2. M CO2 X. o CO2. X. o CO2. =X. m&Oo 2 M O2 m&No 2 M N2. o CO2. o ⎛ m&Oo 2 m&No 2 m&CO 2 + + ⎜⎜ ⎝ M O2 M N 2 M CO2. =X. =. o CO2. ⎞ ⎟⎟ ........................................................ (21) ⎠. o m&CO ⎛ o m&a ⎞ o 2 ................................................ (22) ⎜ X O2 ⎟ = X O2 M M a ⎠ CO2 ⎝. o m&CO 2. M CO2. (1 − X. o O2. o − X CO ) .......................................................... (23) 2. 結合(21)、(22)及(23)式可得：. m&. o CO2. =. o X CO 2 o 1 − X Oo2 − X CO 2. m&No 2. M CO2 M N2. ............................................................... (24). 同理，(23)式經由移項及代換可得：. m&CO2 =. X CO2 1 − X O2 − X CO2. m&N 2. M CO2 M N2. ............................................................... (25). 在整個燃燒過程中，假設氮氣完全不參與反應且燃料不含氮，故反應前後之氮氣質量維持不變，即 m&No 2 = m&N2 ，因此(25)−(24)通分消去整理後可得：. m&CO2 − m&. o CO2. o ⎡ X CO (1 − X Oo ) − X CO (1 − X O2 ) ⎤⎥ m& M CO2 ............... (26) 2 2 2 =⎢ N2 o o M N2 ⎢⎣ (1 − X O2 − X CO2 )(1 − X O2 − X CO2 ) ⎥⎦. 代入(9)式燃燒前扣除水氣之空氣總莫耳數至(26)式後可得：. m&CO2 − m&. o CO2. (. ). (. o ⎡ X CO 1 − X Oo − X CO 1 − X O2 2 2 2 =⎢ 1 − X O2 − X CO2 ⎢⎣. (. ). ) ⎤⎥ m& a. ⎥⎦ M a. (1 − X ) M a H 2O. CO2. ................................................................................................................................ (27). m&a 、 M a 及 X Ho 2O 之計算方法及原理與 2-2-1 所描述相同，而參與反應氣. 16.

(17) 體與經由量測段之整體氣體比值，仍然可以沿用氧氣消耗係數 φ 以(12) 式來代表，燃燒前後之體積流率關係仍為(13)式之關係，因同一燃燒反應由假設 M a = M e ，移項整理後可得(14)式；方程式中之係數 ρ 及 γ 亦與 2-2-2 節方程式中所取之值相同。CO 2 生成法基本式如下：. (. ). o Q&CO2 = ∆H CO2 m&CO2 − m&CO .................................................................... (28) 2. 其中 Q&CO2 為 CO2 生成率計算得到之熱釋放率。將上述修正式(27)、(12)和 (14)式代入第(28)式中計算可得： o ⎛ X CO (1 − X Oo ) − X CO (1 − X O2 ) ⎞⎟ 1 2 2 2 & QCO2 = ∆H CO2 ⎜ ⎜ ⎟ 1 + φ ( γ − 1) (1 − X O2 − X CO2 ) ⎝ ⎠. ×m&e. M CO2 Ma. (1 − X ) ........................................................................ (29) o H 2O. 關於 CO 之體積莫耳濃度，在未燃燒之大氣中已假設無此氣體，因此較無修正之問題，由一氧化碳分析儀量測得到之體積莫耳濃度即純粹扣除水氣後量測之值，因此 CO 之燃燒前後差值如下式： o m&CO − m&CO = X CO. (. ). M CO m&e 1 − X Ho 2O ....................................................... (30) Ma. CO 生成法基本式如下： o Q&CO = ∆H CO ( m&CO − m&CO ) ........................................................................... (31). 熱釋放率 Q&CO 可表示為：. 17.

(18) M Q&CO = ∆H CO X CO CO m&e (1 − X Ho 2O ) ......................................................... (32) Ma 其中. X CO ：氣體分析儀量測之燃燒後一氧化碳體積分率 o m&CO ：燃燒前進入量測段之一氧化碳質量流率. m&CO ：燃燒後進入量測段之一氧化碳質量流率 M CO ：一氧化碳空氣分子量將(29)、(32)代入(18)式中： o ⎛ X CO (1 − X Oo ) − X CO (1 − X O2 ) ⎞⎟ 1 m& M CO2 1 − X o 2 2 2 & QC = ∆H CO2 ⎜ ( H 2O ) ⎜ ⎟ 1 + φ ( γ − 1) e M a 1 X X − − ( ) O CO 2 2 ⎝ ⎠. +∆H CO X CO m&e. (. ). M CO 1 − X Ho 2O ............................................................... (33) Ma. 2-2-3 熱對流升溫法(Gas Temperature Rise, GTR) Q&T = m& eC p (Te − To ) ..................................................................................... (34) 對熱釋放率在 1MW 以下之大型黃色火焰而言，本方式只能代表約 50~ 60%之熱釋放率，尚有約 30~40%熱輻射及 1~5%熱傳導必須經由其他儀器測得。在本實驗中量測到的溫度值數據為量測段截面上之狀態，因此計算得到之對流熱釋放率 Q&T ，經過四周實驗設備與外在環境不同之熱傳行為，已經不是文獻中熱傳導、對流及輻射所佔有之比重，日後若要更精確計算對流熱釋放率，勢必考慮增加熱電偶感測器並仔細選擇裝設位置。(34)式中之 m& e 為進入量測段之煙氣總質量流率， C p 值則取空氣 300K 時之比熱 1.0035KJ/(kg-K)， Te 為熱電偶量得之燃燒反應後經過量測. 18.

(19) 段煙氣溫度， To 則為未燃燒前所測得之大氣平均溫度。. 2-2-4 油盤理論質量損失率計算熱釋放率理論質量損失率( M&L ,Th )在 Babrauskas【22】研究中指出油盤火焰之熱釋放率與油盤表面積有關，而熱釋放率之大小可以利用燃料質量損失率直接表示，並由許多實驗中歸納出油盤火焰之單位面積質量損失率與油盤直徑之關係式： m&′′ = m&∞′′ (1 − e − k β D ) .................................................................................(35). m&′′ 、 m&∞′′ 分別表示實際油盤及無限大之油盤燃燒單位面積質量損失率，對於不同燃料而言有不同之質量損失率，而此值乃經由實驗計算經過曲線之回歸分析所得到，D 為油盤直徑，若油盤為方形或不規則形狀，則以其燃燒表面面積換算出對應此面積之直徑方式求得，計算式中之 k (extinction-absorption coefficient)與 β (mean-beam-length corrector)則與燃料燃燒特性有關，因其燃燒產物及火焰型態結構不同而有所差異，取決於火焰煙氣粒子(soot)熱吸收及火焰焰色形成之輻射熱傳行為，一般而言在液態有機燃料中此兩參數之乘積為一固定值，並不得將兩參數分開單獨納入計算式中。將求得之 m&′′ 乘上油盤表面積 A 及每單位質量燃料燃燒熱 ∆H 後，可得到熱釋放率 Q& ： M ,Th. Q&M ,Th = m&" × A × ∆H ..............................................................................(36). 2-2-5 利用油盤實際質量損失率計算熱釋放率油盤火焰之特色為其穩定燃燒過程，當油盤火焰點燃後即迅速反應並成長，到達完全發展時期(即全盛期)之燃燒模式為維持固定的速率燃燒，並持續一段穩定之長時間至衰退，故吾人可利用測重裝置(load cell) 量測此時期質量變化資料繪成質量-時間關係圖，在油盤燃燒實驗中由燃燒中期部分與時間呈現之線性關係求得其質量損失率 M& (kg/s)，再乘上 L. 19.

(20) 汽油的燃燒熱，得到實際之熱釋放率，此為利用實際燃燒質量損失所得到之熱釋放率。. 2-2-6 汽油油盤燃燒計算相關參數之理論推導本油盤燃燒實驗之燃料為中油生產之九二無鉛汽油，根據本實驗室委託中國石油公司所作之成分分析，其主要成分為碳氫化合物，其氫碳比(H/C)為 1.84，熱值為 10176 kcal/kg，密度為 740 kg/m3，因此吾人將本實驗汽油化學式以 C8H15 作為代表，熱值經由換算為 4740 MJ/kmol，整體燃燒化學反應過程可表示為下式：. C8 H15 + 11.75 ( O2 + 3.76 N 2 ) → 8CO2 + 7.5H 2O + 44.18 N 2 + 4740MJ / kmol ................................................................................................................................ (37) 此式為每千莫耳九二無鉛汽油(C8H15，111 kg/kmol)之燃燒反應式，由式中吾人可約略估計，若每消耗 11.75 千莫耳之氧氣(32 kg/kmol)將有 4740 MJ 之能量產生於每莫耳之九二無鉛汽油完全燃燒後；同理，每莫耳之九二無鉛汽油經由完全燃燒化學反應後，每產生 8 千莫耳之二氧化碳(44 kg/kmol)將有 4740MJ 之能量生成，因本實驗計算單位以質量(kg)為主，為求單位一致，經由轉換可得：. 4740 = 12.6 MJ / kg ............................................................ (38) 11.75 × 32 4740 = = 13.47 MJ / kg ................................................................ (39) 8 × 44. ∆H O2 = ∆H CO2. 而一氧化碳(28 kg/kmol)之單位質量熱釋放值計算則利用燃燒熱之觀點，算出一氧化碳轉換成二氧化碳之燃燒熱，後再代入本實驗相關數值推導出一氧化碳之燃燒熱，以下化學式標準狀態下燃燒熱關係式：. C + O2 → CO2 + 393.5MJ / kmol ............................................................ (40) 20.

(21) C + 0.5O2 → CO + 110.5MJ / kmol ........................................................ (41) 將(42)−(43)移項：. CO + 0.5O2 → CO2 + 283MJ / kmol ...................................................... (42) (42)式可代表油盤實驗中未經完全燃燒產生之一氧化碳，假設實驗設備中有再燃燒裝置可以將這些一氧化碳轉換為二氧化碳，則與一氧化碳內等量之每公斤碳原子燃燒熱與(39)式中二氧化碳內每公斤碳原子必定相同，因此 ∆H CO2 = 13.47 MJ / kg = 592.7 MJ / kmol ，由此假設可得下列能量平衡方程式並求得 ∆H CO ：. C + O2 → CO2 + 592.7 MJ / kmol ............................................................(43) 將(43)−(42)移項：. C + 0.5O2 → CO + 309.7 MJ / kmol ........................................................(44) 經由單位轉換可得：. ∆H CO =. 309.7 = 11.06 MJ / kg .................................................................(45) 28. 關於汽油燃燒之體積膨脹係數，假設本油盤燃燒試驗為完全燃燒狀態下，吾人可利用(37)式將生成物莫耳數加總除以反應物莫耳數加總得到下式：. γ=. 8 + 7.5 + 44.18 = 1.067 ......................................................................(46) 11.75 + 44.18. 另外針對油盤燃燒之質量損失及熱釋放率相關式 Q&M = m&" × A × ∆H ，式中 A (m2)則為本實驗使用油盤之表面積，而九二無鉛汽油之每公斤燃燒熱 ∆H = 10176kcal / kg = 42.7 MJ / kg ， m&′′ 吾人則利用 Babrauskas【22】歸納出油盤直徑與燃料質量損失率之關係式 m&′′ = m&∞′′ (1 − e − k β D ) 估算，其中汽. 21.

(22) 油燃燒之 m&∞′′ = 0.055 kg / m 2 ⋅ s 、k β = 2.1。表 1 為本油盤實驗所需應用到相關之係數，在後續油盤燃燒實驗之熱釋放率計算即代入這些運算值至本章前 5 節中方程式作計算。. 2-2-7 熱輻射之量測與計算為了解油盤燃燒校正實驗所產生之熱輻射量，吾人利用三支熱輻射計(MEDTHERM 公司，編號分別為 No.93693、No.90751 以及 No.90753)來進行量測。熱輻射計前端為一藍寶石視窗(視角為 90°)，因此只單純量測熱輻射而將熱對流降至最低，熱輻射計內部採熱電偶方式將熱輻射通量大小以線性電壓値輸出，而輸出電壓與進入熱輻射計之熱輻射通量之關係式分別如下所示： No.93693：. q& r = 1.639 × V ......................................................................................... (47) No.90751：. q& r = 1.613 × V ......................................................................................... (48) No.90753：. q& r = 1.443 × V ......................................................................................... (49) 其中 q& r 為輻射熱通量(W/cm2)，V 為熱輻射計輸出之電壓値(mV)。此型熱輻射計配有清潔空氣管線及冷卻水管路。由於實驗時並無大量灰塵在熱輻射計前，所以並沒有使用清潔空氣管線，而冷卻水之流率需在 7.6~15.2 ml/s，水溫範圍為 12~65.6℃。熱輻射計之外觀以及其餘之規格分別如圖 33 及表 2 所示。因熱輻射計所量測之數值為熱通量，所以欲取得熱釋放率之值則需先將 q& r 乘上熱輻射計之藍寶石視窗面積，再除以視因子(view factor)即可求得熱釋放率，視因子之定義如下： dFdAi-dAj≣(由 dAi 輻射而被 dAj 所攔截之熱量)/(dAi 輻射的總熱量).......(50) 其中 dFdAi-dAj 為視因子，dAi 為發熱源之表面，dAj 為接收端之表面。因火. 22.

(23) 焰之外觀近似圓錐，故在此吾人將發熱源視為一圓錐來計算視因子。因圓錐之視因子並無適當的文獻可供參考，故此處採用數值積分法求得視因子，以瞬時火焰高度為圓錐高度，而以油盤面積為圓盤底之面積。. 23.

(24) 三、熱釋放率校正及操作特性實驗燃燒校正實驗的目的在了解本裝置的操作特性，並確認煙氣分析及熱釋放率之準確度。校正實驗使用的燃料必須具備以下四項要件：(1) 燃料成分穩定、容易取得且成本合理。(2)燃燒火焰型態穩定。(3)熱釋放率計算具備理想對照數據。(4)煙氣擴散及收集情形能確實觀察掌握。考慮以上因素後，我們選擇汽油油盤燃燒來作為本實驗設備之熱流場校正測試。為了解本裝置在不同尺度火焰下的操作特性及準確度，吾人使用不同數目的標準油盤來得到不同尺度的火焰，並事先針對油盤個數及尺寸之熱釋放率、質量消耗速率及燃燒時間進行預估工作，表為本實驗使用之油盤規格相關數值，表 3 為本文探討分析多組實驗之油盤擺置方式、實驗代號及熱釋放率預估一覽，第一欄代表油盤數目、形狀與擺置方式，實驗代號以 10*-20Hz 為例，10 代表油盤個數，*表示非緊密排列，亦即油盤間有空隙存在，無*代表緊密排列，20Hz 代表抽風機馬達頻率。而油盤表面積則可視為汽油與空氣接觸之面積值，對應直徑以油盤表面積換算為對應圓形油盤直徑，熱釋放率則以 2-2-4 節中之(36)式計算而得，相關參數值可見於表 1。. 3-1 集煙罩與油盤距離設定實驗首先吾人以三個直徑 0.4m 之圓形油盤置於煙罩正下方之地面點火燃燒，並在下方鋪上鐵板及防火棉，此時油盤與煙罩之高度距離約為 10.5m。開啟抽氣風機並將頻率調高至 40Hz 待流速穩定後點燃汽油，為避免操作程序過於複雜，至此之後抽氣流量控制主要以抽風機馬達頻率為主，排氣彎管之流量閥則保持α=90o 全開，實驗前將四周鐵門關閉，以避免風的干擾。點燃後，火焰急速地發展成典型黃色擴散火焰，黃焰高度約為 2m，且伴隨著濃密之黑煙及浮力熱對流現象，在濃煙形成前. 24.

(25) 段大致為柱狀隨即向四周擴散，在火焰燃燒初始階段因為受到壁面效應【23】影響而傾向牆壁，到了將近發展期末，火焰有明顯在三個油盤表面旋轉現象產生，且看不出旋轉流場有來自上方抽風強制作用效果影響，將抽風馬達頻率調至 55Hz，火焰型態亦然，而在燃燒後期由於火焰熱傳導至水面造成油盤下層之水發生沸騰現象，因此不時可見油滴往外噴濺燃燒情形產生，如圖 4 所示之現象。濃煙受制於旋轉流場作用，因此隨高度升高之後才有較明顯垂直向上飄動現象，此為空氣密度降低造成之熱浮力效應，但隨高度升高移動速度減弱，隨燃燒時間漸長，大量濃煙聚集在集煙罩下方，煙罩中心可見大量黑煙被吸入管中，但煙罩邊緣之抽氣效果並不明顯，黑煙幾乎不受影響而停滯不動，甚至由煙罩邊緣溢散至四周，如圖 5 所示。由此可見，煙氣收集情況在此高度下並不理想，因此有必要將煙罩及油盤間的距離縮短，以提高集煙效果。之後以五塊升降平台來增加油盤之高度，每個升降平台約為 0.5m，將整體燃燒表面高度提升至 2.5m，且距離煙罩約 8m。整體實驗條件不變之下，開始進行第二次實驗。實驗中所觀察到之火焰型態、顏色、高度及時間與之前實驗相似，在煙罩邊緣之抽氣效果亦相同，將抽風機馬達頻率調至 55Hz 結果依然如前描述情形，而火焰旋轉情形已較之前實驗減小。由於將油盤移往距離壁面較遠處，可看出壁面效應之影響減弱。針對以上結果顯示，油盤高度仍然必須再次向上抬高。由之前火焰觀測試驗得知，高度是一相當重要的參數，因此再次將油盤高度向上提高，估算油面高度與煙罩間約為 6 m。由於油盤高度限制及安全要求下，因此必須採用高壓電線圈點火裝置來點燃油盤。本次實驗初期將抽風機馬達頻率設定為 20Hz，當通電點燃後火焰隨即迅速佈滿整個油盤表面開始成長，整體高度約 2m，其下游區則伴隨著濃密黑煙快速的向上竄升，但在接近煙罩外圍卻有黑煙向外擴散的趨. 25.

(26) 勢。隨著時間的增加，煙罩下緣處可看見煙霧堆積現象，漏出煙罩的情形則越來越明顯，顯然抽氣效果不佳。因此吾人將抽風機馬達頻率提高至 30Hz 繼續觀察，結果情況改善並不明顯。此結果吾人推測可能是因為初期之抽氣量過小所導致，因此第二次將抽風機馬達頻率一開始便增加至 40Hz，然後再次進行測試，吾人發現整體抽氣效果則有很大的改善，火焰垂直向上燃燒，煙氣也完全由煙罩所吸入，其火焰型態及煙氣收集情形如圖 6 所示。由以上的實驗可知集煙罩與油盤距離是燃燒實驗重要的參數之一，而其設定需根據經驗或文獻來估算火焰高度及燃燒產物流量，同時根據估算結果調整平台高度，並及抽氣流量，如此才能呈現最佳抽氣效果。. 3-2 燃燒校正實驗—油盤火焰尺度 0.73MW 本實驗選用之油盤為 0.633m×0.633m 之標準不銹鋼容器，將其固定於一四方形鐵架上並於鐵架四隻腳上分別裝上測重裝置(load cell)。實驗前先將水倒入之後再注入汽油，一方面防止火焰於實驗過程中迅速傳熱給汽油，造成突沸狀況，使火焰不穩定；另一方面防止下方容器受熱變形。此實驗共分三種抽氣頻率，實驗代號分別為 1-20Hz、1-15Hz 及 1-10Hz，整個過程油盤的高度則放置在總高度 6m 的平台上，和集煙罩下緣約距離 4m 左右。. 3-2-1 抽氣效能與燃燒產物分析在 1-20Hz 實驗中，將抽風機馬達頻率開至 20Hz，在 10cm 之水上方加入 10 公升之汽油後點火燃燒，燃燒初期可見黑煙快速竄升，火焰強度隨著時間的增加逐漸增強，火焰高度大致維持在 2m 之高度，在燃燒中期之後，油盤底部的水開始沸騰因而造成噴濺現象，燃燒形成之濃煙在進入煙罩前並無明顯往外擴散之傾向，整個實驗過程在煙罩下亦無煙 26.

(27) 霧堆積現象產生，濃煙流動及進入煙罩情況皆順利良好，顯示油盤表面高度調整至適當高度 4m 後，整體抽氣效果有大幅改善，20Hz 之抽氣流量顯然相當足夠。第二次實驗將抽風機馬達頻率調至 15Hz，為避免水沸騰現象過久，本次實驗將油量減少至 5.5 公升，點火燃燒後其火焰型態及煙氣收集情形與 1-20Hz 類似，不過與前者相較在火焰全盛期之後集煙罩下方之濃煙有些微堆積情況，濃煙約佈滿 1/4 煙罩高度並一直維持此狀況直至火焰減弱，整體而言煙氣皆可完全進入集煙罩內。因此再次將抽風機馬達頻率調至 10Hz，燃燒後火焰型態與前兩次實驗相似，顯示在此高度下抽氣量在此頻率下並不影響油盤燃燒行為，其火焰型態如圖 7 所示，圖中顯現出恰好有一團火球從錐狀火焰分離之吐舌現象，而當火焰進入全盛期可見到集煙罩下方之濃煙堆積情況如圖 8 所示，濃煙約佔據 3/4 煙罩高度，且整個燃燒過程中煙氣由煙罩旁邊僅有些微洩漏。將三次實驗所獲得之廢氣濃度以及流場變化之相關資料繪成圖 9 與圖 10。實驗中經由廢氣分析儀所測到的氣體分別為 O2、CO、CO2 以及 HC，氣體濃度單位皆為濾除水氣之體積分率，微量氣體如 HC、CO 以 ppm 表示；CO2、O2 變化以體積百分比來表示；煙氣不透光率(Opacity)以遮光百分比表示；溫度量測為熱電偶偵測值，以℃表示；由於壓差傳送器輸出之皮托管壓差值為每秒鐘感測之壓差，數值呈現劇烈之跳動，因此平均流速 V(m/s)之計算為平均十秒間之壓差後，計算出平均流速；質. & (kg/s)，則利用平均流速乘上量測段截面積及當時溫度下之氣量流量 m 體密度計算而來，每張小圖上變化曲線分別以不同之線條區別並以對應之實驗代號標註。圖 9、10 中三次實驗結束之時間不同主要是因為所注入的油量不同所導致，其容量分別約 8 公升(1-20Hz)、5.5 公升(1-15Hz)及 5 公升(1-10 Hz)。圖 9 結果顯示，三次實驗之 HC 曲線在整個燃燒過程幾乎維持在一定的濃度，整體變化並不明顯，此現象可看出本實驗過程有充分之氧氣供 27.

(28) 應，並且在進入集氣彎管前有足夠之空間、時間進行反應，由於燃料參與氧化反應前必先進行氣化及熱解再進行燃燒，HC 值升高可視為燃料與氧氣未充分混合燃燒即離開燃燒反應區。由圖中可看出較大值出現在燃燒初期，此為燃燒初期火焰規模小，燃燒至較上層區域時即因環境溫度低而較早熄滅，故雖然此時期氣化與熱烈解反應程度較小，不過其 HC 值則較其他階段來的大。一般而言，開放空間之擴散火焰燃燒並不容易形成較大之 HC 濃度。由三組之 CO2 和 O2 曲線變化可明顯看出，由於碳氫化合物燃燒之主要產物為 CO2，因此氧氣消耗率與二氧化碳生成則形成一種互補之關係。由圖中結果發現，在 t=0~20s 時，CO2 及 O2 曲線開始呈現一明顯的梯度變化，此時定義油盤火焰之成長期；當 t= 20~250s 時， CO2 及 O2 曲線則保持水平的趨勢，此時稱為完全發展期，而由於 2-20Hz 所含之油量較多，因此完全發展期時間較前兩者來的長，從 t=20~400s。在完全發展期之後，另一梯度變化也開始呈現，此時則定義為油盤火焰之衰退期。1-20Hz 實驗完全發展期期間其平均 O2 值下降約 0.4%、CO2 值上升約 0.27%，1-15Hz 實驗平均 O2 值下降約 0.3%、CO2 值上升約 0.2%， 1-10Hz 實驗平均 O2 值下降約 0.6%、CO2 值上升約 0.4%，此三次實驗結果都可看出其比例大致都符合化學反應式中體積莫耳數比。亦顯示抽氣流量越小，濃度變化值越大，也表示量測精確度變大。根據 1-20Hz 及 1-10Hz 得到之濃度變化來看，發現 1-20Hz 之曲線濃度呈現較大鋸齒狀之變化，主要是因為較大的抽氣頻率可能在集煙罩下方附近形成較大之紊流效應，造成不穩定的流場，因此濃度有些微之上下震盪。由此可知理想之抽氣量應該取決於能以最小之頻率將煙氣完全收集，同時提高氣體分析測量準確度。至於 CO 之量測結果，由圖中可以看出顯著的變化趨勢。以 20Hz 之實驗來看，濃度最大約 50 ppm；1-15Hz 之實驗則可達 100ppm 而 1-10Hz 實驗之 CO 濃度則可到達 150ppm。由此可知，隨著抽氣量的增加，引入的外界空氣越多造成廢氣濃度稀釋的現. 28.

(29) 象增加，故濃度之數值則跟著降低，此 3 次 CO 濃度變化之共同點在於最高濃度點皆出現於火勢衰退前的一段期間，對照火焰之燃燒狀態，此時期約在完全發展期之末段，由此可發現當火焰旺盛時期雖然其熱釋放率為穩定狀態，但隨著溫度升高，燃燒蒸發速率加快因而使燃燒不完全機會變大，故 CO 濃度曲線與溫度因素有極密切關連性。接著探討單一標準油盤燃燒實驗量測段內之煙氣流場變化，如圖 10 所示。圖中左上角主要呈現油盤燃燒時，管內煙氣之不透光率變化情形，由圖中曲線可看出在油盤初期燃燒短時間內，量測段管內之不透光率則很快地提高至 100% (1-10Hz、1-15Hz)，由此可知在油盤燃燒之廢氣中，以未燃之碳粒子所佔的比例最多，因此才造成不透光率的增加，即使才只使用一個標準油盤。而在 1-20Hz 的實驗中，不透光率上升則較慢且並未達到 100%，這是因為抽氣量大所產生之稀釋的結果。另外不透光率之曲線隨時間變化情形與 CO 曲線相似，此顯示濃煙的形成即代表不完全燃燒的情形，因此會伴隨著 CO 的生成，且隨著未燃之燃料蒸氣量的增加增加。至於圖中的溫度曲線則說明了量測段之燃燒對流熱的變化情況，在以 1-20Hz 之實驗為例，最高溫可達 50℃；1-15Hz 之實驗可達 55℃而 1-10Hz 則可達 60℃，由對流溫度對照氧氣濃度曲線趨勢，溫度曲線到達完全發展期時間(約在 t=200s)，較 O2 及 CO2 曲線到達完全發展期慢很多，這是因為有熱量傳至管壁之故，造成熱損失。但在後段火焰衰減過程可能因為管內曝露在高溫環境之時間較長，產生蓄熱之現象，因此造成散熱較慢，因此燃燒結束時量測段之溫度尚高於實驗前溫度。至於流速變化方面，由圖中可以看出整體流場分佈仍然相當均勻，僅有一些輕微的震盪發生，這是不可避免的，且圖中速度及質量流率隨時間變化的趨勢不像冷流場測試中如此的平緩，主要是因為熱流場中溫度的變化造成密度改變所導致，且速度和密度的 1/2 次方成反比，溫度升高造成密度變小，速度曲線趨勢會隨著溫度曲線趨勢升高而升高，質量流率反而會減少。. 29.

(30) 3-2-2 熱釋放率校正關於熱釋放率之計算方法，首先必須測量當時大氣溫度及相對濕度，而實驗前氣體分析儀所量測到之氣體體積分率當作實驗初始值(即為上標 o 之數值)，與在燃燒過程中收集到之氣體體積分率分別代入計算式中求值，由於氣體進入分析儀前需經過加熱器、保溫管、抽氣泵及冷凝器等設備，系統記錄之資料與當時實際情況有時間差，而皮托管經壓差傳送器、熱電偶及光學密度分析儀等儀器，皆為一經感測馬上輸出信號並即時由數據處理系統接收記錄，因此在數據擷取上必須經過校對調整，而後才能進行計算。吾人針對量測段上所收集之煙氣各項記錄數據，分別將三組實驗代入第 2-2 節中第(16)、(35)及(36)式計算，並將表 1 之相關參數代入算式中，由於數據之記錄以秒為單位，因此計算也是每秒輸出一次結果，每次實驗可得到三條曲線，將不同計算方法所得到之熱釋放率分別繪於圖上並以縱座標表示，單位為 MW，橫座標則是燃燒時間 t(s)，其中 Q& 表示利 C. 用 CO 及 CO2 生成法計算之熱釋放率值；Q& O 表示利用氧氣消耗法計算之熱釋放率值； Q& 表示利用熱對流升溫法計算之熱釋放率值，其中第(16) T. 式中氧氣消耗法之計算方式與 ISO 9705 內容提到之方法相同，故吾人在 Q& 圖中註記上(ISO)字號，在每次油盤燃燒實驗前，對於初始條件及各 O. 項環境因素儘量求取一致下進行燃燒。由圖 11 中之 Q& C 變化曲線趨勢可發現，其熱釋放率變化趨勢大致與 CO2 之濃度變化曲線趨勢一致，雖然 CO 體積分率曲線變化率極大，但其量值與 CO2 相較之下過於微量，故圖形中顯現不出其變化造成之影響；而 Q& O 之變化則大致與氧氣濃度減少的趨勢相似。由熱釋放率之結果可以發現，當火焰點燃後 20s 則開始進入完全發展期，圖中 Q& 曲線 C. 顯示之熱釋放率值於 0.4~0.6MW 間跳動，而 Q& O 曲線與 Q& C 曲線趨勢相似，熱釋放率值於 0.4~0.7MW 間跳動。熱釋放率的最高值出現在 t=100s，. 30.

(31) 而後隨時間的增加而稍有減小。 Q&T 之曲線變化基本上與溫度升降趨勢相符合，由文獻中曾提到油盤火焰之熱傳行為約 60~ 70%經由熱對流形勢表現，尚有約 30~40%熱輻射及 1~5%之熱傳導，而 Q& 所代表的僅為對 T. 流熱部分，故其值遠比 Q& O 及 Q& C 小， Q&T 約在 t=200s 才到達最高值 0.3MW 左右。以上三種方法所得數值 Q& 、 Q& 和 Q& 不同，為了證明本設備得到 O. C. T. 之熱釋放率之準確性，吾人同時以油盤燃燒所測得之質量損失率求得之熱釋放率來作為比較。一般來說，在開放空間下當油盤燃燒到達完全發展時期時，火焰會以一穩定的速率燃燒，並維持一段時間然後再衰退、熄滅，加上汽油屬於成分穩定均勻之混合物，因此其質量損失率必然直接反映出燃燒狀況(即熱釋放率)，故吾人可利用測重裝置(load cell)量測質量隨時間的變化情形，並可同時和廢氣量測法所得到之熱釋放率作比較。圖 12 為單一標準油盤燃燒實驗之油盤質量隨著時間遞減之情形，圖中三條曲線分別代表三次實驗量測到之質量隨時間的變化情形，由圖中趨勢可以發現，燃燒初期及末期之質量變化率相當不穩定，其劇烈變動情形可歸因於：初期油盤表面燃燒不均勻造成受力不均的搖晃現象，導致四個測重單元感應誤差；而燃燒末期則因為液面沸騰之現象造成油盤內液體不穩定的晃動。為了求得穩定的質量損失率，因此取油盤於完全發展期之質量變化，作為線性回歸的依據。圖中 M& L ,20 Hz、M& L ,15 Hz 及 M& L ,10 Hz 分別代表 1-20Hz、1-15Hz 以及 1-10Hz 三次實驗經由線性回歸所獲得之斜率，即為質量損失變化率。而理論質量損失率 M& L 則是利用(48)式計算而得，相關參數可見表 4，而理論熱釋放率 Q& M ,TH 則是將各理論質量損失變化率乘上汽油每公斤熱值所得到。比較三條曲線計算得到之熱釋放率與理論熱釋放率比較發現，三次之平均值量損失率 M& L , Avg 約為 0.0167 Kg/s，換算成熱釋放率約為 0.73MW，和理論值 Q& M ,TH =0.747MW 相當接近，誤差只有 2~3%。再對照圖 11 之熱釋放率發現，以氧氣消耗法在抽氣量 10Hz 下，所計算得到之熱釋放率. 31.

(32) Q& O ~0.7MW，和以質量損失率計算到之熱釋放率較接近，其誤差平均約. 在 6~7%。因此，經由以上之對照實驗結果，吾人可得到以下三個結論： (1) 由 Babrauskas【22】歸納出的油盤理論質量損失熱釋放率，適合應用於本裝置之油盤實驗，因此接下來不同排列方式之油盤實驗熱釋放率可以此公式為準。 (2) 氧氣消耗法相對於其他熱釋放率計算方法為較準確之方法。 (3) 在煙氣能順利進入集煙罩前提下，當抽氣量越小時，可得到較準確之熱釋放率計算值。. 3-3 燃燒校正實驗—油盤火焰尺度 1.66MW 及 2.61MW 本次實驗使用方形標準油盤尺寸仍為 0.633m×0.633m 之不銹鋼容器，但由於之前實驗所使用之標準油盤受熱容易變形，故此次實驗特別將其開口部加上裙邊補強，並將鋼板加厚。本次實驗主要分為三組，代號分別為 2-20Hz、2-15Hz 及 3-20Hz，其排列方式則如表 3 中所示，另外為了要求實驗具有完整之對照性，因此每次實驗時，油盤內皆注入 18cm 之水量及 6 公升油量以達到定量之要求。. 3-3-1 抽氣效能與燃燒產物分析在 2-20Hz 及 2-15Hz 實驗中，吾人先以抽風機馬達頻率 20Hz 觀察其火焰型態及抽氣情形，待兩個油盤放置就緒後，於每個油盤中注入等量的水，並在上方加入等量汽油後以高壓電線圈點火燃燒，點燃其中之一油盤上方火焰後，火焰隨即引燃另一油盤，火焰隨即結合伴隨著大量黑煙的形成，火焰高度約 2-2.5m，煙氣流動順暢，幾乎沒有煙氣堆積現象。由於 2-20Hz 實驗之整體煙氣抽動情形順利，因此將抽風機馬達頻率調低至 15Hz 並觀察其火焰型態及煙氣抽動情形，其火焰型態與 2-20Hz 類似，但可見火焰高度略短但不顯著，火焰型態如圖 13 所示，濃煙抽動情況. 32.

(33) 在火焰進入完全發展期後即迅速累積，隨後堆積滿整個煙罩中，漸漸地煙氣開始緩慢擴散並從煙罩邊緣溢出，其洩漏狀況則如圖 14 所示。當油盤火焰強度開始衰退時，此時沸騰現象也開始呈現，但由於此次油盤下層之水量較之前實驗所用之油盤來的多，故水沸騰噴濺之現象並無像單一油盤實驗般劇烈。在 3-20Hz 之實驗中，以同樣方式點燃其中一個油盤後，另外兩個立即被引燃，其火焰成長及煙氣流動情形與前段所述相似，火焰高度大致維持在 2.5m，如圖 15 所示。當油盤強度減弱至衰退期時，火焰則漸漸從一大火縮小成三組分離的小火之後各自熄滅。整個過程中濃煙抽動的情況都相當順利，部分濃煙則堆積在煙罩 1/2 高度附近，然後漸漸被吸入管內，如圖 16 所示。圖 17、18 為此三次油盤燃燒實驗產生之煙氣濃度及流場變化情形。由圖 17 之結果來看，HC 濃度趨勢和之前實驗相同在燃燒初期有最高值而後往下降，以 3-20Hz 和 2-20Hz 之趨勢來看，由於前者油盤數目較多，未燃油氣也較多，因此 HC 濃度則明顯較高；再以 2-20Hz 和 2-15Hz 之結果作比較發現，由於抽氣量大者引入外界空氣較多，造成稀釋作用，因此在相同燃燒狀況下所測得之 HC 濃度則相對較低。另外由 CO 濃度曲線也可看出明顯變化趨勢，以 2-15Hz 之實驗為例，其最高值可達約 250ppm；2-20Hz 之實驗則可達約 210ppm 而 3-20Hz 之實驗則高達 290ppm。至於 CO2 及 O2 濃度之關係上，兩者仍然有其共軛互補性。以 3-20Hz、 2-20Hz 以及 2-15Hz 三次實驗來看，當油盤火焰處於完全發展期時，整體 O2 濃度平均分別約降低 1.3%、0.9%和 1.1%；而 CO2 則分別上升約 0.8%、 0.56%和 0.74%。由於此三次實驗各油盤皆加入等量之汽油，結果又以 3-20Hz 之實驗最快進入衰退期；再以 2-20Hz 和 2-15Hz 之實驗來比較，前者則比較早到達衰退期。其主要原因如下：以 3-20Hz 之實驗來看，其油盤燃燒速率因為表面積大則顯得較快，此點亦可由(35)式得知，當 D 變大時，質量損失率亦變大。而 2-15Hz 之實驗因為抽氣量較小，煙氣向上 33.

(34) 流動之動量較小，油盤燃燒狀況會稍微受到影響，造成燃燒速率些微減慢。由以上因素可以知道，抽氣頻率必須根據熱釋放率大小作適當之調整，所得到之整體表現才會比較好。由圖 18 左上圖之不透光率分佈曲線可以看出，以 2-20Hz 之實驗所測量到之完全不透光率曲線其後段範圍比 2-15Hz 之實驗多出一段區域，對照 CO2 及 O2 曲線變化得知此現象並不尋常，因此吾人可斷定此現象為儀器量測上失常所致，由於光學密度分析儀之光束鏡面前段裝設了一套空氣吹氣系統，必須定時以高壓空氣吹淨可能附著於鏡面之粒子粉塵，可能在此時恰出現暫時性失常造成量測上之誤差。至於量測段所接收到之溫度表現上，由圖 18 可以看出 2-15Hz 之實驗中最高可到達 90℃；2-20Hz 之實驗可達 80℃；3-20Hz 實驗可達 100℃。另外可以發現 3-20Hz 之實驗在後段部分有較大之下降曲率，對照 CO2 及 O2 曲線變化後發現，其火焰強度減弱之情形較兩個油盤之實驗為大，由此現象觀察研判當火焰衰退分離後，3-20Hz 火焰規模應較兩個油盤小，且會在較短時間內熄滅。至於速度分佈曲線和質量流率曲線之趨勢則和之前實驗相類似，因此不再加以討論。經由本次實驗之煙氣收集情形可知，2-15Hz 之實驗之抽氣流量有些不足，因而造成少量之漏煙情形發生。因此在下節熱釋放率之比較中，會因為此些微漏煙現象而造成熱釋放率之誤差。. 3-3-2 熱釋放率校正本節主要探討 3-20Hz、2-20Hz 以及 2-15Hz 之熱釋放率變化情形，整體結果如圖 19 所示。由圖中可以發現，3-20Hz 實驗之 Q& 曲線在火焰點 C. 燃後 50s 開始進入完全發展期，整體熱釋放率值最高到達 2MW 然後逐漸下降，而 Q& 與 Q& 所得到之結果趨勢相似，其熱釋放率計算後最高可達 O. C. 到 2.5MW，Q&T 之最高值則僅有 1MW；至於兩個油盤之實驗所得到之 Q& C 曲線亦同樣在火焰點燃後 50s 進入完全發展期，其熱釋放率最高約達到 1.25MW，而 Q& O 之熱釋放率值最高則為 1.75MW，Q&T 最高值則只有 0.6MW。. 34.

(35) 比較 2-20Hz 及 2-15Hz 之熱釋放率曲線變化可知，後者之熱釋放率較前者來的小一些，此現象可歸因於部分煙氣洩漏。以實驗中所得到之熱釋放率結果和表 3 所預測之數值比較後發現差異很小，且以氧氣消耗法所得到之數值較接近理論預測值。接著分析 2-20Hz 實驗之熱釋放率經由氧氣消耗法和理論質量損失率兩種方式得到之數值大小發現，當油盤燃燒達到完全發展期所得到之熱釋放率其相對誤差較小，約在 5~7%，因此可以說明本設備對於熱釋放率之計算可以有效的掌握準確度。. 3-4 燃燒校正實驗—油盤火焰尺度 2.73MW 為了得到不同幾何尺寸對於熱釋放率之影響，本次使用 10 個直徑 0.4m 之不銹鋼圓形油盤來進行實驗，因油盤間排列有空隙故實驗代號中以*號區別，本組複合圓形油盤之實驗代號分別為 10*-20Hz 及 10*-15 Hz，排列方式如表 3 中所示。. 3-4-1 抽氣效能與燃燒產物分析此次一開始先進行 10*-20Hz 之實驗，所使用之抽風機馬達頻率皆固定在 20Hz，油盤點然後火焰同樣迅速蔓延所有油盤，整體火焰高度大致維持在 2.5-3m 附近，整體濃煙抽動情況良好，煙霧堆積情形約佔據煙罩 3/5 高度，如圖 20 所示。接著再次進行 10*-15Hz 之實驗，將抽風機馬達頻率調低至 15Hz 實驗，其點燃情況、火焰燃燒型態及煙氣流動型態與 10*-20Hz 類似，當火焰進入完全發展期後，燃燒之煙氣上升後便以極快之速度向四周流動，並形成濃煙層，隨即迅速擴散並累積覆蓋整個煙罩下方，然後穩定地溢出煙罩邊緣，如圖 21 所示，此現象直到火焰衰退期才逐漸好轉。當燃燒快結束時水沸騰現象也隨之發生，整體火焰變成暗紅色，如圖 22 所示，主要是因為水沸騰蒸發後，許多水分子受熱分解成許多 OH 離子隨. 35.

(36) 著煙氣排出，燃燒後形成暗紅色之火焰。圖 23、24 為複合圓形油盤燃燒實驗煙氣之濃度及流場變化。由圖 23 得知，HC 曲線如之前實驗相同在燃燒初期有最高值而後往下降； CO 濃度在流場溫度較高時亦有較高值；在 10*-20Hz 實驗可達約 275ppm； 10*-15Hz 實驗可達約 350ppm。CO2 和 O2 曲線變化仍然有其對應性存在，由 10*-20Hz 之實驗得知，整體油盤於完全發展期時之平均 O2 值下降約 1.4%、CO2 值上升約 0.84%；10*-15Hz 實驗平均 O2 值下降約 1.8%、CO2 值上升約 1.1%。由圖 24 中煙氣不透光率顯示當燃燒開始短時間中即造成量測段煙氣之不透光率數值竄升；而溫度曲線在量測段最高值在 10*-20Hz 之實驗中可達 100℃；10*-15Hz 實驗之溫度可達 110℃。由量測結果之趨勢可見 10*-15Hz 之實驗在高溫段延續較長之時間，可能的原因在於抽風機馬達頻率逐漸吸入堆積之煙氣所導致時間之延遲，當 10*-15Hz 之實驗堆積之煙氣慢慢吸引後，因煙氣量明顯的減少，造成溫度開始迅速降低。吾人將本次抽氣量 20Hz 及 15Hz 之計算流速值對照比較後發現，整體速度值些微變大，經由查證發現壓差傳輸器因地勢不平造成數值沒有歸零，因此本次計算之流速值、空氣質量流率與熱釋放率皆比實際值大，形成本次實驗已知的誤差。. 3-4-2 熱釋放率校正圖 25 為本次實驗之熱釋放率變化，由 Q& O 與 Q& C 曲線得知熱釋放率之值接近 3MW，若單獨以一個圓形油盤之熱釋放率 0.16MW 來估算，將此值乘上 10 可知熱釋放率應只有 1.6MW，因此將 10 個油盤之總表面積換算成相對直徑後計算得到如表 3 所示之 2.73MW，由此可知油盤火焰之熱釋放率並非單純只和表面積成正比，經由實驗也證明此種關係，由 2-2-4 節中之(35)式則為實驗所得到之關係式。由氧氣消耗法得到之熱釋放率. 36.

(37) 大於預估熱釋放率 2.73MW 甚多，除了一方面歸因於空氣質量流率誤差之外，另一方面也可能因為除了油盤本身表面積外，油盤和油盤之間尚有空隙存在，故在預估整體表面積上必然要大於油盤表面積，因此其實際熱釋放率應大於 2.73MW 才算合理。另外比較 10*-20Hz 及 10*-15Hz 實驗之 Q& 值，也可發現煙氣外溢造成之熱釋放率計算之影響，因此在較 O. 大之火焰尺度時，必須使用大抽氣量才能得到較準確的結果。至於 Q&T 方面，由圖上呈現之趨勢可以看出，10*-20Hz 之實驗得到對流熱釋放率較大，而且可以發現在 10*-15Hz 實驗中，因為煙氣堆積現象使得對流熱釋放率呈現緩慢下降之趨勢。. 3-5 燃燒校正實驗—油盤火焰尺度 3.58MW 為瞭解油盤間隙造成火焰型態及燃燒熱釋放率之差異，因此本次實驗則使用 4 個標準油盤進行測試，分別以 4*-25Hz、4-25Hz 及 4-30Hz 三次實驗作為對照組進行探討分析，其中 4*-25Hz 代表每個油盤之間距(油面邊界)為 30cm，其餘為緊密靠攏，排列方式如表 3 所示。. 3-5-1 抽氣效能與燃燒產物分析由實驗觀測來看，4-25Hz 及 4-30Hz 兩次實驗在油盤點燃後火焰隨即結合形成一團錐狀金黃色火焰，而 4*-25Hz 之實驗在點燃時則為四團小火燃燒，隨後才漸漸結合成為一團大火，火焰顏色和前兩次相同，而火焰高度卻較短，可感覺得出來燃燒強度較猛烈，火焰吐舌現象在 4-25Hz 及 4-30Hz 之實驗中出現較為頻繁，且火焰可直達煙罩內部。4*-25Hz 實驗之火焰高度大致在 3m 左右，其他兩實驗則略高出一截，如圖 26 和 27 所示。當油盤火焰進入衰退期時，亦有水沸騰現象產生，雖不如單一標準油盤水沸騰噴濺情形嚴重，但相較於兩個及三個油盤激烈，此時火焰漸漸縮小然後分離成四個小火焰，之後熄滅。. 37.

(38) 觀察本組實驗煙氣收集情形，吾人發現一項極為重要之影響因素，比較 4-25Hz 及 4*-25Hz 實驗之煙氣流動現象，當燃燒進入全盛期煙氣大量產生時 4*-25Hz 實驗之火焰由於稍短與範圍較大所致，故其煙氣往外擴散能力較強；而 4-25Hz 實驗之煙氣流動則由於火焰較長，範圍較小，所以比較集中地往上流動，故在煙氣收集效果上兩者有些微的不同。以 4-25Hz 實驗為例，其煙氣整體堆積佈滿 1/2 個煙罩，實驗過程無洩漏之現象，如圖 27 所示。而 4*-25Hz 實驗所產生之煙氣則如圖 28 及 29 所示，整個煙罩已被佈滿而且有些微溢出情形發生。圖 30 和 31 為此三次油盤燃燒實驗煙氣之濃度及流場變化，HC 曲線依然在燃燒初期有最高值之後則往下降；CO 濃度曲線則隨著溫度的升高而升高，最高值 4*-25Hz 實驗可達約 300ppm；4-25Hz 實驗可達約 310ppm；4-30Hz 實驗則達 270ppm。至於 CO2 及 O2 曲線變化同樣具有共軛性，O2 下降時 CO2 就上升。當 4*-25Hz 實驗於完全發展期時，其平均 O2 值下降約 1.4%、CO2 值上升約 0.9%；而 4-25Hz 之實驗平均 O2 值下降則略大於 1.4%、CO2 值上升略大於 0.9%；4-30Hz 實驗平均 O2 值下降約 1.1%、CO2 值上升約 0.7%。若由曲線之趨勢及衰退時間點來做比較， 4*-25Hz 實驗之油盤火焰燃燒速率則較 4-25Hz 實驗來的大。圖 31 左上圖主要說明不透光率之變化情形。由三者不透光率曲線幾乎重合現象顯示出四個油盤燃燒煙氣之產生快速及猛烈程度，當燃燒一開始至結束之時間中皆有驚人之煙量產生；溫度值量測段最高在 4*-25Hz 實驗中可達 120℃；4-20Hz 實驗可達 125℃；4-30Hz 實驗可達 110℃，4*-25Hz 之溫度較低乃因煙氣洩漏所致。. 3-5-2 熱釋放率校正本組實驗之熱釋放率變化如圖 32 所示，三次實驗之 Q& C 曲線在火焰點燃後約 50s 左右進入完全發展期，熱釋放率值最高可達 2.8MW 而後逐. 38.

(39) 漸下降；而 Q& O 之結果與 Q& C 曲線趨勢相似，熱釋放率最高可達 3.75MW。本組實驗因火焰尺度較大，火焰較高，因此會衝入煙罩中，因此抽氣之流量多少會影響燃燒狀態，造成熱釋放率計算值稍大於油盤熱釋放率理論值。換句話說，對尺度約為 3.6MW 之火焰而言，集煙罩與升降平台之間距僅有 4m 是不夠的。由 4-25Hz 及 4*-25Hz 實驗之曲線變化前段可見後者之熱釋放率計算式較前者大，但最初階段則是前者較大，此現象乃由於火焰結合成大火焰之時間差所致。由 4*-25Hz 實驗結果發現，在初期熱釋放由零爬升至 2.5MW 左右時先有一轉折點，此代表四個油盤火焰尚未結合前之結果，經由一段時間之合併後，熱釋放率則繼續爬升至 3.6MW，主要是因為四個油盤火焰結合發展成一大火焰所致。而單一標準油盤燃燒實驗之熱釋放率約為 0.7MW 左右，，乘上 4 個油盤後約為 2.8MW，此結果與油盤尚未結合前之 2.5MW 相符合，表示當油盤彼此間距夠大時，熱釋放率則直接和油盤各數呈正比關係，若是沒有間距，則需要帶入(35)式來估計。由圖中另外發現，大約在點然後 150 秒時可見熱釋放率曲線發生互換之情形，4*-25Hz 實驗之熱釋放率大小逐漸小於 4-25Hz 實驗，主要是因為煙罩內已經充滿煙氣並向外溢出，造成 4*-25Hz 熱釋放率減小，此種現象一直延續到火焰衰退期之前。比較此三次油盤實驗以氣體升溫法所得到之 Q&T 值大小發現，以抽因為 30Hz 流量大於 25 Hz，會使得煙氣部分熱量傳至吸入之氣體，因此會有熱損失的現象，不過其平均差距較無前幾組實驗大，可能由於燃燒火焰高度離集煙罩太近，抽氣流量多少影響了燃燒狀態。而 4*-25Hz 較 4-25Hz 實驗得到之量測段溫度低，主要可能是因為煙氣洩漏所致。將理論質量損失率計算之熱釋放率比對三次氧氣消耗法計算曲線，可發現當燃燒達到完全發展期時 4-25Hz 實驗之誤差值最小，其誤差值平均約在 8~9%。. 39.