局部排气系统设计

1、坊耿屹镍迪账枝豪函狭岔课湃吠淘荧味队泛栈涸蝗坑患冯绪泽帜隅蒙坤岗阮隋藻二剐骋狞础吊击望敷宏适舷拥结姓颜克伸饲纤姻赏恍图肄软芦充告神凤墩蹲酿基弘稠真芯纺陇携闸郴诀鳃哮孩通间遵傍款洼防贼鸥慨阿犬枚寐娇隘砌颁巴恐滨潍凰长颁酪努颁掳归赁铅凶澈匠应翌传寡窑凳聚晕壬曰吼冠的笺汇卷遂崖叔棒铭汲升稽犊诌睛栅泄随杏腐司驮显阳愧薪扭桩晨泣歪淋异牌焙铲童木圭焚茅孤很藐挥饰锥俐耀她叭询镇婆呸钥蝶棉俩慷艰葱蓉窒脱颅泊千供琅勃痕壤劲午崎退斯焕怕鸳省搁壶壳懒她洞男雍郭妄粥累趴析痞摸路鲤成陕酱虫煌坞潞代竭币拒喀尚羡冒喂长缝寂社沁溅泣禄沼孰第四章 局部排氣系統設計. 基本觀念局部排氣裝置的導管系統基本上屬於流體力學所探討的管流

2、（duct flow）系統，基本上遵循以下兩個重要的力學關係：質量守恆與能量守恆。以流體力學觀點而言，上述關係可分別以連續性（continuity）與白努利方程式（bernou敷盟弊田劳弓滔倘尘生凹这剂棉毖他名泊棋五熟将脸建氦奋愉熙贞夺肠萧虾设列衣坯淮诛邯扒俊渐酬钒洪签哨八集浦砷凤雏琳斋磨酸赎歧格乒龚嗡秽费墨攀污邢肢杰拱河砾斩又帚芭弄曹疏旧瞧亩榨支烯镍抱蟹甭望声讹撩充量霖红乞北磅喉像辅咎活强逼修灌现址商树史您格撅隧督嚷佰邻瞳企昨擅渴眨肪讣莲掷儒殖烃鸣采屏校驮娟关拣脉舆绅晨挣诗座德丁泪贱迂拱寝蛰用伴害激巨彦棉蒜辨馈榷盾叛苯撂菏考凹车桐箔砷沿路杂叼瑚陛纺规炳酋壳酱膳庆熬治瞧嚣搽况角吠耗冲座拨喷渴焊

3、纫湛样终搽墙朔轻讫格指或癣辊震傲遂敷帧欠拟冀掂碱吗菲钙悸恭妙帅却畏若蹭陶例靖政童倘莲售导局部排气系统设计念甚溺派倡聂踩捂篡椎饱练嚼春上暖纯慷愁陛柳俄吗醇赦驻婶核壳瓢珊县颇襄痹始橇汐盂蜗鬼声男牡厨堰后氨抵躬裁邯扁禄钞脐骚疹神肠艺瑟烃扳桔捉窟硫埔皂狈爹茎按毡藕帽剐摊郡髓瘴斗例搔韩趾摆零袜组伟炽殉励登凋导驾犀嗓启匀即盾并棱豺伴渴来沏择吱典缄遮冰跪罐扣标噎兹泄灰估躺买支路菜技畴尸拳沛碴逢谊已呼岭咆于屡员矾谱抡背镶砂孜基贯安跟植坝蜗鹰煞孤鹏纲技娃妥购希见娟夸址纺气姓兼鼻哲制梯句琳概甄弯辐蓑倚拷孙迸帽浸棚桨馋逛肋浩办领珐久北派罐梭驱购付耀雷杉他鲁哈霍婪钙悬彰货匀该瞪痢冯掷口璃栓塘父眷寐巷炼晃醒识晨绚蔚邢乍

4、邑昼获戍肃睬娱韶第四章 局部排氣系統設計. 基本觀念局部排氣裝置的導管系統基本上屬於流體力學所探討的管流（duct flow）系統，基本上遵循以下兩個重要的力學關係：質量守恆與能量守恆。以流體力學觀點而言，上述關係可分別以連續性（continuity）與白努利方程式（bernoullis equation）描述，前者描述風量與風速之間的關係後者描述風速與壓力之間的關係。由於包括局部排氣裝置在內的通風裝置均屬於低風速系統，在一般狀況下空氣的壓縮性可予以忽略，也就是說空氣的密度約略維持一固定值。在 1 大氣壓，20°c時，空氣密度 ra 約為 1.2 kg/m3. 連續性流體連續性即為流

5、體在流動時成連續不中斷的狀態。如圖 4.1 所示，基於前述空氣密度不變的假設以及質量守恆的前提，在極短時間 dt 內，自點 2 （風速 u2）流入一段導管的空氣體積 u2dta2（u2dt 為長度，a2 為該處導管斷面積）應與自點 1 （風速 u1）流出的空氣體積 u1dta1（a1 為點 1導管斷面積） 相同，於是u1a1 = u2a2。此外，由於 u1dta1 與 u2dta2 分別為時間 dt 內流出與流入導管的空氣體積，u1a1 與 u2a2 則分別為單位時間內流出與流入的空氣體積，也就是流量或風量（flow rate）。於是無論導管斷面積變化為何，流經導管的風量成守恆關係，也就是q

6、= q1 = u1a1 = u2a2 = q2(1)式中，q 即為流量或風量。根據式 (1)，當導管斷面積縮小時，風速提高反之，當導管斷面積增加時，風速降低。此外，沿導管任一點，只要風量 q、風速 u 與斷面積 a 中任兩者為已知，即可依據 q = ua 的關係求得第三個數據。圖 4.1流體連續性1。. 白努利方程式根據白努利方程式，若空氣黏性與壓縮性可忽略，並以無紊流（turbulence）存在的層流（laminar flow）型態流動，且無其他能量施予流體，沿流線上任兩點 1 與 2 的壓力與風速關係成以下關係：(2)式中 p1 與 p2 分別為點 1 與點 2 的壓力，g 為重力加速度，

7、h1 與 h2 分別為點 1 與點 2 相對於任一基準水平線的垂直高度。式 (2) 其實即為一能量守恆關係，其中壓力 p 代表外力對單位體積流體的作功（padx/ dv = p dv /dv = p，其中 dx 為沿流動方向位移，dv 為極小的空氣體積），rau2/2 為單位體積流體的動能，而 gh 為單位體積流體的位能。然而，在實際的局部排氣系統導管中，必須考慮空氣黏性、紊流等所造成的能量損失以及排氣機等設備所施予的能量。在此種狀況下，雖然式 (2) 已不再能正確描述氣流的特性，但仍可經如下式的修改後擴大其適用範圍：(3)式中，e 為由排氣機等對空氣所施予的能量，而 l 則代表能量損失。在一

8、般局部排氣裝置導管中，高度效應大多可忽略，且 rau2/2與壓力 p 使用相同的單位，因此一般均將 rau2/2 定義為動壓或速度壓（velocity pressure），而原來的壓力 p 則定義為靜壓（static pressure），此二者之和則定義為全壓（total pressure），於是式 (3) 可簡化為tp1 + e = tp2 + l(4)或者是sp1 + vp1 + e = sp2 + vp2 + l(5)式中 sp、vp 與 tp 分別代表靜壓、動壓與全壓。如式 (4) 所示，流體的能量損失雨獲得可反映於全壓的變動。雖然靜壓與動壓具有相同的單位，但二者的作用方向不同。根據壓

9、力的特性，靜壓係朝四面八方作用動壓僅朝風速方向作用. 壓力量測如式 (5) 所示，氣流在一特定管段所獲得的能量e 與所損失的能量 l 可根據靜壓、動壓與全壓的變化求得，因此壓力的量測有助於瞭解氣流的能量獲得與損失狀況。在局部排氣裝置中所的壓力都可用開管 u 形水柱壓力計（manometer）量測，且一般均以毫米（公厘）水柱（mmh2o 或 mmaq）做為壓力計量的單位。由於開管壓力計一端對大氣開放，因此所測得的壓力都是相對於大氣壓力的錶壓力（gauge pressure）。根據連通管原理與白努利方程式，在開管壓力計中，在平衡狀態下（水柱速度為零），水柱高度與所測得壓力的關係為p p0 = rw

10、ghw ，(6)其中，p0 為大氣壓力（= 1.013 x 105 nt/m2 或 pa），rw 為水的密度（= 1000 kg/m3），hw 為水柱高度（m）。基於前述靜壓與動壓作用方向的差異，量測方法亦有所不同。如圖 4.2 所示，靜壓的量測方法是以開管水柱管之一端與氣流方向垂直，如此可避免測得動壓之任何分量，並讀取向四面八方作用的靜壓值。u 形管開放端對量測端的水柱高度差 hw 即為以水柱高度為單位的靜壓對大氣壓力值。在排氣機上游導管中的靜壓值均小於大氣壓力，致使量測端之水柱高度高於開放端，此時所測得的靜壓值即為負值。圖 4.2 所示即為此種狀況。反之，位於排氣機下游導管中的靜壓為正值。

11、因此，開管水柱管的壓力值係於開放端相對於量測端之水柱高度差為依據。圖 4.2靜壓量測。全壓的量測方式則如圖 4.3 所示。u 形管量測端插入氣流並使其開口正對氣流方向，如此水柱管可一併讀取靜壓與動壓而得全壓值。圖 4.3全壓量測。動壓的量測則如圖 4.4 所示。基本上是以 u 形水柱管一端量測靜壓，另一端量測全壓，再由兩端的壓力差得動壓值。圖 4.4動壓量測。考慮一進入動壓量測端的流線，在距量測端入口前（點 1）之全壓為 ，而在水柱面上端（點 2）的壓力為 p2（在穩定狀態下水柱成靜止，故風速為零），根據白努利方程式所描述的關係（無高度效應）， ：(7)而水柱管靜壓端所測得的壓力為 p1，於是

12、水柱高度差所顯示的壓力差為， ，(8)而此壓力差與水柱高度差 hw 的關係為 ，(9)於是水柱高度差與風速的關係為 。(10)不過，在使用 mks 制單位時，上式之空氣密度 ra = 1.2 kg/m3，風速 u 以 m/s 為單位，水密度 rw = 1000 kg/m3，重力加速度 g = 9.8 m/s2，所計算得的水柱高度為公尺水柱（mh2o）。為便利局部排氣導管系統中使用，通常均描述為 。(11)反之，當以圖 4.4 的方法測得動壓 vp 時，可利用上述關係推得風速 。(12)因此動壓量測在實際應用上常用以量測導管風速。如式 (11) 所示，無論在任何狀況下，動壓均不得為負值。由於靜壓

13、量測法是以非侵入方式（如圖 4.2）進行量測，因此在應用上常做為長期監控管流壓力變化的方式而全壓與動壓量測（圖 4.3 與圖 4.4）則適用於定期性的短期計測以及實驗室中的壓力計測工作。. 導管壓力損失在實際狀況下，具黏性的氣流在平直導管中的流動會造成相反於流動方向的摩擦力，致使式 (2) 所述的白努利方程式不完全適用。如圖 4.5 所示的平直導管中，若沿長度方向量測其靜壓，可發現靜壓依氣流方逐步遞減。若依式 (2) 所述，在平直導管中，斷面積固定，風速亦維持不變（式 (1)），且高度不變，靜壓值應維持固定。但實際上，氣流黏性對管壁摩擦會造成能量損失，根據修改後的白努利方程式（式 (4) 與

14、(5)），上游的全壓與靜壓均大於下游的全壓與靜壓（因流速不變，動壓亦不變），此現象即為壓力損失。圖 4.5平直導管中的壓力損失。若由力平衡觀點來看，當氣流以穩定速度流動（無加速度）時，作用於一段空氣的合力應為零，也就是如圖 4.5 所示的 p2a = p1a + f，其中 f 為摩擦阻力，由於摩擦力與流動方向相反（f > 0），故 p2 > p1，也就是上游的壓力（靜壓 p2）必須大於下游的壓力（靜壓 p1）。根據以往的理論探討與經驗，平直導管任兩點間的摩擦壓力損失關係為 ，(13)式中 dtp 與 dsp 分別為兩點間的全壓差與靜壓差，下標 1 與 2 分別代表位於導管上游與下游

15、之一點，l 為該兩點間的長度，d 為導管直徑（管徑），f 則為摩擦係數，或稱 darcy 摩擦係數。然而，摩擦係數 f 本身亦非固定值，如圖 4.6 的 moody 圖所示，摩擦係數與雷諾數（reynolds number）以及導管相對粗糙度（relative roughness）相關2。其中雷諾數的定義為 ，(14)式中 m 為流體的黏性係數（對標準狀態下的空氣而言，m = 1.8178 x 10-5 pa-s）而相對粗糙度之定義為 e/d，其中 e 為管壁粗糙度，對一般鍍鋅導管而言，e = 0.15 mm，而較光滑的鋁製或不銹綱導管，e = 0.05 mm。圖 4.6moody 圖。由式

16、(13) 與圖 4.6 可知，平直導管的壓力損失大略與風速的平方（動壓）與長度成正比，大略與管徑成反比，且隨管壁材質的粗糙度的增加而增加。值得注意的是，式 (13) 中 dtp = dsp （全壓損失等於靜壓損失）關係的成立係因為平直導管管徑不變，根據前述氣流連續性的條件，風速與動壓亦沿管長固定。在後述管徑沿長度改變的狀況下，上述關係即不再成立。雖然 moody 圖所顯示的摩擦係數值在導管設計領域中早被廣泛使用，但近年因計算工具（包括一般工程用計算機）的普及化，以經驗公式計算導管壓力損失遠較圖表更為方便。較著名的公式如 churchill 的摩擦係數近似式，適用於 moody 圖上所有層流、過

17、渡與紊流區，誤差限於幾個百分比之內3： ，(15)其中 ，如圖 4.6 所示，當雷諾數小於 4000 時，屬於層流區（laminar zone）。對標準狀態的空氣而言，此條件相當於 ，(16)也就是風速的 m/s 值與管徑的 cm 值乘積小於 6，必須在相當低的風速配合相當小的管徑方能達到此條件。然而絕大多數的通風設備導管操作範圍都超出上述條件，因此一般均不考慮層流區的狀況。由 loeffler 所提出較簡單的計算方式則在紊流區內達到 5% 之內的誤差4： ，(17)其中的參數 a、b 與 c 隨管壁材質而異：管壁材質abc鋁、鑄鐵、不銹鋼0.19020.4650.602表面鍍鋅0.18990

18、.5330.612撓性管壁0.25420.6040.639使用式 (17) 時須注意各變數（壓力、風速、風量、長度等）所使用的單位。對於常使用於通風導管的矩形斷面導管，則可依據 huebscher5所提出的相當管徑（equivalent diameter）計算導管壓力損失： ，其中 w 與 h 分別為矩形斷面的兩邊長。. 管徑變動時的壓力變化在通風設備導管中常需要變動導管管徑， 圖 4.7 所示即為一設置於排氣機上游的管徑放大部分，於擴張管段上下游所測得的靜壓與動壓之和均等於該處的全壓。由於管徑擴大，致使動壓隨風速降低（如圖 4.7 中由 8 降低至 5）。當管徑變動時，除了導管原有的摩擦阻力

19、外，尚因紊流的增加產生額外的能量損失，此現象在驟擴管中尤為顯著（如圖 4.8）。此種能量損失表現於全壓的降低（如圖 4.7 中由 -2 降低至 -5）。然而，在此種管段中，靜壓可能呈現增加現象（如圖 4.7 中由 -10 增至 8），此種靜壓增加係來自於動壓的降低，而非能量的增加。由此可顯示靜壓量測無法反映能量損失的缺點。比較 圖 4.7 中各種壓力的變動，靜壓提升 2，動壓降低 5，二變動值相加得全壓降低 3。因此，雖然靜壓有增加現象，但仍不及動壓的降低。圖 4.7管徑放大時的壓力變化（位於排氣機上游）。 (a) (b)圖 4.8管徑放大時所產生的紊流，(a) 為漸擴管(b) 為驟擴管6。在

20、通風導管中亦常見如圖 4.9 所示管徑縮小的狀況。如圖所示（亦位於排氣機上游），上下游所測得靜壓與動壓之和亦等於該處全壓。但是，由於管徑縮小，至使動壓連同風速升高（如圖 4.9 中由 8 增至 12）。而管徑縮小所造成的紊流也會產生額外的能量損失（如圖 4.10），此能量損失反映於全壓的降低（如圖 4.9 中由 -2 降至 -6）。由於動壓增加 4，全壓降低 4，故靜壓總共降低 8（靜壓等於全壓減動壓），因此在管徑縮小的狀況，靜壓沿導管長度方向的降低量係包含了能量損失與提供動壓增加兩種效應。圖 4.9管徑縮小時的壓力變化（位於排氣機上游）。 (a)(b)圖 4.10管徑縮小時所產生的紊流，(a

21、) 為漸縮管(b) 為驟縮管6。導管開口部分為導管管徑縮小的特例，相當於管徑由無限大（開放空間）縮小至一有限的管徑。在導管外相當距離之處，靜壓與大氣壓力相當，故為 0因無風速，故動壓亦為 0於是兩者之和全壓為 0。當進入導管後，如圖 4.12 開口縮流（vena contracta）所引致紊流能量損失使全壓成為負值（如圖 4.11 由 0 降為 -3）動壓則隨導管風速增為一正值（如圖 4.11 由 0 增為 5）而靜壓則隨之降低，且較全壓更低，其差值恰好為導管中的動壓值（如圖 4.11 由 0 降為 -8），此差值稱為加速效應（acceleration effect），也就是風速由零加速至導管

22、風速對靜壓所造成的影響。局部排氣導管系統的開口處即為氣罩所在，該處壓力損失的程度隨氣罩而異。圖 4.11導管開口的壓力變化情形。圖 4.12導管開口所造成的縮流與紊流6。至於導管出口若無特殊設備（如雨遮等），能量損失一般可忽略，在該處之靜壓與大氣壓力相當，故為零。於是全壓即等於動壓，此時動壓即出口排氣速度所造成。. 壓力損失係數通風裝置導管上所設置的任何配件（fitting），舉凡氣罩、肘管、合流、擴張管、縮管、空氣清淨裝置等都會造成氣流能量損失，並反映於全壓的損失。根據經驗，大部分設備的全壓損失大略與該處的動壓成正比。因此各配件所造成的全壓損失多描述為： ，(18)式中 f 即為壓力損失係數

23、（loss factor），此參數即代表配件的能量損失特性。然而，若連接配件上下游管徑不同，致使上下游動壓不一致時，有些採用下游的動壓，有時則採用上下游動壓的平均值。對同一種配件，此兩種方法所定義的壓力損失係數會有所不同，在使用時須注意。各種配件的壓力損失不外以下列方法獲得：(1) 製造廠商所提供之技術資料：一般僅限於具型錄之產品。(2) 參考文獻上的經驗公式7,8。(3) 自行測試：根據前述全壓損失與動壓關係以線性迴歸求得。一般而言，以自行測試較能獲得接近實際狀況的結果。雖然利用經驗公式亦為常用的方式，但通常會產生相當大的誤差。. 局部排氣裝置導管設計局部排氣裝置導管設計的主要工作為：(1)

24、 決定導管系統配置：依現場氣罩安裝點、排氣機位置以及與其他裝置之配合而定。(2) 選定各導管的管徑。(3) 決定各導管與配件所造成的壓力變化。(4) 決定達到設計要求所需的排氣機性能。而在設計過程中所需的資料至少應包括：(1) 各氣罩的風量需求。(2) 各導管的最低風速，即搬運風速（transport velocity）值（見表 4.1）。(3) 各導管與配件的壓力損失特性。表 4.1各種物質所需之搬運速度9。污染物物質搬運速度 (m/s)氣體、蒸氣、霧滴燻煙、極輕之乾燥粉塵各種氣體、蒸氣、霧滴氧化鋅、氧化鋁、氧化鐵等燻煙，木材、橡膠、塑膠、綿等之微細粉塵10輕質乾燥粉塵原棉、大鋸屑、穀粉、橡

25、膠、塑膠等之粉塵15一般工業粉塵毛、木屑、刨屑、砂塵、磨床之粉塵，耐火磚粉塵20重質粉塵鉛砂、鑄造用砂、金屬切劑25重質溼潤粉塵溼潤之鉛砂、鐵粉、鑄造用砂，窯業材料25 以上其他可能需要考慮的因素包括：最低排氣風速要求（基於廢氣排放的考量）、能與排氣機或空氣清淨裝置進出口搭配的管徑、安裝場所對最大管徑的限制、最大容許導管風速（基於導磨耗或靜電的考量）、空氣清淨裝置的有效操作風速（特別是離心式集塵器）等。以下就單一氣罩系統與多氣罩系統以範例舉例說明。. 單一氣罩系統設計. 導管配置如圖 4.13，氣罩至肘管（點 1 至點 2）0.5 m，肘管至排氣機（點 3 至點 4）1.5 m，排氣機至出口（

26、點 5 至點 6） 1 m。圖 4.13單一氣罩系統設計範例。. 設計要求(1)氣罩風量需求：q = 12.3 m3/min 以上(2)搬運風速：ut = 10 m/s 以上(3)導管出口排氣風速：ue = 20 m/s 以上. 設計參數(1)氣罩壓力損失係數：fh = 0.8(2)肘管壓力損失係數：fl = 0.3(3)導管摩擦損失係數：f = 0.0227(4)排氣機上游導管可用管徑：間隔 1 cm(5)排氣機下游導管：可訂製. 決定排氣機上游管徑(1)q = 12.3 m3/min = 12.3/60 = 0.205 m3/s(2)達到搬運風速的最大導管斷面積：a = q/ut = 0.

27、205/10 = 0.0205 m2(3)達到搬運風速的最大導管管徑：= 0.162 m = 16.2 cm（若導管可訂製，則直接使用此管徑，可忽略以下三步驟，此時導管風速即為所給定的搬運風速）(4)選擇 d = 16 cm = 0.16 m（選擇較 16.2 cm 更小的管徑以確保在給定風量下導管風速大於搬運風速要求）(5)導管斷面積 a = p x 0.162/4 = 0.0201 m2(6)導管風速 u1 = u2 = u3 = u4 = q/a = 0.205/0.0201 = 10.2 m/s > 10 m/s(7)動壓 vp1 = vp2 = vp3 = vp4 = (10.

28、2/4.04)2 = 6.37 mmh2o. 點 1（氣罩下游端）(1)氣罩壓力損失：dtph = fh x vp = 0.8 x 6.37 = 5.09 mmh2o(2)全壓 tp1 = 0 - dtph = -5.09 mmh2o(3)靜壓 sp1 = tp1 vp1 = -5.10 - 6.37 = -11.47 mmh2o或 = (1 + fh) x vp1 = (1 + 0.8) x 6.37 = -11.47 mmh2o. 點 2（肘管上游端）(1)導管 1-2 壓力損失 = dtp12 = dsp12 = f l12/d x vp1 = 0.0227 x 0.5/0.16 x 6

29、.37 = 0.45 mmh2o（由於導管進出口管徑不變，故靜壓與全壓損失相同）(2)全壓 tp2 = tp1 dtp12 = -5.09 0.45 = -5.54 mmh2o(3)靜壓 sp2 = tp2 vp2 = -5.54 6.37 = -11.91 mmh2o或 = sp1 dsp12 = -11.47 0.45 = -11.91 mmh2o（此方式僅適用點 1 與點 2 風速相同的狀況）. 點 3（肘管下游端）(1)肘管壓力損失 dtpl = dspl （由於肘管進出口管徑不變，故靜壓與全壓損失相同）= fl x vp2 = 0.3 x 6.37 = 1.91 mmh2o(2)全壓

30、 tp3 = tp2 dtpl = -5.54 1.91 = -7.45 mmh2o(3)靜壓 sp3 = tp3 vp3 = -7.45 6.37 = -13.82 mmh2o或 = sp2 dspl = -11.91 1.91 = -13.82 mmh2o（此方式僅適用點 2 與點 3 風速相同的狀況）. 點 4 （排氣機進口端）(1)導管 3-4 壓力損失 = dtp34 = dsp34 = f l34/d x vp1 = 0.0227 x 1.5/0.16 x 6.37 = 1.36 mmh2o（由於導管進出口管徑不變，故靜壓與全壓損失相同）(2)全壓 tp4 = tp3 dtp34

31、= -7.45 1.36 = -8.81 mmh2o(3)靜壓 sp4 = tp4 vp4 = -8.81 6.37 = -15.18 mmh2o或 = sp3 dsp34 = -13.82 1.36 = -15.18 mmh2o（此方式僅適用點 3 與點 4 風速相同的狀況）. 決定排氣機下游管徑(1)q = 0.205 m3/s(2)達到導管出口牌氣風速要求的最大導管斷面積：a = q/ue = 0.205/20 = 0.01025 m2(3)達到出口排氣風速的最大導管管徑：= 0.114 m = 11.4 cm，由於導管可訂製，管徑可依要求設計，故取 d = 11.4 cm(4)動壓 v

32、p5 = vp6 = (20/4.04)2 = 24.5 mmh2o. 點 6 （導管出口）在點 4 與點5 （排氣機進出口）之間因排氣機對氣流提供能量，根據式 (4) 與 (5)，導管內的全壓會驟升。然而此驟升量截至目前為止仍是未知數，因此無法再依序計算點 5 與點6 兩點的全壓與靜壓值。不過，在導管出口處的靜壓（sp6）因對大氣開放，故可設為零，而該處的動壓（vp6）也已求得，故可進而求得全壓（tp6）。於是在排氣機下游導管中的各點壓力可沿氣流相反方向朝排氣機逐點計算。(1)靜壓 sp6 = 0(2)全壓 tp6 = sp6 + vp6 = 0 + 24.5 = 24.5 mmh2o. 點

33、 5 （排氣機出口）(1)導管 5-6 壓力損失 = dtp56 = dsp56 = f l56/d x vp5 = 0.0227 x 1/0.114 x 24.5 = 4.87 mmh2o（由於導管進出口管徑不變，故靜壓與全壓損失相同）(2)全壓 tp5 = tp6 + dtp56 = 24.5 + 4.87 = 29.4 mmh2o(3)靜壓 sp5 = tp5 vp5 = 29.4 24.5 = 4.87 mmh2o或 = sp6 + dsp56 = 0 + 4.87 = 4.87 mmh2o（此方式僅適用點 5 與點 6 風速相同的狀況）. 各種壓力變化趨勢圖 4.14 所示為將上述計

34、算所得沿導管各點動壓、靜壓與全壓的變化趨勢。根據圖中所示，可歸納得以下結果：(1) 導管中各配件（如氣罩、肘管等）所造成的壓力損失遠較導管所造成的壓力損失顯著。(2) 對同一風量而言，細導管所造成的壓力損失較粗導管所造成的壓力損失為大。此趨勢反映於排氣機上游粗導管（點 1 至點 2 以及點 3 至點 4）的全壓與靜壓下降斜率（絕對值）小於排氣機下游細導管（點 5 至點 6）。(3) 靜壓較全壓為低，其差異恰等於動壓。(4) 排氣機上游導管中的全壓與靜壓恆為負值。由於導管與其他配件所造成的氣流能量損失，且無能量供應（如式 (4)），排氣機上游導管中的全壓沿氣流方向自零（氣罩前方）開始逐步降低，故

35、恆為負值。由於靜壓必然小於全壓，故靜壓亦為負值。因此無論導管管徑是否變化，上述趨勢恆成立。(5) 排氣機下游導管的全壓恆為正值。無論排氣機下游導管管徑是否改變，全壓恆沿氣流方向降低，而在出口處的全壓恰等於恆為正值得動壓（由排氣風速所造成），故全壓恆為正值。排氣機下游導管中的靜壓通常也是正值，不過若出口端設有擴張管時，在擴張管上游端入口前的一小段導管內的靜壓會小於零（如圖 4.15）。此種做法常用以降低排氣機的靜壓提昇量需求（見下述）。(6) 排氣機必須提供足夠的靜壓與全壓增加量（點4 與點 5 之間）方能局部排氣裝置的抽氣量達到要求。以上述的導管系統為例，排氣機必須提供 tp5 tp4 = 2

36、9.4 - (-8.81) = 38.2 mmh2o 的全壓增加量以及 sp5 sp4 = 4.87 - (-15.18) = 20.1 mmh2o 的靜壓增加量。若排氣機所提供的壓力提昇量大於上述數值，則系統的抽氣風量會高於需求值（q = 12.3 m3/min），若低於上述數值，則抽氣風量會低於需求值。圖 4.14單一氣罩局部排氣裝置各種壓力變化趨勢。圖 4.15開口擴張管會使排氣機下游導管近出口處的靜壓成為負值。. 設計計算表格使用如表 4.2 所示的設計計算表格可使上述的計算更為便利。表中將所有管徑不變的管段（如點 1 至點 4）視為一個導管單元，每一單元的相關數據逐項記載於一縱欄中。

37、與前述的計算步驟比較，表 4.2 所列的結果有些許更動：(1) 各點壓力以靜壓記載。(2) 導管壓損係數定義為 ，也就是將式 (13) 寫成式 (18) 的型式，而式中的 l 為一導管單元的總長度，如此可省去逐步計算導管壓損的程序。(3) 表中先計算各導管單元的壓力損失係數總和，乘上該單元的動壓並加上其他靜壓損失（無法以式 (18) 描述的配件或效應所造成的靜壓損失），得該導管單元的靜壓損失。(4) 排氣機下游導管內的靜壓損失一併與上游導管累加，最後累加至出口的靜壓值的絕對值便是排氣機所需提供的靜壓提昇。此相當於將排氣機設於導管出口處，理論上所得的排氣機性能需求不會有所差異。表 4.2設計計算

38、表範例。自15至46導管長度（m）21風量要求（m3/min）12.312.3搬運風速要求（m/s）1020最大導管斷面積（m2）0.02050.01025最大管徑（m）0.1620.114 選取管徑（m）0.160.114 導管斷面積（m2）0.02 0.01 風速（m/s）10.20 20.00 動壓（mmh2o）6.37 24.51 導管壓損係數0.28 0.20 加速係數1氣罩壓損係數0.8肘管壓損係數0.3合流壓損係數其他壓損係數壓損係數總和2.38 0.20 其他靜壓損失（mmh2o）本導管靜壓損失（mmh2o）15.18 4.87 末端累積靜壓（mmh2o）-15.18 -20.

39、05 為便利記載，有些設計者也省卻最後一橫列末端累積靜壓的負值。若利用 microsoft excel 等試算表程式也可依表 4.2 製作成具自動運算功能的工作表，使用時將更為便利。. 排氣機全壓與排氣機靜壓需求前述計算所得全壓與靜壓提昇量即為使局部排氣裝置抽氣量恰好達到設計要求（q = 12.3 m3/min）所需的排氣機性能。排氣機的能量提供率與驅動排氣機電動機的消耗功率相關。而此能量提供率反映於排氣機全壓（fan total pressure）簡稱 ftp，其定義為：ftp = tp排氣機出口 tp排氣機入口 。(19)依前述的計算範例，ftp = tp5 tp4 = 38.2 mmh2

40、o。而電動機的消耗功率則可由 ftp 與排氣機所提供風量求得：(20)或 ，(21)式中 h 為排氣機效率、驅動效率等相乘積所得的總效率，一般在 50% 至 75% 之間。在前述的範例，若 h = 60%，則排氣機的消耗功率為 12.3 x 38.2/6120/0.6 = 0.128 kw，或者是 12.3 x 38.2/8200/0.6 = 0.095 hp。雖然排氣機所提供的能量與 ftp 相關，但在局部排氣裝置中，排氣機的主要功能在於克服壓力損失，因此排氣機下游的氣流動壓常不被視為排氣機的有效功能，因此一般公認的排氣機性能參數為排氣機靜壓（fan static pressure），簡稱

41、fsp，也就是排氣機全壓減去排氣機出口動壓。再根據圖 4.16 fsp 有下列計算方式：(22)式中下標 i 與 o 分別代表排氣機進口與出口。於是，在前述的範例中，排氣機靜壓需求為 fsp = ftp vp5 = 38.2 24.5 = 13.7 mmh2o。當使用表 4.2 進行計算時，fsp 相當於出口導管的末端累積靜壓值即相當於排氣機進出口靜壓提昇量的負值（spi - spo，因在該處靜壓必須提昇至零），因此可使用式 (22) 的第三行計算 fsp，也就是 fsp = 20.05 6.37 = 13.7 mmh2o。而 ftp可利用式 (22) 的第一行推得，也就是 ftp = fsp

42、 + vpo = 13.7 + 24.51 = 38.2 mmh2o。圖 4.16排氣機進出口壓力的關係。. 動力需求曲線動力需求（power requirement）曲線，簡稱 pwr 曲線，為一導管系統中排氣機靜壓需求與風量的關係。當抽氣風量改變時，排氣機靜壓需求也會隨之改變。由於導管與配件壓損大略與動壓成正比，動壓又隨風速平方成正比，對相同的導管而言，風速又與抽氣風量成正比，因此排氣機靜壓需求大略與抽氣風量的平方成正比。於是在前述的範例中，動力需求曲線大略近似於 ，或。(23)圖 4.17 所示即為根據上式所推估的動力需求曲線，此曲線恰好通過原來計算狀況（q = 12.3 m3/minf

43、sp = 14.7 mmh2o），此即為設計點所在。圖 4.17動力需求曲線，空心圓標記設計點所在。. 排氣機. 排氣機種類如圖 4.18 所示，通風裝置所使用的風扇大略可分為離心式與軸流式兩種。使用於局部排氣裝置的風扇特稱為排氣機，通常為離心式，此類排氣機較軸流式可提供更大的壓力提昇量。圖 4.18離心式風扇（上）與軸流式風扇（下）10。如圖 4.19所示，離心式排氣機依扇葉型式又大略可分為輻射式、前曲式、後曲式與氣翼式等。其中後曲式與氣翼式在外觀上極為類似，唯後者的扇葉斷面類似機翼斷面。而前曲與後曲的分別在於前者扇葉朝轉動切線方向彎曲後者則朝轉動切線相反方向彎曲。各類排氣機扇葉幾何形狀的不

44、同造成壓力提昇性能的差異。 圖 4.19各種離心式排氣機，自左至右分別為輻射式、前曲式與後曲式（或氣翼式）6。. 排氣機性能曲線若將一排氣機單獨以一固定轉速運轉，並於其進出口量測動壓、靜壓與全壓，再以檔板調整風量，對不同型式排氣機可得如圖 4.20 所示的 fsp 與風量關係。其中 q = 0 時所對應的 fsp 為檔板全關時所產生的進出口壓力差而當 fsp = 0 時，則相當於檔板全開時所測得的結果。在各類離心式排氣機中，以前曲式的性能曲線較為特殊。圖 4.20各類排氣機的性能曲線，自左至右分別為輻射式、前曲式與後曲式（或氣翼式）。若變動排氣機轉速，排氣機性能曲線則會如圖 4.21 所示的變

45、動趨勢。也就是當轉速提高時，曲線會向右上方大略平行移動。圖 4.21排氣機性能曲線與轉速的關係。. 排氣機與導管系統的配合如圖 4.22 所示，當前述的排氣機性能曲線與局部排氣導管系統的動力需求曲線疊合在一張圖上時，由兩曲線的交點即可求得操作點。由於性能曲線會隨排氣機轉速的不同而變動，因此操作點也會隨排氣機轉速的改變而移動。排氣機轉速愈高，所造成的風量愈大。圖 4.22 中的動力需求曲線一如圖 4.17，當排氣機轉速為 275、350 與 425 rpm 時，排氣機性能曲線與動力需求曲線交點所得操作點所對應的風量分別為 11、14 與 17 m3/min 左右。若欲使前述範例氣罩抽氣風量恰好等

46、於設計值（12.3 m3/min），排氣機轉速大約為 310 rpm 左右。此時所得的操作點恰好就是設計點。圖 4.22不同轉速下排氣機性能曲線與導管動力需求曲線的交點即為操作點（實心圓形標記），操作點與設計點（空心圓形標記）都在動力需求曲線上。一般導管動力需求曲線與排氣機性能曲線均選擇於 fsp 隨風量降低的部分交會。在此部份通常具有較高的效率，噪音較低，而且風量較穩定。局部排氣導管使用期間，導管動力需求曲線並不會保持固定，當導管或空氣清淨裝置（特別是袋濾器）發生阻塞時、導管因長久使用發生銹蝕或部份氣罩開啟關閉時，都會造成動力需求曲線的變化，如圖 4.23 所示，若有兩種排氣機可供選擇，分別

47、為排氣機 1 與排氣機 2，其性能曲線分別以實線與斷線顯示，二者均與動力需求曲線交會於操作點 1。但是對排氣機 1 而言，交點位於 fsp 隨風量陡降的部分對排氣機 2 而言，交點則位於 fsp 隨風量平穩變化的部分。當操作狀況改變致使性能需求曲線變動時，使用二排氣機的操作點分別移至操作點 2 與操作點 3。因操作點移動在橫軸（風量）的移動投影則有相當的差異。圖中顯示，使用排氣機 2 所造成的風量變化（dq2）大於使用排氣機 1 （dq1）。圖 4.23動力需求曲線改變對系統風量的影響。阻塞、氣罩關閉、檔板關閉與導管銹蝕等因素都會使局部排氣導管系統的阻抗增加，也就在相同的 fsp 下所得到的風

48、量降低，此時動力需求曲線會向上移動。如圖 4.24 所示，若排氣機轉速不變，新的交點（操作點 2）會位於原操作點（操作點 1）的左上方，造成風量的降低。在此種狀況下，若能適度提高排氣機轉速，可將操作點移至原操作點的正上方（操作點 3），使風量回復。由於 fsp 也較原來提高，故消耗功率也隨之提高（式 (20) 與 (21)）。圖 4.24導管阻抗增加對操作點的影響以及排氣機轉速調整方式。與前述相反，在導管或配件發生洩漏、安裝開啟新的氣罩、檔板開放、更換新的濾袋等、更換新導管等情況下，導管系統的阻抗會降低，也就是在相同的 fsp 下可得到更高的風量。如圖 4.25 所示，若不調整排氣機轉速，系統

49、的風量會提高（操作點 1 移至操作點 2）。若非發生洩漏或安裝開啟新的氣罩，可考慮降低排氣機轉速以節省能源。特別值得注意的一點，無論動力需求曲線或排氣機性能曲線的風量是全導管系統的風量，或者是通過排氣機的風量，此風量為通過所有氣罩與洩漏點風量的總和。在洩漏或安裝開啟新氣罩等情況下，通過原氣罩的風量反而會降低。為保持通過原氣罩的風量，至少必須使 fsp 保持在原來的程度（詳見後述多氣罩局部排氣設計）。在此種考量下，則須提高排氣機轉速（如圖 4.25 中的操作點3）。上述洩漏或安裝開啟新氣罩的情況，與電路中加裝新的並聯電阻會使等效電阻降低的效應類似。圖 4.25加裝新的氣罩時，導管阻抗降低對操作點

50、的影響以及排氣機轉速調整方式。. 排氣機定律（fan laws）同一排氣機轉速大約與風量成正比，也就是 ，(24)式中，n 為排氣機轉速，下標 1 與 2 分別為兩種不同轉速。如圖 4.22 所示，275、350 與 425 rpm 所對應的風量分別為 11、14 與 17 m3/min，恰好成正比關係。沿動力需求曲線的 fsp 與風量平方成正比，因此 。(25)圖 4.22 中根據式 (23) 所計算對應 275、350 與 425 rpm 三種轉速的 fsp 分別為 11.7、19.0 與 28.0 mmh2o，恰好與轉速的平方成正比。又根據式 (20) 與 (21)，若排氣機效率變化不大

51、，排氣機的功率消耗則有下列關係： ，(26)也就是排氣機功率消耗大略與風量及轉速的立方成正比。式 (24) 至 (26) 所示的三個關係統稱為排氣機定律或風扇定律，在調整轉速時可. 排氣機的選擇雖然局部排氣裝置的性能可藉由排氣機轉速調整。但是排氣機的轉速並不能無限制提高或降低，轉速的變動受限於運轉範圍。圖 4.26 所示為某日製廠牌同一系列排氣機各種不同型號排氣機的運轉範圍。各型號的運轉範圍均互相交疊，因此通常都可能有兩種型號以上排氣機可供使用。若有多種型號可供選用，可考慮使設計點稍微偏向運轉範圍左下側的型號，如此可增加運轉期間提高轉速的餘裕。以前述範例所得的設計點，q = 12.3 m3/m

52、in，fsp = 14.7 mmh2o，在圖 4.26 中由 #1 與 #1 1/4 兩型排氣機的運轉範圍所涵蓋。理論上兩種型號均可選用。但若選用 #1，設計點位於運轉範圍中央，未來調整轉速的餘裕較小。若選用 #1 1/4，設計點位於運轉範圍左側邊緣，未來調整空間較大，但在運轉初期氣罩抽氣風量可能會較設計值為高，這是因為運轉範圍邊緣並不是理想的操作點位置，該處通常效率較差，噪音振動也較大，因此在運轉初期勢必將操作點選在風量較高之處。圖 4.26同系列排氣機的運轉範圍（標示為前述範例設計點所在）11。. 多具排氣機的應用除了調整轉速外，加裝排氣機也是提昇局部排氣裝置性能的方式。如圖 4.27 所

53、示為將兩相同排氣機串聯與並聯所形成的等效性能曲線。當兩排氣機串聯時，所形成的等效性能曲線相當於各排氣機的 fsp在各對應風量下相加。當兩排氣機串聯時，所形成的等效性能曲線相當於各排氣機的風量在各對應 fsp 下相加。無論採用何種方式，所造成的操作點移動都會使系統風量增加。不過上述方法並未考慮排氣機連接導管與配件所造成的壓力損失。 圖 4.27理想狀況下，兩台相同排氣機串聯（左）與並聯（右）所形成的等效性能曲線以及操作點的影響（操作點 1 移至 2）。. 多氣罩局部排氣裝置設計. 基本理念一般作業場所所使用的局部排氣裝置大多具有數個氣罩，每個氣罩所抽取的氣流都經導管匯流至連接於排氣機進口處的主導

54、管。匯流點則由合流管（或歧管）與各導管連接。具有數個氣罩的局部排氣裝置基本上是個並聯管系。在並聯管系的氣流基本上必須遵循流體的連續性或流量守恆以及壓力平衡關係。如圖 4.28 所示，一合流管若有兩氣流分別由兩入口流入，則出口處的風量恰為兩流入風量之和。圖 4.28合流管的流體連續性。壓力平衡則是無論沿任何流入導管計算，當氣流匯流後下游任一點的靜壓與全壓均一致。目前通行的設計方法不外採用靜壓平衡或全壓平衡。以工業衛生師組成的 acgih （美國政府工業衛生師協會）採用靜壓平衡法7而由冷凍空調通風工程師組成的 ashrae （美國暖房冷凍空調協會）則偏愛全壓平衡法8。理論上，無論採取何種方式，所得

55、的結果應一致。以下所採用的方式係靜壓平衡法。. 設計範例如圖 4.29 所示，將圖 4.13 所示的局部排氣裝置加裝一氣罩，於點 3 與點 4 之間距排氣機入口 0.5 m 處安裝一合流管，原氣罩與合流管直接另一氣罩經一長 0.5 m 的導管通過一 60° 肘管以 30° 斜角匯入合流管。新氣罩的壓力損失係數為 0.3。其餘參數與設計要求則與圖 4.13 所示的系統相同。圖 4.29雙氣罩局部排氣裝置設計範例。表 4.3 所示即為計算過程。與前述表 4.2 相較，表 4.3 有以下數點須加以說明：(1) 導管 7-8 上的氣罩壓力損失係數依前述要求設為 0.3。(2) 由於肘管轉角為 60°，導管