中華民國九十八年八月 · (PC) combustion behaviours in the blowpipe-tuyere-raceway region...

中華民國燃燒學會The Combustion Institute of R.O.C

中華民國九十八年八月

Vol. 18 No. 3

Combustion Quarterly Vol. 18 No. 3 Aug 2009 0

燃燒季刊 Combustion Quarterly

第十八卷第三期中華民國九十八年八月出版

Vol. 18 No.3 Aug 2009

目錄

CONTENTS

編輯札記 1 陳維新

高爐風徑區粉煤燃燒數值研究 2

杜憲文、蔡辛慈、許智翔、蔡建雄

甲烷重組及應用於機車之操作策略 13

趙裕、廖茂易、陳清奎、邱進立、李綉偉

車輛引擎廢熱回收電力再生系統發展趨勢 24

李進興、林廣遠、蘇富湖

利用粗魚油為生質柴油料源探討 38

林成原、李融奇

徵稿說明 43


編輯札記

「燃燒季刊」為中華民國燃燒學會的代表性刊物，一直扮演燃燒/能源領域

在實務應用及學術理論交流之平臺，廣受相關領域的產官學研專業人士所重視及

參考引用。本期共刊登五篇專業論文，來源包含了大專院校、中鋼、核研所及中

科院之文章，包括中鋼杜憲文研究員等人及屏科大蔡建雄教授所發表之「高爐風

徑區粉煤燃燒數值研究」，以得知粉煤噴吹技術中的粉煤燃燒現象；核研所趙裕

博士等人則於「甲烷重組及應用於機車之操作策略」論文中開發一種車載型電漿

輔助觸媒重組器，以部分氧化法重組甲烷產生富氫氣體，與汽油混合為複合燃料

後導入引擎，並發展最佳的重組器操作策略；中科院李進興博士等人於「車輛引

擎廢熱回收電力再生系統發展趨勢」的大作中，建構熱電材料模組吸收車輛引擎

所排放之廢熱，不僅可小幅度的降低車輛引擎廢熱排放溫度，更易顯現熱電轉換

電力再生，在行動中對車輛電池堆充電之潛能；在國立臺灣海洋大學林成原教授

及李融奇「利用粗魚油為生質柴油料源探討」文章中，說明粗魚油生質柴油的燃

料性質、油耗與引擎性能等方面都有不錯的表現，可提供為生質柴油的另外一種

料源。

相信本刊讀者可從這些文章中獲得寶貴資訊，也請繼續支持及踴躍投稿本

季刊，共同推動燃燒科技之研究交流。

陳維新


高爐風徑區粉煤燃燒數值研究 Numerical Investigation of the Pulverised Coal Combustion in Blast Furnace

杜憲文1、蔡辛慈2、許智翔3、蔡建雄4 Shan-Wen Du, Sing-Tsu Tsai, Chih-Hsiang Hus, Chien-Hsiung Tsai

中鋼公司鋼鋁研發處煉鐵製程組

國立屏東科技大學車輛工程系

Steel and Aluminum Research and Development Department China Steel Corporation. 1, Chung Kang Rd., Hsiaogang District, Kaohsiung 81233, Taiwan

National Pingtung University of Science and Technology 1, Shuefu Rd., Neipu, PingTung 91201, Taiwan

摘要

本研究利用計算流體力學的方法，建構粉煤在高爐鼓風管－鼓風嘴－風徑區內的

燃燒模式，以分析粉煤在此區中之行為特性。模式中，氣相之 Navier–Stokes 方程式

與固相粉煤之熱裂解與燃燒行為耦合進行解析。本研究中，利用所建模式分析操作參

數中之粉煤輸送氣體質量流率與熱風含氧量對於粉煤燃燒的影響。計算結果顯示，當

輸送氣體質量流率越小，輸送氣體冷卻效應隨之減輕，使燃燒率提高，此表示當粉煤

輸送由稀相轉為濃相時，有助於粉煤之燃燒。計算結果也同時發現，當熱風的富氧量

增加，粉煤燃燒率明顯的改善。

關鍵詞：粉煤、高爐、風徑區、燃燒率

Abstract

A 3-dimensional model has been developed in this study to simulate the pulverised coal

(PC) combustion behaviours in the blowpipe-tuyere-raceway region of blast furnace. The

model solves Navier–Stokes equations with conjugate coal pyrolysis and combustion for

hot blast and coal plume flowing through the raceway by computational fluid dynamics

(CFD) code. The calculated results indicate that the burning ratio of the injected coal

increases with the decrease of carrier gas mass flow rate due to less cooling effect. With a

view to reaching higher coal burning ratio in the raceway, the dense phase transportation of

PC may be more favourable than the dilute one. The prediction also show the oxygen

enrichment to the hot blast is an efficient countermeasure for improving coal burning in the

raceway.

1 中鋼公司鋼鋁研發處煉鐵製程組研究員 2 中鋼公司鋼鋁研發處煉鐵製程組長 3 國立屏東科技大學車輛工程系碩士班研究生 4 國立屏東科技大學車輛工程系教授；email:[email protected]


Keywords: pulverised coal, blast furnace, raceway, burning ratio

一．前言

60 年代初期，高爐煉鐵發展出一種噴吹輔助燃料的新技術。噴吹燃料從鼓風嘴出

口處吹向高爐內，燃料可為重油、天然氣或粉煤等。由於噴油在工業上的應用較簡單，

所以得到廣泛的使用。但重油噴吹技術，但在歷經 70 年代兩次石油危機後，為了降

低煉鐵成本，延長高爐壽命，現今高爐採用粉煤噴吹(pulverised coal injection)技術來

煉鐵。此技術為從鼓風嘴吹入廉價的粉煤用以代替高價的焦炭，因此近年來噴吹率、

產量為高爐煉鐵的效率指標。在不影響高爐穩定操作的情況下，粉煤噴吹量受制於風

徑區的粉煤燃燒率。所吹入的粉煤不會在風徑區內完全燃燒掉，一部分的粉煤會進入

高爐內與二氧化碳或爐渣發生反應，但當未燃燒完全的粉煤太多時，穿透風徑區進入

爐內且囤積於焦炭床的孔隙間，進而阻礙煤氣與爐料的流動，造成高爐操作不穩定。

以 CFD 的方法來研究高爐內風徑區的粉煤燃燒，由於裡面存在熱風、粉煤與焦

炭三者的互相關係、複雜的物理現象與化學反應，在數學上沒有統一的模式，例如：

粉煤吸收熱風能量開始熱裂解的揮發模式，不一定適用於各種粉煤，釋放完揮發分的

未燃煤(char)在高爐風徑區內的燃燒模式也有不同的模型，所以在計算上是非常困難

的。為了使模擬變的可行，早期研究多做了一些簡化。

Nogami 等人[1-3]利用 Multi-fluid 的多相流模式，建構高爐內的鐵水、焦炭、粉煤、

氣體等四相的熱傳與燃燒特性，成功地預測高爐風徑區內爐氣溫度及各種成分的分

布，但是所建構的風徑區是假設的。Guo 等人[4] 、Andahazy 等人[5,6]、Du 等人[7-9]也

以多相流模型模擬風徑區內粉煤的燃燒行為，但是風徑區則假設為一圓柱形，且假設

圓柱形風徑區上下有邊界阻力存在。Picard[10]等人也以多相流歐拉模型來計算風徑區

內粉煤的燃燒情形，但是風徑區的形狀是假設的並未有依據，裡面未考慮到焦炭所造

成的影響，所使用的紊流燃燒模式是採用 Magnussen 模式，這種模式必須先假設揮發

物的成份與其生成物的種類，所以假設較少。

二．研究方法

本研究為利用計算流體力學(Computational Fluid Dynamics，CFD)的方法來模擬

粉煤於風徑區內燃燒的行為與爐氣的影響。在模型的建構上採用前處理軟體 Gambit

來繪製鼓風管、噴煤槍和風徑區等幾何外型與網格。以商用軟體 Fluent 6.3 進行數值

分析。首先必須了解整個計算域之物理意義，並建立相關之統御方程式，其中方程式

可分為流體的質量守恆方程式(continuity equation)、動量守恆方程式(momentum

equation)、能量守恆方程式(energy equation)。由於在高爐內流體的馬赫數(Mach

Number)不高 (


(incompressible)。流體在壁面上也遵守流體速度不滑動(no-slip )的物理特性。

2.1 數學模型

本研究採用歐拉-拉格朗日的方法，分別計算鼓風管和風徑區內氣體與粉煤的流

動行為與燃燒的特性。統御氣體流動的數學模型為三維雷諾時平均 Navier-Stokes 方

程式組。當假設流場為穩態的不可壓縮流場時，方程式可表示如下：

連續方程式

( ) 0ii

ux

ρ∂ =∂

(1)

其中， ρ 為流體的密度、 iu 為 i方向的流體平均速度。

動量方程式

( ) ( ) ( )' 'ii i j i ji j i j j j

upu u u u ux x x x x x

ρ ρ μ ρ⎛ ⎞∂∂ ∂ ∂ ∂ ∂

+ = − + + −⎜ ⎟⎜ ⎟∂ ∂ ∂ ∂ ∂ ∂⎝ ⎠(2)

其中， p 表示壓力，' 'i ju uρ 為紊流所引起的雷諾應力。研究中，以高雷諾數 k-ε 模式

來封閉雷諾應力。紊流燃燒模式則採用預先指定的 PDF 模型，配合化學平衡來計算

流場中的成分與溫度，也就是 k-ε-g 模式，在擴散燃燒時可以定義混合分數 f 來代替

求解化學組分方程式中的化學反應項。

i iO

iF iO

X XfX X

−=

− (3)

( ) ( ) ti pi i t i

ff u f St x x x

μρ ρσ⎛ ⎞∂ ∂ ∂ ∂

+ = +⎜ ⎟∂ ∂ ∂ ∂⎝ ⎠(4)

( ) ( )2

ti g t d

i i t i

g gg u g C C gt x x x x k

μ ερ ρ μ ρσ⎛ ⎞∂ ∂ ∂ ∂ ∂⎛ ⎞+ = + −⎜ ⎟ ⎜ ⎟∂ ∂ ∂ ∂ ∂⎝ ⎠⎝ ⎠

(5)

式中，2g f= 、Cg=2.8、Cd=2。

2.1.1 顆粒運動方程式

顆粒的作用力平衡方程，即顆粒慣性等於作用在顆粒上的各種力，運動方程式表

示為：

( ) ( )x pp D pp

gduF u u

dtρ ρ

ρ

−= − +

(6)


式中( )D pF u u− 為顆粒單位體積質量阻力，其中 DF 表示為

2

Re1824D

Dp p

CFdμ

ρ=

(7)

式中，u 為流體速度， pu 為顆粒速度，ρ 流體密度， pρ 為顆粒密度， pd 為顆粒直徑，

Re為雷諾數，其中Re與 DC 阻力係數定義為：

Re p pd u uρ

μ

−≡

(8)

321 2Re ReD

aaC a= + + (9)

對於球形顆粒，在一定的雷諾數範圍內 1a 、 2a 、 3a 為常數。

2.1.2 粉煤的能量方程式

噴入鼓風管內的粉煤吸收外界熱風的熱量開始裂解，這裡描述了兩種情況為：(1)

粉煤低於所設定的熱裂解溫度 vapT

，(2)粉煤內的揮發分完全釋出，滿足上述情況，可

使用一種簡單的熱平衡方程式來封閉粉煤溫度與粉煤表面的對流與輻射熱傳，方程式

定義為：

( ) ( )4 4pp p p p p p pdT

m c hA T T A T Tdt

ε σ∞ ∞= − + − (10)

這裡， pm

為粉煤質量， pc

粉煤比熱， pA

粉煤表面積，T∞為外界溫度， pT 為顆粒溫

度， h 為熱對流係數，σ 史蒂芬-波茲曼常數。

2.1.3 粉煤的揮發分熱裂解模式

當粉煤吸收外界熱量快速加熱時，粉煤表面開始熱裂解燃燒並釋放出揮發性物

質，這裡採用的是二步驟平行熱裂解揮發反應模式，採用修正 Ubhayakar 模型[7-9]，

描述如下

( )1

1 1 11kcoal Y Char Y Volatile⎯⎯→ − × + × (低溫) (11)

( )2 2 2 21kcoal Y Char Y Volatile⎯⎯→ − × + × (高溫) (12)

其中 k 為熱裂解反應速率，控制著不同溫度範圍的裂解速率，Y 為化學當量係數，其

中熱裂解反應速率表示為：


( )1 /1 1

pE RTk A e −= (13)

( )2 /2 2

pE RTk A e −= (14)

式中，E 為活化能，參數如表一所示

表一揮發分熱裂解模型係數[7-9]

Ubhayakar et al

Y1 VM

Y2 1.5VM

K1(1/s) 3.7×105

K2(1/s) 1.46×1013

E1(j/kgmol) 7.4×107

E2(j/kgmol) 2.51×108

2.1.4 粉煤的焦炭燃燒模式

當粉煤的揮發性物質完全釋放後，就開始進行表面燃燒反應，燃燒粉煤內所含的

固定碳成份，研究中使用化學動力-擴散控制反應模型，為假設表面反應速率同時受

到化學動力與擴散控制的影響，其表示式為：

0

0

PP ox

D kdm A pdt D k

= −+

(15)

其中，Ap 為粉煤表面積，Pox 為粉煤周圍氣體氧化劑分壓，D0 為擴散速率常數，k 化

學反應速率常數，分別為：

( ) 0.750 1

/ 2PP

T TD C

d∞+⎡ ⎤⎣ ⎦=

(16)

( )/2

PE RTk C e−= (17)

2.2 邊界條件

過去研究粉煤在風徑區內的燃燒特性，因為風徑區的形狀不容易預測且幾何形狀

複雜，所以風徑區的形狀假設為圓柱形配合最外層的阻力來模擬。本研究中為了更符

合真實物理現象，將鼓風管結合許[12]利用 Multi Fluid 模式所計算出的風徑區形狀作

為計算粉煤燃燒的區域，如圖一所示。最外層的邊界條件，則設定為孔隙度 0.4 的多


孔介質阻力。粉煤燃燒的操作參數如表二所示。

風徑區邊界阻力多孔介質模型的模擬根據 Darcy 定律如下式，其動量方程具有附

加的動量源項，源項由兩部分組成，一部份為黏性損失，另一部份為內部損失項。

212i i j j

S v C v vμ ρα

= +

(18)

考慮到流體在充滿多孔介質內的流動，在紊流流動中，推導適當常數的方法包括

了 Ergun 方程[13]的使用，用於雷諾數範圍較大和有多孔性介質的區域多，有一個半經

驗的關係式：

( ) ( )22 3 3

1 1.75 1150i j j

p p

p v vD D

ε ρ εμ νε ε− −

Δ = +

(19)

式中，α 是滲透性， 2C 是內部阻力係數，滲透性與內部阻力係數可定義為：

( )

2 3

2150 1pD εα

ε=

− (20)

( )2 3

13.5

p

CD

εε−

=

(21)

其中， pD

粒子直徑，ε 為孔隙度。

圖一鼓風管結合風徑區之幾何形狀


表二粉煤燃燒的操作參數

熱風參數

溫度 1423k 粉煤噴吹率 0.4kg/s

壓力 4.5atm

粉煤粒徑分布

90μm:5%

熱風質量流率 3.9kg/s 63μm:25%

含氧量 21% 45μm:55%

粉煤參數(F 煤 70%、R 煤 30%) 20μm:15%

揮發分 19.57%

固定碳 71.95%

灰分 8.48%

煤槍氣體質量流率 0.026kg/s

三．結果與討論圖二為粉煤在風徑區內的滯留時間，圖中的風徑區內部未考慮焦炭的存在，能清

楚的看到粉煤在風徑區內的走勢。經鼓風嘴吹入的熱風與粉煤會以直線的方式往風徑

區的下游流動且不會向風徑區的四周擴散，直到粉煤到達風徑區下游邊界並且受到邊

界阻力的影響而往風徑區的上方流動。粉煤於風徑區內的滯留時間約為 20ms，在此

區域內滯留的時間越久，代表著粉煤有足夠的時間吸收熱量並提前產生燃燒反應，有

助於提高粉煤的燃燒率(burnout)，而粉煤的燃燒率用來判定粉煤於風徑區內燃燒的程

度，粉煤主要成份為揮發性物質與固定碳兩種，在燃燒過程中，當粉煤吸收外界所提

供的熱量，開始釋放出揮發分，隨後才開始燃燒固定碳的部份。利用粉煤總重量損失

來計算粉煤燃燒率(B)，定義為：

,0

1 aa

mBm

⎛ ⎞= −⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠

(22)

式中， am 為粉煤燃燒後所剩重量， ,0am 為粉煤初始可燃燒重量。

圖三為風徑區內的溫度分布圖，熱風與粉煤都集中鼓風嘴中心軸的位置附近，高

溫區的分布也集中在風徑區的中間處，粉煤燃燒率為 53.9%。而從圖可看出一溫度較

低的區域，此區就是一氧化碳濃度較高之處，此區為水煤氣反應(coal gasification)和

固定碳與二氧化碳反應最劇烈的地方，所以此區域的氧氣、二氧化碳、水的濃度都較


低，而未燃盡的固定碳、一氧化碳與氫的濃度較高。圖四至圖九分別為氧氣、二氧化

碳、固定碳、水、氫與一氧化碳的濃度分布圖，圖中的分布圖也說明上面所論述的物

理現象。

圖四風徑區內氧氣濃度分布圖圖五風徑區內二氧化碳濃度分布圖

圖七風徑區內固定碳濃度分布圖圖六風徑區內水濃度分布圖

圖三風徑區內溫度分布圖圖二風徑區內粉煤滯留時間


3.1 粉煤輸送氣體質量流率對粉煤燃燒率的影響

圖十與十一為不同的粉煤輸送氣體質量流率(0.015kg/s、0.026kg/s、0.05kg/s)對粉

煤燃燒率的影響。圖十顯示隨粉煤輸送氣體質量流率越小，粉煤燃燒率越高，從圖十

一的溫度分布圖中，可以看出流量較小時，粉煤開始裂解的位置越靠近噴煤槍，這是

因為輸送氣體流量小、流速慢，所以粉煤滯留時間長，有較長的時間吸熱使粉煤溫度

增加。另外，輸送氣體流量小，對粉煤冷卻的效應也較小，所以升溫快，由於較早熱

解，所以燃燒率也較高，當質量流率為 0.015kg/s，裂解位置恰好在鼓風嘴出口。

3.2 熱風含氧量對粉煤燃燒率的影響

含氧量是過去文獻中富氧噴吹對於提高粉煤的燃燒率是有明顯的效果，也是改善

圖八風徑區內一氧化碳濃度分布圖圖九風徑區內氫濃度分布圖

圖十粉煤輸送氣體質量流率與粉煤與粉煤燃燒的關係圖

圖十一風徑區內溫度分布圖


噴吹效果的重要技術之ㄧ。而含氧量的提高，也含使風徑區內溫度的提高，風徑區內

溫度的升高有助於粉煤的燃燒。圖十二為不同的熱風含氧量對粉煤燃燒率的影響，由

上述可知氧氣的濃度對於粉煤的燃燒率是有明顯的幫助。結果顯示在 21%至 25%內，

氧含量與燃燒率的關係幾乎成一直線。一般來說，每提高 1%熱風含氧量，約可提高

理論燃燒溫度 50K 左右[1]，所以從圖十三熱風含氧量對風徑區內溫度分布的比較圖可

以看出，含氧量的增加使粉煤在風徑區的燃燒效率更好，也增加了風徑區內的燃燒產

物溫度，但對揮發物開始揮發位置的影響不大。

五．結論

本文利用計算流體力學的方式來模擬高爐風徑區內的粉煤燃燒，研究中結合鼓

風管與風徑區的形狀，作為粉煤燃燒的區域，用 PDF 燃燒模式，DPM 模式計算粉煤

在風徑區內的燃燒特性。所得結果如下：

(1) 煤槍氣體質量流率變小，除可增加粉煤滯留在風徑區內的時間外，可以減少對粉

煤的冷卻，使粉煤的揮發提前發生，促進燃燒率提升。

(2) 隨熱風含氧量的提高，粉煤燃燒率幾乎呈線性提高，含氧量的提高，促進化學反

應速率有助於粉煤的燃燒率提升。

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甲烷重組及應用於機車之操作策略 Methane Reforming and Operating Strategy for Motorcycle

趙裕1、廖茂易2、陳清奎3、邱進立4、李綉偉5

Yu Chao, Mao-Yi Liao, Ching-Kuei Chen, Chin-Lee Chiu, Hsiu-Wei Lee

核能研究所化學工程組保健物理組 Institute of Nuclear Energy Research, Longtan 32546, Taoyuan County, Taiwan

摘要

本研究開發一種車載型電漿輔助觸媒重組器，以部分氧化法重組甲烷產生氫氣，

重組過程沒有外加熱源，觸媒床溫度是由反應本身放出之熱量所維持的，測試結果達

到氫氣產率 89.9%及甲烷轉化率 90.2%良好重組效果，其產氫耗能僅有 1.21 MJ/kg-H2。此外，亦以熱力學計算各種進料組成、反應溫度下之產物組成，實驗與理論算結果相當吻合，顯示此一電漿輔助觸媒系統已達到理想的熱效率。最後將此車載

型重組器其安裝於機車引擎前，甲烷重組轉化之富氫氣體，與汽油混合為複合燃料後

導入引擎，並針對機車冷車啟動、低負載及巡航三種行車狀況發展各自最佳的重組器

操作策略。

關鍵詞：甲烷重組、氫氣、機車、電漿輔助觸媒作用。 Abstract

This study demonstrates a compact plasma-assisted catalysis (PAC) reformer as an onboard device for motorcycle. Hydrogen was generated by means of partial oxidation of methane. No extra-energy was needed to sustain the temperature of catalyst bed. A promising energy efficiency of 1.21 MJ/kg-H2, being together with high hydrogen yield (89.9%) and high methane conversion (90.2%), was experimentally achieved. In addition, thermodynamic analysis for partial oxidation of methane was conducted. Experimental data agreed well with the thermodynamic results, indicating that high thermal efficiency can be achieved with the plasma-assisted catalysis process. This PAC reformer was used to convert methane into a hydrogen-rich gas which then mixed with gasoline to fuel motorcycle engine. The optimum operating parameters for the PAC reformer on motorcycle in the cold start, low load and normal cruising modes are evaluated.

Keywords: Methane reforming, Hydrogen, Motorcycle, Plasma-assisted catalysis

1 核能研究所化學工程組助理研究員；email:[email protected] 2 核能研究所化學工程組助理工程師 3 核能研究所化學工程組技術員 4 核能研究所化學工程組技術員 5 核能研究所保健物理組助理工程師


一．前言能源的使用與人們的日常生活有密不可分的關係，諸如開車、電器設備的使用，

帶給生活上莫大的便利與舒適。但是伴隨這些便利與舒適，一些嚴重的問題也逐漸顯

現。早期比較關注的議題是汽機車行駛、電廠發電、工廠運作所排放的廢氣而產生的

空氣汙染問題。隨著各種氣候的異常現象，相關研究顯示，空氣汙染不僅有害人體健

康及造成酸雨等問題，更會造成臭氧層破洞、全球暖化等現象，甚至威脅到整個生態

的平衡。例如二氧化碳是空氣中的正常成份之一，其體積百分比約佔 0.033%，是生物界碳循環的一部份，原本不被認為是汙染物，但近數十年燃燒化石燃料(主要成分為碳氫化合物)，產生大量的二氧化碳，使二氧化碳含量逐年增加。二氧化碳會吸收紅外光，減少地球熱能的逸散，而使地面氣溫上升，造成地球暖化問題(Global Warming)。

為了全人類的健康與生態環境，世界各國正逐步提高汽機車排放廢氣之標準。雖

然目前各大車廠均致力於引擎改善的研發工作，藉由高壓燃料噴射、引擎參數調整、

可變汽門等各項改良技術以提高引擎效率，藉以達到低耗能、低汙染的目標。但以現

有的引擎系統及觸媒轉化器，對達到日後之新環保法規標準仍有疑慮，且目前三元觸

媒轉化器多採用貴重金屬，因來源日漸枯竭而價格趨向昂貴。雖然已有豐田及本田等

汽車公司推出油電混合車，亦有一些公司進行電動車之研發，但燃油引擎在可見之未

來，仍將是多數機動車輛的動力來源。因此，各項碳替代能源的開發研究，在全球均

如火如荼的積極展開，其中氫能是可能的選項之一。麻省理工學院(MIT)於 1997 年開始執行美國能源部支持的六年計畫，開發出高能

量密度、可使用多種燃料、反應時間短、構造簡單且高轉化效率的小型電漿重組器，

該技術將應用於汽、機車引擎，提高燃料使用效率，並降低 NOx 排出量至原有的十分之一以下[1]。氫氣與汽油相比，由於具有較大的可燃範圍及較高的火焰延燒速度，當作為輔助燃料與汽油或柴油混合為複燃料(Dual Fuel)時，可使引擎在較稀薄的燃/氣比的條件下運轉，因此具有提升引擎效率及降低廢氣中汙染物濃度的潛力。以數學

模式評估，結果顯示氫氣可以提昇燃燒效率並降低燃燒延時(Combustion Duration)，降低燃燒延時將減少傳至汽缸壁的熱量，提昇引擎效率，並降低油耗[2]。Minutillo [3]將實驗數據與熱力學計算結果相比較，顯示相當吻合，其重組效率約為 80%。並以此基準經數學模式計算比較整體引擎系統的效率，結果顯示當用於重組之汽油比例低於

0.5 且複燃料引擎效率高於汽油引擎效率 5%以上時，雖然重組器造成一些燃料損耗，整體重組器/引擎系統之效率，仍可高於汽油引擎系統之效率。另有一些學者則是以實驗加以驗證，Yüksel and Ceviz [4]以 0.129、0.168 及 0.208 kg/h 三種不同的氫氣供給量，在油門開度 3/4、引擎轉速 1000-4000 rpm 的條件下，測試複燃料引擎的性能，結果顯示在氫氣添加量介於 2.40-5.26 wt%的汽油量時，引擎的熱效率約提升 6-10%、燃料消耗量減少約 6-14%。當氫氣的添加比例再增加時，由於空氣的供應量不足，引擎的效率反而下降。D’Andrea et al. [5]則是添加 1.6-3.7 wt%的氫氣量，測試引擎的運轉特性。在實驗的添加範圍內，複燃料的效果，隨著氫氣添加量的增加而更為顯著。

於貧燃料(ø


Pressure)增加，而循環變異(Cycle-to-cycle Variation)減少，表示添加適量的氫氣，不但可以提升引擎性能，亦可提升引擎運轉的穩定性。

雖然實驗及模擬的結果，都證實導入氫氣可以提升引擎性能及降低廢氣的排放

量，但是氫氣的供應仍是此一技術是否可實際使用的重要決定因素之一。由於氫氣的

分子量小，單位體積的能量密度低，即使以高壓氫氣鋼瓶或液態氫氣儲槽均無法提供

足夠的氫氣量用於長程旅途使用。而研發中的儲氫合金或奈米碳管，雖可適度的提高

氫氣的儲存量，但是使用後的氫氣再補充仍是一大問題。氫氣供應的基礎設施，在目

前可說是極度缺乏，雖然美國宣稱在數年內將於加州新建若干加氫站，但是推估中、

短期的未來，仍然無法普及。而且氫氣裝填所消耗的時間，也是使用者無法接受的。

因此，車載型重組器(Onboard Reformer)被視為解決此一應用技術瓶頸的可行途徑之一。

燃料重組產氫技術可以分為四類，(1)熱電漿重組；(2)高溫觸媒重組；(3)非熱電漿重組；(4)非熱電漿輔助觸媒重組。根據文獻研究的結果顯示[6-9]，電漿結合觸媒與單獨使用電漿相比，不論在氫氣產率、選擇率、碳氫化合物轉化率及能量效率上，

前者均有較佳的表現。電弧放電優於介電質放電，電漿結合觸媒亦優於單獨使用電漿

[10]。電漿輔助觸媒的效果雖然是肯定的，但是電漿與觸媒的置放位置對於反應結果仍會產生一定的影響。Sobacchi et al. [10]分別將電漿置於觸媒之前 (Plasma Preprocessing)及觸媒之後(Plasma Postprocessing)進行測試，結果顯示電漿置於觸媒之前有較好的結果，而兩種電漿輔助方式均比單獨觸媒重組效果好。而單獨電漿反應，

由於使用之脈衝電暈放電比輸入能量低(1.25-10 kJ/L)，所以沒有量測到氫氣，而一氧化碳的產率僅不到 2%。兩種電漿輔助的差異在低溫時較明顯，750oC 以上就不明顯。Hadidi et al. [7]以生質燃料進行部分氧化重組實驗，證實 O/C 比(空氣中氧原子與燃料中碳原子之莫耳比)及氣體流量對反應結果影響最大，在 O/C = 1.5 左右時，有最好的效果。

二．實驗設備與方法

本研究以 Ni/γ-Al2O3 觸媒及自製之金屬電漿輔助觸媒重組器進行甲烷重組，產生之富氫氣體與汽油混合後做為機車引擎之輔助燃料。電漿輔助觸媒重組器是一金屬圓

筒型反應器，金屬圓筒本身為陽極(直徑 62mm，高 175mm)，陰極則位於金屬圓筒的頂端，係以機車用之火星塞修改而成，僅露出前端金屬部分。陰極與金屬圓筒保持適

當之間距，供反應氣體自間隙間流過。反應器分為上下二段，上端為電漿反應區，下

方為觸媒反應區。電漿區氣體入口有導流及分散設計，放電區設計為圓錐狀，可均勻

氣流分佈並形成渦旋狀往下流動，如此可以增加放電火花與氣流接觸範圍、延長電弧

長度及避免弧根長時間撞擊於特定位置。機車引擎為光陽 125 c.c.單缸、氣冷式化油器引擎。除了維持原供油系統外，僅在化油器後段之進氣岐管稍加修改，於進氣岐管

上鑽孔、攻牙，重組器產生之富氫氣體於此導入並與流經化油器的油氣混合後進入引

擎。引擎性能以動力計量測。測試系統裝置如圖一所示。由於甲烷重組過程隨反應物組成及反應溫度的不同，所進行的反應會有很大的差


異，其結果將造成產物組成濃度及產量有很大的變化，甚至有可能產生積碳，影響觸

媒壽命及電漿放電的穩定性。因此利用 HSC 軟體進行 Gibbs 自由能的熱力學平衡計算，以各種不同進料組成計算不同溫度下的重組產物組成，如此則可以依照模擬計算

的結果，事先規劃實驗範圍，縮短實驗期程。

圖一重組器結合機車引擎測試裝置

三．結果與討論

1. 熱力學平衡計算本研究係以部分氧化反應進行重組，主要反應物為甲烷及空氣中的氧氣，重要的

反應參數 O/C 比、反應溫度及甲烷流量。模擬計算時並不考慮甲烷流量，其 O/C 比範圍為 0.8 至 3.0，溫度範圍則是 400-1200oC，進料組成為甲烷(2 kmole)及空氣，產物組成包括 N2、O2、H2、CH4、CO、CO2、H2O、C2H2、C2H4、C2H6 及 C(S)。因為氫氣及一氧化碳攸關能量效率，積碳產生與否亦影響觸媒壽命及電漿放電的穩定性，因

此模擬計算的結果，僅顯示上述三種產物與溫度關係圖。圖二顯示，在 O/C 比 3.0 時，由於進料中含有太多的氮氣，而氮氣幾乎不發生任

何反應，因此在重組產物中佔了相當高的比例，濃度約 65%，稀釋了其餘產物的濃度，而進料中較多的氧氣使反應趨向較完全的氧化反應，使得水氣及二氧化碳的濃度均分

別高於氫氣及一氧化碳，因此氫氣濃度僅 6-10%，一氧化碳的濃度更低，僅 0.2-6% (圖三)，同時亦無積碳產生(圖四)。值得注意的是，隨溫度提高，一氧化碳的濃度也隨著增加，顯示高溫環境下較有利於產生一氧化碳，而較不利於二氧化碳的生成。

隨著 O/C 比的降低，氫氣的濃度均隨之提高；一氧化碳也隨之增加，但是 O/C = 0.8 時，一氧化碳的濃度反而下降，此乃積碳大量產生所致。O/C 比小於 2.2 時，開始會有積碳產生，但是提高反應溫度即可避免。隨著 O/C 比的降低，積碳的產生量愈來愈多，要避免積碳產生的反應溫度也愈來愈高。O/C 比小於 1.0 時，即使溫度高於 900oC 仍無法完全避免積碳現象。在 O/C 比為 1.2、1.44、1.6 及 1.8 的條件下，避


免積碳產生的溫度分別是 720、680、640 及 600oC。考量甲烷重組一般反應溫度範圍在600-800oC、高O/C比時氫氣濃度下降及低O/C比時易產生積碳等因素，O/C= 1.2-1.8為適當的反應條件。

圖五為實驗與模擬計算的產物氫氣濃度結果比較，"線"為模擬計算結果，"點"則為實驗結果。實驗結果均與模擬結果相當吻合，顯示本研究之重組器已達到理想的熱

力學結果。

0

10

20

30

40

50

400 600 800 1000 1200

Con

cent

ratio

n (%

)

oC

CH4 PO H2 ConcentrationO/C=0.8

O/C=1.0

O/C=1.2

O/C=1.44

O/C=1.6

O/C=1.8

O/C=2.0

O/C=2.2

O/C=2.5

O/C=3.0

0

5

10

15

20

25

400 600 800 1000 1200

Con

cent

ratio

n (%

)oC

CH4 PO CO Concentration

O/C=0.8

O/C=1.0

O/C=1.2

O/C=1.44

O/C=1.6

O/C=1.8

O/C=2.0

O/C=2.2

O/C=2.5

O/C=3.0

圖二於 O/C = 0.8-3.0，H2 濃度隨溫度變化之情形

圖三於 O/C = 0.8-3.0，CO 濃度隨溫度變化之情形

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

400 600 800 1000 1200

kmol

e

oC

CH4 PO Carbon Depoition AmountO/C=0.8

O/C=1.0

O/C=1.2

O/C=1.44

O/C=1.6

O/C=1.8

O/C=2.0

O/C=2.2

圖四於 O/C = 0.8-2.2，積碳產量隨溫

度變化之情形，O/C = 2.5 以上時，即無積碳產生

圖五實驗(點)與模擬計算(線)之氫氣濃度結果比較

2. 甲烷重組

本研究採用電漿輔助觸媒重組技術，電漿的高壓電源是來自高壓放大器及信號產

生器的正弦交流電，電源頻率由前置實驗的結果決定，在 2 kHz 時的重組效果較佳。實驗開始時，施加電壓逐漸加高，到達約 7.5 kV 後開始放電，電壓隨即降至 1.9 ± 0.2 kV，電流為 17.9 ± 0.1 mA，消耗功率為 32.4 ± 2.8 W。重組反應過程中，沒有外加熱源控制溫度。觸媒床溫度是氣體流經電漿區及觸媒區反應所產生之熱量來維持。反應

氣體流量，受限於後續連結機車引擎，以避免引擎運轉不穩定的情形，依不同的引擎

轉速流量限制為 40-60slpm，因此甲烷流量(QM)為 5-10slpm，O/C 比為 1.2-1.8。圖六(a)為甲烷流量、O/C 比對觸媒溫度的影響。觸媒溫度隨著 O/C 比的增加而

急遽上升，例如在 QM = 5 slpm，當 O/C 比由 1.2 提高到 1.8 時，觸媒溫度由 650oC 升高到 880oC；當 QM增加到 8 slpm，在相同的實驗條件(O/C 比)，觸媒溫度更加提高，但是 QM 再增加到 10 slpm，溫度並沒有出現明顯的變化。此一現象可能是由於進氣

O/C = 1.2 O/C = 1.44 O/C = 1.6 O/C = 1.8


組成於高 O/C 比中含有較多的氧氣而促進甲烷的氧化反應。在相同的 O/C 比，當甲烷流量由 5 slpm 提高到 8 slpm 時，放熱反應的反應物增加，相同時間內反應放出更多的熱量，使得平衡溫度升高。但是當甲烷流量進一步提高到 10 slpm 時，溫度卻差異不大。雖然甲烷轉化率(圖六(b))在甲烷流量 8slpm 與 10 slpm 時幾乎相同，但是氫氣產率卻不一樣，QM = 10 slpm 的氫氣產率高於 QM = 8 slpm 的產率。在甲烷重組過程，部分氧化反應與氧化反應是相互競爭的。部分氧化反應，甲烷轉化為 CO 及 H2，並放出 35.6 kJ/mole-CH4 的熱能；然而甲烷若進行氧化反應，則轉化為 CO2 及 H2O，並放出 802.3 kJ/mole-CH4的熱能。重組產物組成之H2、CO及CO2濃度在QM = 10 slpm時分別為 31%、17%、及 3%，而在 QM = 8 slpm 時分別為 30%、16%、及 4%。CO2的濃度在 QM = 8 slpm 時略高於 QM = 10 slpm 的結果，而 H2 及 CO 的濃度則是相對較低。因此相對於 QM = 10 slpm，可以確定在 QM = 8 slpm 時，有較多比例的甲烷是進行放熱量高出很多的氧化反應，而進行溫和放熱反應途徑的部分氧化反應，其比例則

相對較少。而且反應是連續式反應，有相當高比例的熱能是經由高溫的重組產物帶離

反應系統。因此造成在 QM = 8 slpm 及 10 slpm 時有近似的觸媒床溫度。

600

650

700

750

800

850

900

1 1.2 1.4 1.6 1.8 2

觸媒溫度

(oC

)

O/C比

10 slpm

8 slpm

5 slpm

70

75

80

85

90

95

100

1 1.2 1.4 1.6 1.8 2

轉化率及產率

(%)

O/C比

10slpm

8 slpm

5 slpm

10slpm

8 slpm

5 slpm

圖六 QM、O/C 比對(a)觸媒溫度、(b)甲烷轉化率(實線)及氫氣產率(虛線)的影響

當反應物中有較多的氧氣存在時，甲烷分子在電漿區與氧原子發生碰撞的機率也

較大，這將使得甲烷轉化率隨著比的增加而提高。此外，較高的 O/C 比大幅提高整個重組反應器的溫度，遠高於甲烷的自燃溫度 537oC，也使得部分甲烷在接觸到觸媒前就已經被氧化了。碰撞機率提高、氧化比例提高，加上高溫時觸媒通常具有較高的

活性，促使甲烷轉化率由 O/C = 1.2 時的 83%提高到 O/C = 1.8 時 98% (圖六(b))。氫氣產率隨著 O/C 比提高而增加並達到一個最大值，之後則有下降的情形。在甲烷流量 10、8 及 5 slpm，最大的氫氣產率分別出現在 O/C = 1.44、1.44 及 1.6 時，對應的氫氣產率分別為 89.9%、84.5%及 75.1%。出現最大氫氣產率的反應條件，對照圖六(a)，可以發現對應的觸媒床溫度正好都落在 760oC 左右。本研究所使用 Ni 觸媒之 TPR 的測試結果，其主要重組活性起始溫度約 450oC，在 680-700oC 之間出現最大值。因此，氫氣產率顯示出隨著 O/C 比及觸媒床溫度提高而增加的結果，但是當溫度超過 760oC後，產率則反轉下降。實驗結果顯示在 O/C = 1.2-1.8，觸媒床溫度範圍介於 650-875oC之間(圖六(a))，所以適當的 O/C 比應該要高於 1.2 以避免產生積碳。而太高的 O/C 比又有溫度太高造成觸媒金屬燒結的疑慮及氧化效應、氮氣稀釋氫氣濃度等問題，而依

(a) (b)


據 Benilov and Naidis [11]以低電流電弧放電模擬動力學計算的研究結果，最佳的 O/C比介於 1.3-1.5 之間，與本研究最佳 O/C 比 1.44 相吻合。此時之氫氣產量為 1.60 g/min，以電漿消耗功率 32.4 W 計，其產氫耗能僅為 1.21 MJ/kg-H2。

3. 重組器使用於機車引擎之操作策略

引擎使用氫氣-汽油複燃料，可以有效提升引擎熱效率、降低油耗及排氣的汙染物濃度，而且僅需要局部修改進氣歧管以導入富氫氣體，引擎本體不需要修改。但是

文獻中的測試是在穩態下進行，並未考慮到重組器及引擎結合使用時的操作策略。機

車行駛過程中會有不同的行車條件，例如冷車啟動、低負載、巡航及加減速等狀況。

因此本研究將重組器的操作條件依機車行車特性建立不同的操作模式，包括啟動模

式、正常行車模式，正常行車模式則再區分為低負載及巡航兩種次模式。

啟動模式啟動模式最主要的目標是在最短的時間將觸媒溫度提升至適合進行重組反應的

工作溫度。為達到此一目標，針對 O/C 比及甲烷流量這兩項最重要的操作參數，於引擎的限制條件下，評估及建立最佳操作條件。對實驗所使用的 Ni 觸媒，較佳的重組工作溫度需要在 700oC 以上，啟動程序之觸媒起始溫度通常為室溫。對一般機車騎士的騎乘習慣而言，等待時間最多只有幾十秒，所以升溫的速率是需要相當快的。

受限於引擎的吸力及運轉穩定性，整體氣體流量限制在 40-60 slpm，若是 O/C 太高，則必須降低甲烷的流量，對升溫並無益處。因此實驗將 O/C 設定為 4-5，甲烷流量則為 3-5 slpm。啟動程序開始時，甲烷流量及空氣流量依設定值經混合器流入重組器，點燃電漿後開始記錄溫度，當觸媒床溫度高於 450oC 時，操作模式將由啟動模式轉換為正常操作模式，即將甲烷流量及 O/C 比調整為正常重組反應的設定值。選擇450oC 是依據 Ni 觸媒 TPR 反應的結果，當溫度高於此值，觸媒即具有反應活性。

圖七為 O/C = 5.0 時不同甲烷流量及 QM = 5.0 slpm時不同 O/C 比的觸媒溫度變化情形。實驗結果顯示觸媒的升溫速率隨著甲烷流量的增加而增加。甲烷燃燒反應的低

位發熱量為 803.5 kJ/mol，當 QM = 3.5、4.0 及 5.0 slpm 時，理論上每秒可分別釋放 2.09、2.39 及 2.99 kJ 的熱量，因此 QM = 5.0 slpm 的升溫速率會較快。而且可以看出 O/C 比的影響較甲烷流量小。為了更進一步了解兩者對升溫速率的影響程度的重要性程度，

吾人計算不同條件下的升溫速率，並將升溫速率區分為 0-10 秒及 10-25 秒兩個階段，其結果列於表一。各個條件時的前段 0-10 秒的升溫數率(TR0-10)皆低於後段 10-25 秒的升溫速率(TR10-25)，其原因或許是熱電偶溫度顯示的時間落差，或是反應不完全所導致。由於時間非常短暫，即時氣體取樣分析組成，以現有設備無法精確達到，所以

真正的原因無法確認。但是藉由溫度數據分析，可以確認甲烷流量的影響大於 O/C比。將表一中 R10-25 的數據加以回歸計算，可以得到 TR10-25、QM 及 O/C 的關係式為：

TR10-25 = 12.719 QM + 6.567 (O/C) – 49.69 (probability P


的選擇。

0

200

400

600

800

1000

0 5 10 15 20 25 30

觸媒

溫度

(o C)

時間 (sec)

QM=5.0

QM=4.0

QM=3.5

0

200

400

600

800

1000

0 5 10 15 20 25 30

觸媒

溫度

(o C)

時間 (sec)

O/C=5.0

O/C=4.5

O/C=4.0

圖七甲烷流量、O/C 比變化對觸媒溫度上升的影響

表一啟動階段升溫速率

O/C = 4.0 O/C = 4.5 O/C = 5.0

QM 3.5 4.0 5.0 3.5 4.0 5.0 3.5 4.0 5.0

TR0-10 6.7 15.7 19.9 6.4 13.3 25.6 12.9 15.4 28.1 TR10-25 18.3 31.1 39.5 21.2 33.3 43.7 28.9 34.9 44.8

另一方面，為了避免觸媒上的 Ni 金屬發生燒結現象而喪失活性，觸媒溫度必需低於 1,000oC。因此，電漿輔助觸媒重組器的溫度控制範圍必需在 450-1,000oC 之間。為了確保觸媒經長期使用後仍可順利啟動，並避免發生燒結現象，因此本研究設定之

溫度下限為 500oC，而上限為 800oC。在 QM及 O/C 由啟動條件轉換為重組條件的過程中，若是觸媒床溫度夠高，即使電漿關閉，甲烷在高溫觸媒區仍會持續進行反應放

出熱能，使溫度依舊持續升高，之後才會達到穩定的溫度。若是過早切換至正常操作

狀態，觸媒床溫度不夠高，反應速率慢，將使得溫度上升緩慢，甚至會逐漸降溫。反

之，若是太晚切換至正常操作條件，觸媒床溫度太高，導致後續升溫速率過快，最高

溫度甚至達到 1,000oC 以上，將會使觸媒上的 Ni 燒結，降低觸媒活性。因此切換的時間點相當重要。由前述的實驗結果，O/C = 5 及 QM = 5.0 的條件，升溫速率最快，啟動 14 秒後溫度可以達到 515oC，關閉電漿並分別調整甲烷流量及 O/C 比為 10 slpm及 1.44。此時重組器內的化學反應將由燃燒反應轉換為重組反應，且觸媒床的溫度將持續升高至約 760oC 並達到穩定狀態，整個啟動程序可在 25 秒左右完成。

正常行車模式由於機車的電瓶容量不大，因此電漿的耗能仍須列入考量，雖然電漿在啟動階段

扮演著相當重要的角色，但是在正常行車模式中的重要性尚不清楚。因此藉由電漿開

啟或關閉的測試，比較其甲烷轉化率、氫氣產率之結果以了解電漿的影響力，並評估

在正常行車模式時是否需要開啟電漿。實驗結果電漿僅對氫氣產率有比較明顯的助

益，有電漿的輔助，在大多數的重組反應條件下，可得到較高的氫氣產率，而且增加

幅度可以達到 10%，但對甲烷轉化率及觸媒溫度的影響則相當輕微。換言之，在此電

(b)(a)

O/C = 5.0 QM = 5.0


漿輔助觸媒重組反應中，主要的貢獻係來自觸媒而非電漿。表二列出電漿開啟(ON)/關閉(OFF)時，正常行車模式下之氫氣產量(QH2)、主要產

物濃度及重組產氣熱能(PON、POFF)。重組產氣熱能為每分鐘甲烷重組產物中之可燃性氣體，包括 CO、H2 及未轉化的甲烷之低位發熱量(kW)總和。由於 CO 及甲烷可以在機車引擎內燃燒，因此 CO 及未轉化之甲烷均可視為燃料的一部分，而將其熱值列入計算，在重組的過程中，也不需要抑制其產生。

表二電漿開啟(ON)/關閉(OFF)時，主要產物濃度及重組產氣熱能

QM (slpm) 5 5 5 8 10 10

Plasma O/C 1.2 1.44 1.6 1.6 1.2 1.44

QH2 (slpm) 7.1 7.3 7.5 13.4 15.2 18.0 H2 (%) 29.9 27.3 27.0 28.8 31.0 31.4

ON CH4 (%) 3.6 2.2 0.8 0.6 3.4 1.7 CO (%) 15.4 15.1 13.4 14.9 16.4 16.7 PON (kW) 2.57 2.52 2.28 4.01 5.45 5.84

QH2 (slpm) 6.2 7.3 7.5 12.3 14.3 16.2 H2 (%) 27.2 27.9 26.9 27.4 29.9 29.9

OFF CH4 (%) 5.3 2.1 0.7 0.4 4.0 1.0 CO (%) 12.9 13.5 13.3 14.8 15.2 15.7 POFF (kW) 2.45 2.38 2.24 3.72 5.27 5.05

PON / POFF 1.05 1.06 1.02 1.08 1.03 1.16

不論電漿開啟與否，由表二得知，以較高的甲烷流量與 O/C 比進行重組，可以

獲得較高的氫氣產量，重組後產物之可燃氣體熱能也愈高。最大的氫氣的產量 18.0 slpm 出現在 O/C = 1.44、QM = 1 0 slpm 且電漿開啟的條件下，在此條件下，產生的熱能也是所有條件中最多的。最小的氫氣的產量 6.2 slpm 則出現在 O/C = 1.2、QM = 5 slpm 且電漿關閉的條件下。如前文所提到的，正常行車模式將進一步區分為低負載模式及巡航模式。在低負載模式下，由於引擎轉速低，帶動發電機對電瓶充電的效果

並不好，在能提供適當的富氫氣體的前提下，以省能考量，操作條件最好設定在最低

的甲烷流量及電能消耗的參數下，因此低負載模式的操作參數設定為 O/C = 1.2、QM = 5 slpm、電漿關閉。由表二的結果得知，此條件雖然氫氣產量是最少的，但是加計包含 CO 及未反應的甲烷後，其重組後之氣體熱能反而是 QM = 5 slpm、電漿關閉條件下最高的，產生之熱能也僅比電漿開啟時短少 5% (PON/POFF = 1.05)。

在巡航模式時，引擎轉速較高，帶動發電機對電瓶充電的效果也較好，因此考量

重點在於提供較高的重組產氣熱能，以期引擎有較佳的性能表現。表二 PON/POFF 的比值表示在相同的 O/C 及 QM時，電漿開啟與否，其產出之熱能比。由於電漿對於氫氣產率的提高具有一定的貢獻，最高可以提高約 10%，此結果反應到產氣的熱能，因此電漿開啟時的熱值均大於電漿關閉時，PON/POFF介於 1.02 至 1.16 之間。例如，在 O/C


= 1.2 及 QM = 5 slpm 時熱能增加 5%；在 O/C = 1.44 及 QM = 10 slpm 時熱能增加最多，達到 16%，在 O/C = 1.6 及 QM = 5 slpm 時熱能增加最少，僅提高 2%。電漿的消耗的電能為 32.4 ± 2.8 W，相對於 O/C = 1.44 及 QM = 10 slpm 時熱能 5.84 kW，僅占極少部分，扣除電漿耗能，產氣的熱能高出電漿關閉時約 15%。由此結果，我們建議巡航模式的最佳操作參數是 O/C = 1.44、QM = 10 slpm、電漿開啟。

根據 Yüksel and Ceviz [2]的研究，雖然添加氫氣做為汽油引擎的輔助燃料可以提昇引擎性能，但是氫氣的添加量必須小於汽油重量的 5%，否則引擎性能反而會變差。以本研究的引擎特性，在低負載及巡航時，氫氣的添加量應分別小於 7.5 及 21.0 slpm。在前段討論中之建議操作參數，於低負載及巡航模式下，分別可以提供6.2及18.0 slpm的氫氣，均符合文獻的限制條件。

五．結論

各種進料組成及反應溫度的重組結果，可以利用計算最低 Gibbs 自由能的方法，模擬產物組成，預先篩選較為適宜的實驗範圍，計算結果顯示 O/C 比 1.2-1.8 是較為適宜的進料組成範圍，模擬計算與實驗結果相當吻合，實驗結果顯示，最佳之操作條

件為 QM = 10 slpm、O/C = 1.44，此時之氫氣產率及甲烷轉化率分別為 89.9%、90.2%，其產氫耗能僅有 1.21 MJ/kg-H2。

甲烷電漿輔助觸媒重組器，配合機車操作，建立冷車啟動、低負載及巡航三種作

模式。啟動模式以快速升溫、盡速達到反應器工作溫度為目的，甲烷流量是較佳的控

制參數，於 O/C = 5 及 QM = 5.0 slpm 的條件，啟動 14 秒後溫度可達 515oC，並可在25 秒內達到觸媒工作溫度。在低負載模式下，由於引擎轉速低，帶動發電機對電瓶充電的效果並不好，在省能的考量下，操作條件設定在最低的甲烷流量及電能消耗

下，其操作參數設定為 O/C = 1.2、QM = 5 slpm、電漿關閉。於巡航模式時，引擎轉速較高，帶動發電機對電瓶充電的效果也較好，因此考量重點在於提供較高的重組產

氣熱能，以期引擎有較佳的性能表現。最佳操作參數為 O/C = 1.44、QM = 10 slpm、電漿開啟。

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車輛引擎廢熱回收電力再生系統發展趨勢 Development of Thermoelectric Technology form automotive Waste Heat Recovery

李進興1、林廣遠2、蘇富湖3

Jinn-Shing Lee, Kuang-Yuan Lin-Wen, Fu-Hu, Su

國防部軍備局中山科學研究院化學研究所推進化學組 P. O. Box. No. 90008-15-9,Department of Chemical Division, Chung Shan Institute of

Science & Technology,32526, Long-Tan, Tao-Yuan, Taiwan, R.O.C.

摘要

車輛引擎所注入的燃料（汽油/柴油）經過燃燒後，被利用於車輛動力部份的僅

佔消耗能量之 35-45％，而經由引擎燃燒產生的能量也有近 40％是因為引擎後段排放

到大氣中損失。建構熱電材料模組吸收車輛引擎所排放之廢熱，不僅可小幅度的降低

車輛引擎廢熱排放溫度，更易顯現熱電轉換電力再生，在行動中對車輛電池堆充電之

潛能。因此自 1980 末期即已成為被注意的技術。當今熱電材料的轉換效率較過去之

熱電材料至少高三倍以上，僅管對於廢熱回收電力再生模組之熱設計仍然侷限於發電

效率總是受限制且不足的爭議，且存在許多廢熱回收電力再生模組熱設計的挑戰(諸

如:增進熱艙及冷板之熱交換效率，在不同操作狀況下，維持廢熱發電晶片冷面/熱面

足夠的溫度差，及減少系統的熱損失等)均有待研究者一一解決；如何利用熱電元件

並透過有效的熱電轉換裝置與電力控制管理系統，回收廢熱再生電源並結合太陽光

電、風力發電、質量輕且儲存能量密度高之電池等技術，將所回收之廢熱、太陽光電、

風力等所產生之電力以移動式輔助電瓶收集並藉電源管理適當應用，則不但可提供移

動式電源且可達減少燃油耗損之功效。

關鍵詞：車輛引擎廢熱回收、熱電發電模組、多源電力擷取移動式電源。 Abstract

In gasoline fueled vehicles, about 40% of fuel energy is wasted in exhaust heat, but about a smaller amount of energy (35-40%) have converted shaft work through the automotive engine. The potential for thermoelectric power generation to provide additional charging to vehicle battery pack has increased with recent advances in thermoelectric material processing. Therefore, exhaust-based thermoelectric generators have been focus for gasoline fueled vehicles applications since the late 1980s. Any automobile exhaust thermoelectric generator typically consist of four components: a hot box, thermoelectric modules, cold plate, and assemble element, the conversion efficiency of modern thermoelectric materials has increased more than three-fold in the last two decades; however, disputes as to the thermal design of exhaust thermoelectric generator systems has 1 國防部軍備局中山科學研究院化學研究所推進化學組研究員；email:[email protected] 2 國防部軍備局中山科學研究院化學研究所推進化學組組員 3 國防部軍備局中山科學研究院化學研究所推進化學組組長


kept their overall efficiency at limited and insufficient values. Finally, There are many challenges in the thermal design of exhaust thermoelectric generator systems, future research should be focused on implementing new materials with higher thermal conductivity in exhaust thermoelectric generator in farbrication. Additionally, innovative geometries which offer more effective heat transfer elements, less outer surface area, effective assembly elements, and a sufficient exhaust flow channel should be investigated.

Keywords: Waste heat recovery from automobile engine, Thermoelectric generator module, Multi-resource motive electric power

一．前言人類文明的發展，能源佔了極為重要角色，然由於主要能源-石油之儲藏量有

限，在可見的未來即將消耗殆盡，因此如何有效利用既有能源，進而由周遭環境產生

能源，已成當今最最重要科技研究議題，世界之先進國家莫不大量投入相關研究。1823年，科學家 Seebeck 發現:當一金屬物質兩端溫度不同時，會產生電壓，此乃熱電物理之濫觴，利用這種物理的原理與現象，可以將熱能轉化成電能，藉以回收廢熱等能

源，早期因熱電材料特性不佳，製作成本昂貴，及廢熱來源不普及等因素，廢熱回收

電力再生技術並未獲得關注；時至今日，廢熱及能源回收日漸重要，熱電材料與相關

技術進步，成本問題也漸有機會克服，尤其是汽車數量極為龐大，消耗無數汽油與製

造極多廢熱，如果有效的回收汽車所排放廢熱並加以利用，一則可減少石油消耗量，

二則有助環保，因此美、日、歐等各國均已大量投入廢熱能源回收之研究，熱電材料

模組發電亦日趨重要。

車輛引擎設計的原理是利用燃燒產生熱量從而對外作功，在此一過程必定會產生

熱量的散失。如能將此散失之熱能源再加以運用，不但可降低能源成本、亦可減少大

氣污染與溫室效應氣體產生以及能源之散失率。目前汽車引擎主要分為汽油引擎與柴

油引擎兩種，由於兩種引擎點火方式不同，能量的輸出與損耗的百分比也不相同，如

表一[1]所示，其他項目中包含燃燒不完全、傳至潤滑油的熱量、熱對流和引擎表面

熱輻射等因素所造成的熱損失。

表一、汽油與柴油引擎消耗燃料熱值百分比

由表一可看出一般汽油引擎幾乎有約三分之一以上的能量以廢熱的方式藉

由燃燒後的氣體排出，柴油引擎也有約五分之一至三分之一的能量從廢氣排放。一般

汽車廢氣溫度(依排氣管長度)約在 50 到 750℃之間，利用廢氣與大氣之間的溫差，我

引擎種類軸功冷卻廢熱其他燃料熱值的百分比

汽油引擎 25-28% 17-26% 34-45% 5-15% 柴油引擎 34-38% 16-35% 22-35% 3-8%


們可經由熱電晶片發電模組將部分引擎排放之廢熱能回收，轉換成電能儲存於電瓶，

如此一來不僅可提高發電效率，也可減省燃料與降低廢氣的排放量，有益於環保。如

效率 5%的熱電能源產生器的系統架置於柴油引擎系統上，大約能將真正有用的能量轉換再提高 1.9%，倘若能夠將整個熱電能源產生器的系統效率提高到 20%，那麼有用的能量轉換將會提高 7.8%[2]。如果把該結果換算成來油量表示，前者每公升將比沒裝有熱電能源產生器的引擎減少 0.019 公升的燃料，後者將可減少 0.078 公升的燃料。根據交通部的資料[3]，民國九十五年十一月機動車輛登記數，汽車約有六百七十四萬輛，機車約有一千三百五十四萬輛。假設每輛汽機車裝設的熱電能源產生器所

能提高的能量百分比都相同，那麼效率 5%的情況下，將可減少 385320 公升的燃料，效率 20%則可減少 1,581,840 公升的燃料。這數目是相當可觀的。

運用廢熱產生可利用的功或作為民生與工業所需製程用熱源，也可用來提升發電

廠的效率(作為預熱空氣之用)、產生製程所需蒸氣(推動蒸氣渦輪機產生電能)以及提供熱水等。目前大部分高溫廢熱轉化系統是利用熱交換器與鍋爐間接將熱以蒸氣型態

傳送以推動渦輪發電。但直接將低溫或中溫廢熱轉化為電能之應用則較少見。此類的

能源轉化技術應是相當吸引人的，尤其是利用熱電晶片模組發電將廢熱轉為電能的技

術。熱電晶片發電模組具有結構簡單、無移動的組件、安靜等優點，可以獨立運作達

數萬小時以上。例如在 1977 年發射的航海家太空船即是以一具 159 W、以放射性同位素為燃料的熱電晶片模組電能產生器(radioisotope thermoelectric generator, RTG)作為電源供應。目前已有 1200 具 RTG 正在運行，並且迄今功能仍正常[4-7]。

二．廢熱回收電力再生系統

任何汽、柴車典型之引擎廢熱回收熱電能源產生器(Exhaust-based thermoelectric generators,ETEG)均有四個重要組件，分別為熱艙體 (Hot box)、熱電晶片模組(thermoelectric modules)、冷卻板(Cold plate)及組合元件(Assembly elements)。熱艙體是一吸取引擎排放廢熱之組件，冷卻板則擔負將通過熱電晶片模組的熱充分散逸，組

合元件提供足夠之壓應力使熱電晶片模組與其它組件緊密接合以符合設計需求；熱電

晶片模組則是一大量成對 N-type 與 P-type 結合而成之半導體，且具直接將熱轉變為電的模組。熱電晶片發電模組的建立，主要將排氣口之廢熱回收再利用，其操作溫度

在數百度間，適合的熱電材料為 PbTe(鉛碲合金)與 SiGe(矽鍺合金)，而此兩材料也都可透過粉末冶金製作或跟材料廠商直接購買得到。另外元件的建立，可選擇陶瓷板

(ceramic)當成電阻絕緣層，電鍍銅技術將銅(Cu)沉積在陶瓷板上，再利用 SMD 打件方式，將 TE 材料黏在銅導線上以完成元件。另外熱絕緣材料亦是廢熱回收熱電晶片模組發電裝置重要的組件之一，其具有減少熱越過熱艙體之熱損失；同時在冷/熱表面需使用熱界面物質(如熱膏，thermal grease)與熱電晶片接觸，以克服冷/熱表界面與熱電晶片模組之熱接觸阻抗[8]。典型的廢熱回收熱電能源產生器之構造及流體流向如圖一。


圖一、典型的廢熱回收熱電能源產生器之構造及流體流向。

冷卻板的功能是保證提供熱電晶片模組在所有操作情況下足夠的冷卻能力，這亦是熱電晶片模組重要的熱特性需求，一般而言，基於系統熱的散逸冷卻板可分為兩種

型態 :一為散熱器式冷卻板 (Radiator-based cold plate)，一是熱井式冷卻板 (Heat sink-based cold plate)；第一型是藉由引擎冷卻液將冷卻板散逸排放之熱導入引擎散熱器；第二型則是藉由熱井將冷卻板散逸排放之熱導入周遭環境空氣中。如圖二(a)、圖二(b)所示。

熱電發電模組可將低溫廢熱轉換成電力，要得到最適化的熱電發電模組功能，必

需先瞭解熱電發電模組之特性(如使用 HZ-14 熱電元件，需要在熱流量約 8W/cm2、冷熱面溫差 200℃時，HZ-14 熱電元件可轉換通過之熱能為電力，產生至少 14W 之電能，安裝後可運轉數萬小時)及組裝需求。將熱電元件以最大負載 200psi，以彈簧壓裝方式安置於熱源(heat source)與熱井(heat sink)間，將可產生最佳效果，壓力均勻負載於熱電元件表面不但可達成熱電模組發揮最適化功能，也可避免損壞熱電元件，對於熱

電模組的裝設，下列事項必需極為注意: (1) 使用壓裝負載。(2)熱膨脹。(3)均勻負載。(4)懸垂。(5)散熱元件(6)平整度與熱傳導複合材料。(7)熱旁道。(8)熱電元件之熱面。


圖二(a)、散熱器式冷卻板，(b)熱井式冷卻板。

三．車輛引擎廢熱回收電力再生系統發展趨勢

目前所使用的內燃機引擎約有 60-75%的能量是因為熱傳與廢氣排放而損失，而

此部分的能量卻仍具有再次利用的潛力，相當值得進一步開發利用。「熱電材料」為

一種能將熱能與電能相互轉換的材料，其優點為構造簡單、不需中間介質、無機械移

動式零件、低噪音、安全可靠，並具備了無污染之環保優點，可適用於各種低階熱能

發電使用。事實上，各先進國家研究單位已開始嘗試將之結合至不同的熱能來源，擴

展熱電材料發電應用範圍至民生、工業、及軍事用途的電力供應上，足見熱電材料發

電技術在未來的能源發展的重要性。將熱電材料與車輛排氣廢熱結合發電，是目前公

認具發展潛力且需積極開發的熱電系統技術之ㄧ[9, 10]，有鑒於此，利用內燃機引

擎廢熱回收電力再生的概念因應而生且日益受到重視，產學界紛紛投入相關的研究工

作，其中又以利用熱電材料進行排氣廢熱回收電力再生最受矚目。歐美日等先進國家

亦早已透過學術界、產業界以及政府的力量投入此項技術之開發，如美國能源部(DOE)

即結合其國內最大之熱電材料製造商 Hi-Z Technology, Inc.與學術研究單位進行内

燃機用熱電發電器之開發[11-12]，示範了利用發電晶片把卡車柴油引擎之排氣廢熱

轉變為電能，產生約 1kw 的電力，部分取代原來由引擎直接驅動的電力，節省了大約

5%之燃油消耗。Parise Research Technologies 亦展示了結合觸媒轉換器與熱電材

料回收車輛排氣廢熱進行發電之熱電觸媒發電系統(Thermoelectric Catalytic

Power Generator)[13]，成功的回收車輛之排氣廢熱並進一步降低污染，且使得車輛


引擎效率提升至 36%以上。此外，世界其他車廠，如 BMW、GM、Nissan 等亦都相繼投

入此部分研究，藉參與車輛潔能動力關鍵技術開發計畫亦有研究成果。雖然全電動車

是未來發展趨勢，但距能源枯竭之時期還有一段時日，汽、柴油、混合動力引擎，也

不會短期內淘汰，更何況工商業界、民生等廢熱仍亟待回收與減量，如何有效回收車

輛廢熱並將之轉化為可用能源以降低燃油消耗，達到節能減碳開發潔淨能源之目標，

實是當今重要課題。早在 1963 年 Neild,Jr, A.B.即已建構出第一部廢熱回收熱電能

源產生器，茲將世界各國車輛引擎廢熱回收電力再生系統發展趨勢整理如下:

3.1.選用合適熱電材料

近年來，除矽鍺合金外，尚有數種熱電優值(Figure of merit)高於 1 之高溫型熱電材料被陸續提出。其中適用溫度介於 500 與 700°C 間的材料有： 1. NaCoO(14)：Fujita 於 2001 年提出。為採用 flux 技術製作之單晶。在 800 K 時 ZT

= 1。不過因為單晶製作成本高，後續報導之多晶樣本 ZT 值均未達 0.5。 2. BaCoSb(15)：Chen 於 2002 年提出。採用固態反應製成。在 850 K 時 ZT = 1.1。因

為固態反應耗時且為粉體製程，易產生汙染問題。 3. AgPbSbTe(16,17)：Hsu, Zhang 分別於 2004,2007 年提出。採用混煉法製成。最早曾

有報導此合金在 800 K 時 ZT 高達 2.2。不過後續研究無法再現，目前最佳值為1.03。曾有研究者嘗試製備此合金，但因為混煉耗時甚久，且材料含鉛，會有環保的問題。

4. TiO(18)：Okinaka 於 2005 年提出。採用 Ti 粉與 NaClO4 燃燒反應製成。在 1073 K時 ZT 高達 1.64。但 NaClO4 含有劇毒，與金屬粉混合會產生劇烈反應，甚至爆炸。

5. TiZrHfNiSnSb(19)：Harman 於 2005 年提出。在 700 K 時 ZT = 1.50。此合金之製程不明且適用溫度偏低。

6. KCoSb (20)：Pei 於 2006 年提出。以火花電漿燒結法製備。在 800 K 時 ZT = 1。火花電漿燒結需通入大量電流，燒結時間短，能量功率需求高，且製程穩定度較

差。 7. BaGaGe(21)：Kim 於 2006 年提出。以電弧熔煉搭配熱處理製備。在 943 K 時 ZT =

1.25。製備 BaGaGe 合金所需的設備較簡單，且合金原料不具毒性，非粉末製程，因此較無環保、工安與汙染等問題。

3.2 1 KW 之車輛引擎廢熱回收電力再生系統

第一具廢熱回收發電模組係由奈德(Neild, Jr, A. B.)在 1963 年建立，但在廢熱回收發電模組領域的最重要研究，則是往後拖了超過 20 年，1992 年貝斯(Bass)等人以美國Hi-Z公司(Hi-Z Technology, Inc.)生產之 72片Hi-Z 14發電晶片(49對鉍-碲基材料熱壓成 5.3cm 正方，0.5cm 厚，82g 重之發電晶片)組成廢熱回收發電模組安置於卡車柴油引擎並將排氣廢熱轉變為電能，廢熱回收發電模組之全長為 48.26cm，全直徑為22.86cm，總重是 13.6kg，設計發電晶片之冷(30℃)/熱面(230℃)溫差為 200℃，並設


計(如圖三)利用發電晶片把卡車柴油引擎之排氣廢熱轉變為電能，產生約 1kw 的電力，部分取代原來由引擎直接驅動的電力，節省了大約 5%之燃油消耗。但實際以 14 L Cummins NTC 325 引擎測試結果，產生發電量僅達 400 W[22]。

圖三、Hi-Z 公司廢熱回收發電模組之剖面圖。圖四、以美國 Hi-Z 公司之 72 塊 HZ-14

發電晶片組成之引擎廢熱回收熱電再

生系統，組配於 300HP 之柴油引擎上，

可提供 1KW 之電力。

隨後修正設計，最大可以產生 1000 瓦的廢熱回收功率，將其裝置於 Kenworth卡車上進行耐久性測試，壽命可長達 534000 英哩(如圖四、圖五、圖六)。詳細測試資料則整理如表二。

圖五、1kW 熱電能源產生器，共八陣列，圖六、1kW 熱電能源產生器裝置於

每陣列含九片 HZ-14 模組。 Kenworth 卡車。


表二、1000W 廢熱回收發電模組測試相關資料。

3.3. 36.5 W 之廢熱回收發電模組

1998年Ikoma等人在Nissan Motors Inc 公佈了以SiGe為發電晶片之試驗結果:

一個裝有 72 片 SiGe 發電晶片之廢熱回收發電模組[23](結構如圖七、圖八所示，外

觀尺寸:440×180×70mm3，重量:14.5kg，一片 SiGe 發電晶片在 290℃之冷面/熱面溫差

下可產生 1.2 W)，安裝於 Nissan 3000cc 之汽油引擎燃燒室後之結構則如圖九。實

際廢熱回收發電模組量測到之發電量為 36.5 W(如表三)。

圖七、 Nissan 熱電能源產生器之結構圖。


圖八、Niaaan 之廢熱回收發電模組結構。

圖九、模擬引擎燃燒對 Niaaan 之廢熱回收發電模組之測試結構圖。

2001 年澳洲 Monash 大學的 Jihad G.H.與 Jamil I.G.，曾利用美國 Hi-Z 公司生產之HZ-14 熱電能源產生器模組進行柴油引擎的廢熱回收利用之測試。他們於排氣管上下各裝置兩個 HZ-14 並進行測試，發現溫差在 237℃時，位於上方的 HZ-14 有最大的功率輸出，12.2 瓦特，總功率輸出有 42.3 瓦特。目前國外有兩家公司對於熱電能源產生器應用於汽車廢熱上的研究較為顯著，分別是美國的 Hi-Z 與日本的 Nissan 兩家公司。美國的 Hi-Z 公司主要發展小型之發電模組，其產品為各種等級之單片熱電能源產生器，利於自行組裝與應用，該公司也有展

示將其產品 HZ-14 應用於柴油引擎上。HZ-14 是以鉍碲合金為接腳的熱電模組，一共包含九十八對 PN 接腳。當應用於熱源上時，至少需要通過熱電模組的熱通量為 8 瓦特。當溫差為 200℃時，熱電轉換效率為 5%，產生至少 14 瓦特的電功率(如圖十)。


熱電能源產生器的熱轉換效率估計約有主要廢氣之能量通量的 11%。產生的電功率約為通過熱電能源產生器之熱通量的 0.9%。Nissan 公司預計利用總廢熱 30%之排氣熱量來提供發動機作為輔助電源，每台車約能有 200 瓦特的電力回充電瓶，約可減少5%之燃油支出。目前全世界化石燃料將在數十年後面臨短缺的問題，大部分交通工具若能把廢熱回收與利用，將可以大量減少燃油的損耗速率。許多國家都已經積極研

發熱電能源產生器，像是美國、日本和德國等，除了能應用於交通工具排放熱能外，

也能應用於工業熱能上。由目前研究資料可看出，如果能利用熱電能源產生器回收的

廢熱回充電瓶，且普遍應用於一般大眾交通工具，那麼不僅能將所排放的廢熱回收利

用，降低環境的熱危害，也能夠減少化石燃料的消耗量。

表三、Nissan 之廢熱回收發電模組之測試。

3.4 330 W 之廢熱回收發電模組。

2004 年美國能源部(DOE)及 Clarkson 大學、Delphi 系統等提供經費發展 330 W之廢熱回收發電模組(如圖十一，尺寸:330mm×273mm×216mm，重量:39.1kg，16 片


Hi-Z 20 發電晶片，每片 75mm×75mm×5mm，115 g，200℃之冷面/熱面溫差下可產生19 W)裝配於 GM Sierra pickup track(V8 270 hp) 引擎上[24]，並匹配動力調節單元(PCU，power conditioning unit)與 12 及 24 伏特之車輛電力系統連結。道路實車測試在結果如表四及表五。

圖十、Hi-Z 14 熱電模組，左邊為冷端的接腳，右邊為熱端的接腳。

圖十一、測試前的 330W 廢熱回收發電模組。

表四、330W 廢熱回收發電模組道路測試相關資料

Case 車速(km/h) 廢熱回收能源產生器安裝位置。發電功率(W)

1 48.28 廢熱回收能源產生器安裝於無 PCHX 系統車輛 98.1

2 80.47 在觸媒轉換器及廢熱回收能源產生器間之排氣

管絕熱係以Therm-TecTM 產品披覆及鋁質材料部

份以高溫玻璃纖維絕熱。

130.8

3 112.65 排氣管絕熱及 PCHX 系統作動。 136.5

3.5 BMW BMW 構想利用引擎廢熱回收及太陽光能發電，以減輕引擎發電負載，進而增進燃油效率及減低廢熱排放。預計透過廢熱回收電力再生系統節省 5%油耗，由太陽光


電能提供 200W 之電能，增加燃油效率 1%。這些構想 BMW 將於 2014 年之 BMW 櫥窗展示。圖十二、圖十三是 BMW 廢熱回收電力再生系統之外觀及與引擎結合之構想。

圖十二、BMW 廢熱回收電力圖十三、BMW 廢熱回收電力再生系統與引擎結合

再生系統之外觀。之構想。

表五、300W 廢熱回收發電模組測試結果


四．結論「熱電材料」為一種能將熱能與電能相互轉換的材料，其優點為構造簡單、不需

中間介質、無機械移動式零件、低噪音、安全可靠，並具備了無污染之環保優點，雖

現今廢熱回收效率不高，但經設計及驗證後仍能應用於各種廢熱能回收發電。美國太

空總署在太空探勘任務中，將熱電晶片發電機作為主要的電力來源。目前，由於半導

體技術的快速發展，使得熱電材料無論在能源效率與製程技術、成本上均有著長足的

進步，各先進國家研究單位已開始將熱電轉換技術結合至不同的熱能來源，擴展熱電

材料發電應用範圍至民生、工業、及軍事用途的電力供應上。世界各大車廠，如 BMW、

GM、Nissan 等亦都大量投入此部分研究。雖然全電動車可能是未來發展趨勢，但距

能源枯竭之時期還有一段時日，汽、柴油、混合動力引擎，也不會短期內淘汰，更何

況工商業界、民生等廢熱仍亟待有效回收與減量，期待有效回收車輛排放廢熱並將之

轉化為可用能源以降低燃油消耗，達到節能減碳開發潔淨能源之能源政策能持續推

動。

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利用粗魚油為生質柴油料源探討 Investigation on the Use of Waste Fuel-oil as Feedstock of Biodiesel

林成原1 李融奇

Cherng-Yuan Lin, Rong-Ji Li

國立臺灣海洋大學輪機工程學系 Department of Marine Engineering, National Taiwan Ocean University

Keelung 202, Taiwan, R.O.C.

摘要

生質柴油被視為低碳、可再生替代燃料，可降低石化燃料所造成之環境衝擊。由

漁獲加工過程所產生之下腳料包括魚頭、腮、內臟、鰭等經榨取粗魚油，可提供為生

質柴油的另外一種料源，粗魚油由不飽和甚至是高度不飽和脂肪酸所組成，具有優良

的低溫流動性質、長碳鏈長度、高十六烷值與熱值等適合作為生質柴油料源之優點。

粗魚油生質柴油經過實驗測試，發現其燃料性質、油耗與引擎性能等方面都有不錯的

表現，近似於以ㄧ般植物油脂所製造之生質柴油。

關鍵詞：粗魚油、生質柴油、不飽和脂肪酸、燃料性質。 Abstract

Biodiesel is regarded as a low-carbon and renewable alternative fuel and can be used as engine fuel to reduce environmental impact. Wasted fish parts from manufacturing process for fish products including inwards, heads, fins and gills, etc. can be extracted to obtain crude fish oil. The crude fish oil after a serial of physical and chemical pre-treatment provides another significant feedstock source for biodiesel production. Crude fish oil is primarily composed of unsaturated fatty acids, in particular of highly unsaturated fatty acids, which bear with excellent characteristics of low-temperature fluidity, long carbon-chain, high cetane number and heating value, etc. It is found from experimental results that crude fish-oil biodisesel has similar fuel properties, fuel consumption rate and engine performance to those biodiesels made from other vegetable oils.

Keywords: Crude fish oil, biodiesel, unsaturated fatty acids, fuel property

一．前言由動、植物油脂與廢食用油所提煉的生質柴油，具備可再生的永續性、低碳、生

物可分解性良好、對於環境所造成的污染衝擊較小、閃火點較高的特性；在載送與存

放的安全性方面，相對於石化柴油，生質柴油所面臨的環安風險就相對來的低；另外

高含氧量特性可促進燃燒程度更為完全，也可有效抑制未燃碳氫化合物、一氧化碳以

及懸浮性微粒的產生。

1國立臺灣海洋大學輪機工程學系教授；email: [email protected]


含高度不飽和脂肪酸(highly unsaturated fatty acid，簡稱 HUFA)超過 50 wt. % 的高純度魚油經過轉酯化反應後，在作為生質燃料的用途方面有許多值得探討的性質與

現象，包括(1)其熱值比以大豆油所提煉的生質柴油之熱值還要高，且接近以傳統分餾方法所提煉的石化柴油 (包括超級柴油或 2 號柴油)，而油品熱值高低直接影響內燃引擎的馬力輸出與油耗率；(2)魚油與一般植物油雷同，脂質組成以不飽和脂肪酸為主，尤其富含高度不飽和脂肪酸的特性，相當符合應用在生質燃料上所需具備的低

冷濾點(cold filter plugging point, 簡稱 CFPP)與較佳低溫流動性的要求，進而避免使用含高飽和脂肪酸的動物油脂所提煉的生質燃油，容易面臨在低溫下造成黏度增加進

而產生油脂凝結的情形；(3)魚油含有大量ω-3 (omega-3 polyunsaturated fatty acids)系列的長碳鏈不飽和脂肪，二十碳五烯酸(eicosapentaenoic acid, 簡稱 EPA)，與二十二碳六烯酸(docosahexaenoic acid, 簡稱 DHA)，相較於一般植物油主要以十八烯酸(oleic acid)、亞麻油酸(linoleic acid)和次�

中華民國九十八年八月 · (PC) combustion behaviours in the blowpipe-tuyere-raceway region...

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