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以醫療用霧化器執行呼吸防護具定性密合度測試之可行性探討

論文


黃盛修1　徐嘉偉

1　郭韋志

1　陳春萬

2　陳志傑

1

1　台灣大學職業醫學與工業衛生研究所

2　勞動部勞動及職業安全衛生研究所

摘要

密合度測試對於緊密接合式呼吸防護具效能的確保具有關鍵的影響，雖然這個概念已被

廣泛地認知，但是在實務上卻經常會以不易取得、價錢高、與執行時間長等因素做為不執行的

藉口。因此，較簡便的密合度測試方法會提升執行呼吸防護具密合度測試的意願。本研究中，

分別量測目前市售定性密合度測試用霧化器（3M FT-10與TSI Q-Fit）以及氣動式醫療用霧化器

所產生微粒的粒徑分布，然後再套入一個已知微粒穿透率的過濾面體口罩與洩漏孔洞組合，藉

此計算利用各個霧化器所獲得的密合係數值。結果顯示，成本較低的醫療用霧化器是可以取代

3M FT-10與TSI Q-Fit以執行定性密合度測試。

關鍵字：定性密合度測試、醫療用霧化器、微粒粒徑分布

民國 105 年 4 月 25 日投稿，民國 105 年 6 月 1 日修改，民國 105 年 6 月 4 日接受。通訊作者：黃盛修，台灣大學職業醫學與工業衛生研究所，100台北市徐州路17號718室110號，電子郵件信箱：[email protected]。

勞動及職業安全衛生研究季刊　民國105年9月　第24卷第3期　第213-236頁

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緒言

當使用緊密接合式呼吸防護具（ t i g h t fitting respirator）時，密合度是影響其保護效能的最關鍵也是最不確定因素[1-3]。過去也有許多相關的研究顯示，密合度測試的執行對於

呼吸防護具所能提供給佩戴者的保護程度確實

具有正面的效果[4-7]。因此，在美國根據聯邦法規的規定[8]，當勞工被分派至必須佩戴緊密接合式呼吸防護具的場所作業時，不論防護

具是屬於正壓或是負壓運作的方式，在到職之

前，都必須先針對其所選定的呼吸防護具面體

（facepiece）進行密合度測試（fit testing），並且密合度值（fit factor, FF）必須達到一定的水準以上，之後更應定期或於必要時重新執行

密合度測試。反觀國內，一般民眾雖然對於密

合度測試之重要性的認知逐漸普及，但是目前

卻很少在職場上實際實施，而根據過去的文獻

指出，不易取得、價錢高、與執行時間長等

因素經常是成為不執行密合度測試的藉口[9, 10]。因此，一個容易被全面推行的密合度測試方法需要具有使用方便、價格合宜、容易取得

等特點。

文獻探討

呼吸防護具之密合度測試依照執行的方式

可分成定性（qualitative）與定量（quantitative）兩類。目前在美國OSHA（Occupational Safety and Health Administration）的規範中共有4種定性密合度測試法以及3種定量密合度測試法被認可[8]。其中定性測試是依靠受測者對測試物質的味覺、嗅覺或是刺激等自覺反應有或

無，來作為是否通過密合度測試的依據。一旦

受測者在測試過程中感覺或偵測到測試物質的

存在，即表示呼吸防護具未達到適當的密合。

定性密合度測試所使用的試劑成分包括香蕉油

（isoamyl acetate，學名醋酸異戊酯）、糖精（saccharin）、苦味劑（Bitrex）、或刺激性煙霧（irritant smoke）等。在實際測試時，除了香蕉油是以氣體分子狀態之外，其餘3項均是屬於粒狀物質，其中，美國NIOSH（National Institute for Occupational Safety and Health）並不建議使用刺激性煙霧法。在定量測試方面則

是利用偵測儀器前、後量測面體內、外測試物

質的濃度（如：TSI PortaCount Plus）或是壓力的變化（如：Controlled Negative Pressure, CNP）以計算密合度值，由於不是依靠受測者對測試物質的自覺反應作為判定的基準，因此

結果會比定性密合度測試來得客觀。有關每一

種密合度測試方法的優缺點比較，在過去的文

獻中已有詳細的探討[11,12]，其中，由於定性密合度測試方法在相關設備的價格上相對便

宜、操作簡單、方便，而且很容易在作業現場

操作，也因此比較受到事業單位的喜用[11]。目前市售的定性密合度測試以3M公司

的FT-10[13]以及TSI公司的Q-Fit[14]產品較為常見，兩者均是以氣動噴霧（pneumatic atomizing）的方式產生氣膠微粒作為測試物質，而其主要差異在於FT-10是以手壓橡膠球以製造霧化所需的壓力；而Q-Fit則是以電動pump提供霧化動力。在成本上，相較於新台幣數十萬台幣以上的定量密合度測試設備，上

述兩種定量密合度測試設備固然便宜，但是價

格仍約為數千至萬元不等，因此，若能找到更

經濟更方便取得的替代設備，相信對於密合度

測試的推廣應有所助益。有鑑於醫療用霧化器

的使用已是相當普遍，而且其運作的原理與

FT-10或Q-Fit並無不同，因此，在價格相對便宜的優勢上，具備了潛在的替代性。於是，在

本研究中，先分別量測市售定性密合度測試用

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霧化器（3M FT-10與TSI Q-Fit）以及氣動式醫療用霧化器所產生微粒的粒徑分布，然後再套

入一個已知微粒穿透率的過濾面體口罩與洩漏

孔洞組合，藉此計算利用各個霧化器所獲得的

密合係數值，作為是否可以相互取代的判斷依

據。

材料與方法

1. 霧化器產生液滴微粒之粒徑分布

量測液滴微粒的大小受到環境相對濕度的

影響，因此，為了能夠測得實際在執行定性密

合度測試時頭罩內的測試微粒粒徑分布，實驗

系統內的相對濕度條件控制就顯得格外重要。

而經由初步的測試結果（圖1）可知，當受測者在平靜呼吸狀況下，在經過5分鐘後，頭罩內的相對濕度即由70%逐漸增加並維持在約90%左右，該數值即作為後續實驗的相對濕度條件。

圖1　頭罩內相對濕度的變化

霧化器產生液滴微粒的粒徑分布測試系

統如圖2所示。填充完成測試溶液的霧化器朝一個可調控相對濕度的測試腔中噴霧，液滴產

生之後即送進儀器進行粒徑的分析。當完全

使用乾燥的壓縮氣體時，系統中的相對濕度約

為10％左右，而藉著乾、濕氣體流率的組合可以穩定控制系統的相對濕度在90％。測試腔中的溫濕度可由下游端的溫濕度計（Rotronic HygroPalm 22, Rotronic Instrument Corp, USA）監測。而擠壓霧化器橡皮球所產生的壓力則

透過壓力轉換器（Omega Model No. PX176-015A5V）與數據截取裝置（PCI-1710HGU DAS card & PCLD 8710 I/O Wiring Terminal Boards, Advantech Co., Ltd.）做即時的監測與紀錄，使執行測試人員可以較準確地控制擠壓

的力道。液滴的粒徑分布是使用Electrical Low Pressure Impactor（ELPI, Dekati Ltd., Finland）即時量測，ELPI是屬於多階式衝擊器（cascade impactor），具有量測粒徑0.007～10µm微粒之數目濃度分布的功能，整個粒徑範圍共分成

13個粒徑區間。其運作的方式是先使微粒通過一經過設計的微粒充電器讓微粒獲得帶電，然

後將微粒送入一低壓之階梯式衝擊器將不同粒

徑的微粒加以區分，而微粒的數目濃度則根據

每一階衝擊板所量到的電流量加以計算。由於

ELPI的採樣流率為30L/min，且為了能夠收集所有產生的微粒，因此稀釋空氣的流率設定約

為32L/min。由於ELPI的採樣頻率為1Hz，因此可以針

對單一次的擠壓進行微粒粒徑分布的量測。每

次擠壓後連續採樣2分鐘，以確保該次產生的微粒大部分已被置換，之後再把每一秒的微粒

分布相加總來代表該次擠壓所產生的結果。每

個實驗條件則重複15次的擠壓，並取平均值為代表。為了增加霧化器之間的可比性，所有的

霧化器均搭配3M FT-10的橡皮球使用。測試溶液方面，3M與TSI霧化器是各自搭配所屬的原廠試劑，而醫療用霧化器則是使用3M原廠試劑進行測試。儀器在使用前均會以皂泡式流量計

（Gilian Inc., West Cladwell, NJ, USA）做流率


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的校正。

另外，為了評估霧化器每一次擠壓所消耗

的溶液質量，因此分別在擠壓50次前、後使用天秤（Precisa 92SM-202A, Teopal, Switzerland）取得重量的差值，再平均得之。

圖2　ELPI量測液滴粒徑系統圖

研究中所使用的霧化器包括3M公司的FT-10以及TSI公司的Q-Fit，另外，也從市面上購買5個廠牌共13款醫療用霧化器進行評估測試。在價格方面，從十幾元到兩千多元不等。

2. 密合係數值的模擬計算

以佩戴過濾面體口罩（filtering facepiece）為例（圖3），吸氣時氣體可以分別由流經濾材（QF）以及由臉部與口罩邊緣不密合處

（QL）進入口罩內部，此時，所謂的密合係數

（fit factor, FFA）即定義為：

FFA = QF+QL

QL

由於使用氣膠微粒進行密合度測試並不是

直接量測QF與QL，而是以氣膠微粒的濃度間

接計算氣體的流率，因此，量測的過程中，微

粒穿透濾材與洩漏孔隙的效率[以微粒穿透率（aerosol penetration, P）表示，分別為PF與PL]對於密合係數的判斷便會造成干擾，假設環境

中測試微粒的濃度為C，則口罩外（NAM）與口

罩內（NIN）的微粒總數之比值為：

NAM

NIN =

C×(QF+QL)�C×QL×PL+C×QF×PF

= QF+QL

QL×PL+QF×PF

上式所計算出的數值在概念上等同於保護

係數（protection factor, PF），而當PF ≅ 0時，PF所代表的即是利用氣膠微粒所測出來的密合係數（FFP）。其次，當PF ≅ 0且PL＝1時，FFA =FFP；而當PF ≅ 0且PL<1時，則FFA<FFP。因

此，在計算方法上先設計出QF與QL的組合，再

定義出個別流率之下不同粒徑微粒對濾材與洩

漏管道的穿透率曲線之後，即可將霧化器產生

的微粒粒徑分布數值代入得到FFP。

圖3　佩戴口罩時氣體流率分配示意圖

本研究以毛細管作為洩漏管道的模擬，因

此，毛細管中的氣體流率與阻抗的關係可由下

式計算[15]：

其中，∆p是口罩內的壓降，Do則是毛細管

的直徑，η為氣體的黏滯係數，L為毛細管的長度。

大粒徑微粒隨著氣流流過毛細管，會因為

吸入效率（aspiration efficiency）與重力沉降

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（gravitational settling）的影響而造成損失。在計算吸入效率方面，本研究中只計算毛細管與

外界氣流速度（Uo）方向相同（θ=0度）以及垂直（θ=90度）兩種極端的狀況，其收集效率分別如下：當θ=0度時[16]：

Stk是史多克數。當θ=90度[17]：

其次，微粒在毛細管內因重力沉降所造成

的損失則利用下式計算[18]：

其中，Vts是指微粒的終端沉降速度，U是毛細管內氣體的流速，θ則是毛細管與水平方向的夾角。綜合上述，毛細管的整體穿透率可

整合如下：

在過濾面體口罩的空氣阻抗以及微粒穿

透率方面，則是以實測數據作為進一步模擬

計算的依據。在阻抗方面，把市售某N95口罩固定於夾具之中，利用質式流量計（Hastings, HFC-303）控制0~85L/min的空氣流過口罩，透過連接至量測口的斜臂式壓力計（inclined manometer, model , Dwyer Instruments Inc.）以取得口罩上、下游的壓力差。根據實驗數據

求出口罩阻抗與空氣流率之間的回歸方程式

之後，便可以搭配毛細管的尺寸，在相同的

空氣阻抗之下計算出氣體流過口罩濾材以及

毛細管的流率分配，因此得以計算出該條件

之下的FFA。以圖4結果為例，圖中粗實線為某N95口罩在不同流率之下的空氣阻抗，另2條細實線為1支直徑0.4mm的毛細管分別在長度10、20mm下氣體流率與空氣阻抗的關係曲線。當吸氣時口罩內的負壓為2.2mmH2O時，流過濾材的氣體流率為25L/min，而流過10mm毛細管的流率則為0.05L/min，因此，FFA為501（[25+0.05]/0.05）。

圖4　 0.4mm毛細管和某N95口罩之壓降與氣體流率關係

在濾材之微粒穿透率模擬方面，則是根據

過去研究[19,20]先量測或估算出濾材的重要基本參數，包括纖維直徑（fiber diameter, df）、濾

材厚度（filter thickness, t）、填充密度（packing density, α）、以及纖維帶電量（charge density, δ）之後，進一步可利用單一纖維理論模式計算出不同表面風速下，不同粒徑微粒穿透濾材的

效率曲線。其中，濾材的厚度可以利用厚度計

進行量測；填充密度可以依據單位體積濾材中

纖維所佔的體積來估算；因此，當在表面風速

（face velocity）為U時，測得濾材的空氣阻抗為∆p，又根據達西定律（Darcy’s law）可以計


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算出構成濾材的等效纖維直徑（equivalent fiber diameter）。由於目前並沒有可以直接量測纖維帶電量的可靠作法，因此是透過微粒穿透率的

數據進行推估。以圖5為例，某N95口罩在85L/min（U=8.0cm/s）之微粒穿透率測試結果（實心點），而根據上述方法可得t、α、df 分別為0.97mm、0.051、3.81μm，因此，透過根據單一纖維理論所建立的Microsoft Excel試算表[19-21]藉著逐步調整纖維帶電量讓理論值（虛線）逼

近實驗數據，最後可得δ=8.5×10-5C/m2。後續

便可以在可操作的條件範圍中設定已知的氣體

流率，利用上述方法針對任意粒徑分布的測試

微粒計算出FFP。

圖5　某N95口罩濾材過濾效率[22]

結果與討論

1. 霧化器產生液滴微粒之粒徑分布量測

擠壓橡膠球的頻率會影響瞬間產生的壓

力波，而經過測試可知，一般正常操作的壓力

約在2～15psi之間，因此，將霧化壓力分成低（<7psi）、中（7-9psi）、高（>9psi）三個條

件以評估其對產生微粒粒徑分布特性的影響。

圖6是3M FT-10在不同的壓力下所產生的糖精液滴微粒分布平均值，整體而言，霧化壓力越

大則產生的液滴質量濃度越高，而粒徑分方

面，除了最小壓力時的MMD顯得稍小之外，其餘的壓力之間並無明顯差別。

圖6　 3M FT-10霧化器在不同壓力下產生糖精微粒質量加權分布

3M FT-10霧化器的噴嘴與溶液試劑是分開的，每次使用必須添加溶液至霧化器之中，然

而，TSI Q-Fit的溶液與噴嘴是一體的，因此每一次的測試都是新的溶液與噴嘴的組合。於是

將2個3M FT-10霧化器（A、B）以及TSI Q-Fit霧化器在相對濕度90％、三種霧化壓力條件、四種測試試劑所產生的液滴粒徑分布平均值整

理於表1之中。整體而言，不同條件之間對液滴微粒的粒徑分布影響並不顯著，MMD都約在 2～3μm之間、GSD約在2左右。

市售醫療用霧化器方面，是在相對濕度 90％，測試其在中等霧化壓力條件之下產生糖精密合度測試溶液的液滴分布特性，結果整理

成表2：

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表 1 3M FT-10與TSI Q-Fit霧化器產生液滴粒徑分布

表2　市售醫療用霧化器產生液滴粒徑分布


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部分霧化器由於設計上的關係，在橡皮

球回復時所產生的負壓會把溶液吸出，因此並

無法順利取得數據，於是在表中以「--」符號表示。對於有溶液回抽現象但情況較輕微的霧

化器而言，因為粒徑分布的量測是以每一次擠

壓為基礎，而且在橡膠球內溶液不至於對於下

一次的產生造成影響，因此仍可獲得粒徑分布

資料，不過在每一次擠壓的輸出量之估算上就

會有損失的干擾，這些霧化器（共7款）在密合度測試的應用上必須首先被排除（7/13）。其餘6款霧化器所產生的液滴粒徑之MMD除了Par_1較大之外，也都落在2～3μm之間、GSD也在2左右。相同條件之下3M FT-10與TSI Q-Fit霧化器每一次按壓（中等霧化壓力）的溶液輸

出量約分別為1.134與0.586mg，而醫療用霧化器的輸出量除了BB_4較高之外，其餘都低於3M FT-10。不過這在定性密合度測試的應用上影響不大，因為在進行閥值測試時便會將不

同輸出量的霧化器，根據每一位受試者的敏感

度進行調整（輸出量較高者則按壓次數可以較

少；輸出量較低者則按壓次數需要較多），以

3M FT-10與TSI Q-Fit霧化器為例（假設都以手動擠壓方式操作），由於Q-Fit的溶液輸出量為FT-10的一半，因此，Q-Fit的按壓次數必須是FT-10的2倍，不過連續按壓的次數以30次為上限，超過者便無法使用。

2. 口罩FFA與FFP的模擬評估

以上述N95口罩搭配1支直徑為1.1mm、長度為10mm毛細管洩漏組合，當通過濾材的氣體流率為5L/min時，毛細管內的氣體流率則為0.05L/min，因此，FFA為101。而當以氣膠微粒評估佩戴口罩時的密合度，如果濾材的

效率接近100％，而且微粒在毛細管中沒有損失，因此根據FFA=101可以計算出口罩內、外

的數目濃度比例約為0.99％（FFP=101），不過如圖7所示，由於毛細管對於粒徑越大的微粒，其吸入效率越差，因此使得口罩內微粒的

濃度隨著粒徑的增加而減少，於是會有較高的

FFP值，而且水平方向的毛細管由於重力沉降

的因素，使得微粒的損失更多，因此造成更高

的FFP值。另一方面，粒徑較小的微粒由於被

吸入的效率高，而且終端沉降速度小，因此在

毛細管中的沉積損失並不顯著，不過N95濾材對於部分粒徑較小的微粒並無法完全濾除，

因此使得總和的微粒穿透率高於0.99％（意即FFP<101）。

圖7　某N95口罩與毛細管組合在5L/min下之微粒穿透率曲線

而根據圖7的結果，可以產生一系列MMD與GSD組合的對數常態分布之微粒，用以計算不同粒徑分布微粒對於口罩密合度測試結果的

影響。結果如圖8所示：如果霧化器產生的微粒粒徑太小，因此部分微粒會穿透濾材進到口

罩內，以致於所計算出的FFP值會小於FFA；

相反地，當產生的微粒太大時，由於受到毛細

管吸入效率的限制，使得部分微粒損失，因此

FFP值會大於FFA；如果再納入微粒在毛細管中

的沉積損失（圖8B），則測試微粒可使用的粒徑上限會受到越嚴格的限制。

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圖8　某N95口罩與毛細管組合在5L/min下之不同粒徑分布微粒之密合度

將表1與表2中微粒粒徑分布的數據加入圖8A中，結果可以清楚地看出3M FT-10與TSI Q-Fit霧化器模擬測試的結果（FFP值）在低流

率的狀況下與FFA值誤差會小於10％，而且大部分醫療用霧化器也可以獲得相同的結果。

結論與建議

1. 3M FT-10與TSI Q-Fit在相對濕度90％之下，無論試劑種類為何，所產生的液滴粒

徑分布之MMD都在2~3μm之間、GSD大約為2。

2. 研究中使用的醫療用霧化器所產生的液滴

大小與3M FT-10與TSI Q-Fit所產生的相類似，共有6款霧化器可以作為替代裝置，單價最低為29元，可以大幅降低定性密合度測是的成本。儘管如此，執行測試人員

對於測試方法的認知與操作技術（特別是

按壓橡膠球的力道與頻率）可能會是左右

測試結果的重要因素，因此如何加強人員

的培訓是未來可以考慮的方向。

致謝

本研究承蒙勞動部勞動及職業安全衛生研

究所102年度研究計畫（ILOSH102-H502）經費支持，謹此敬表謝忱。

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Research Articles

A Study on the Feasibility of Conducting Qualitative Fit Test by Using Pneumatic Medical Nebulizers

Sheng-Hsiu Huang1　Chia-Wei Hsu1

　 Wei-Chih Kuo1　Chun-Wan Chen2

Chih-Chieh Chen1

1　 Institute of Occupational Medicine and Industrial Hygiene, College of Public Health, National Taiwan University

2　 Institute of Labor, Occupational Safety and Health, Ministry of Labor

Abstract

Although it has been widely recognized that fit testing is a critical requirement for ensuring the efficacy of tight fitting respirators, it may not always be complied with for various reasons, including availability, cost and time. Therefore, a less burdensome fit test method for respirators may help increase compliance. In this study, the particle size distributions generated by commercially available aerosol nebulizers (3M FT-10 and TSI Q-Fit) for qualitative fit test and pneumatic medical nebulizers were explored, respectively. Then, a combination of a filtering facepiece and a controlled leakage was used to calculate the fit factors according to the particle size distributions and defined aerosol penetration data. The result showed that inexpensive pneumatic medical nebulizers could be substitutions for the 3M FT-10 and the TSI Q-Fit aerosol generators.

Keywords: Wood dust, Bioaerosol, Mycotoxins

Accepted 4 June, 2016 Correspondence to: Sheng-Hsiu Huang, Institute of Occupational Medicine and Industrial Hygiene, College of Public Health, National Taiwan University, Room718, No.17, Xuzhou Rd., Taipei, 100, Taiwan(R.O.C), Email address: [email protected]


225

Introduction

When using a tight fitting respirator, the seal between the edges of the respirator and your face is the most critical and uncertain factor that affecting the effectiveness of respirator use [1-3]. Considerable relevant research has shown that performing a fit test has a positive effect on the protection level that a respirator can offer[4-7]. Therefore, according to federal laws in the U.S. [8], fit testing of all negative or positive pressure tight-fitting facepiece respirators is required prior to initial use, whenever a different respirator facepiece is used, and at least annually thereafter. An additional fit test is required whenever there are changes in the user's physical condition that could affect respirator fit (e.g., facial scarring, dental changes, cosmetic surgery, or an obvious change in body weight). The employer must be fit tested with the same make, model, style, and size of respirator that will be used. On the other hand, although the general public in Taiwan has gradually been realizing the importance of fit testing, the implementation of testing in workplaces is still rare domestically. According to the previous literature, poor accessibility, high prices, long implementation time, and other factors have been common excuses for not carrying out fit testing [9,10]. Therefore, a fit test that can be comprehensively promoted shall have the characteristics of being easy to use, easily accessed, affordable, etc.

Respirator fit tests can be categorized as either qualitative or quantitative according to their method of implementation. Qualitative methods

(QLFTs) are non-numeric pass/fail tests that rely on the respirator wearer’s response to a test agent to determine respirator fit. To complete the test the respirator wearer generally stands in an enclosure and is subjected to a test agent such as Isoamyl Acetate, Saccharin, Bitrex or irritant smoke. If the respirator wearer can smell any of the test agents, or is irritated by the smoke during the test, the fit test is failed. Quantitative methods (QNFTs) provide an objective measure of the fit, generating a number referred to as a fit factor. A fit factor is the ratio of the test agent concentration outside the respirator to the test agent concentration inside the respirator. It may also be the ratio of total inhalation airflow to the airflow through faceseal leaks. A number of fit test methods exit. Currently in the U.S., OSHA (Occupational Safety and Health Administration) has accepted four QLFT and three QNFT methods [8]. However, the irritant smoke protocol is not recommended by NIOSH (National Institute for Occupational Safety and Health) due to health effects. Previous studies have explored and compared the pros and cons of each fit test in detail [11,12]. In general, QNFT is expensive, requiring costly instrumentation, (approximately 245,000-350,000 NTD), as well as expenditures for additional adapters or probed respirators. In addition, quantitative fit tests must be conducted by highly trained personnel. In contrast, qualitative fit tests are convenient and easy to perform. The equipment used is also much less expensive. Consequently, QLFT is more widely used [11].

Currently on the market, the FT-10 [13] made by 3M and Q-Fit [14] made by TSI are the two


226

most common QLFT in use. Both of them utilize the pneumatic atomizing method to generate aerosol particles as test agents. The main difference is that the FT-10 generates the required air pressure for atomization by manually squeezing a rubber ball, while the Q-Fit utilizes an integral pump to disperse test solutions. Regarding cost, though the two aforementioned pieces of qualitative fit testing equipment are both relatively cheaper compared to the quantitative ones, their prices still range from a few thousand to tens of thousands NT dollars. Therefore, the promotion of fit testing would benefit from other alternative equipment that is more economical and easily accessible. Since the medical nebulizer is commonly used and has no difference in operating principles compared to the FT-10 or Q-Fit, and it has potential substitutability with the advantage of a cheaper price. Therefore, we measured the particle size distribution with regards to commercial nebulizers for qualitative fit testing (3M’s FT-10 and TSI’s Q-Fit) and pneumatic medical nebulizers, respectively, followed by incorporating a filtering facepiece and leaking pore combination of known aerosol penetration ratio, from which the fit factor of each type of nebulizer was calculated and compared with each other to determine whether they could be used interchangeably.

Materials and Methods

1. Size distribution measurement of droplets generated by nebulizers

The equilibrium size of a water droplet is quite sensitive to ambient relative humidity.

Therefore, in order to obtain the challenge particle size distribution, the relative humidity in the experimental chamber should be maintained with the same level as in the fit test hood. From the preliminary test results (shown in Figure 1 below), when the subject donned a fit test hood, the relative humidity inside the hood gradually increases from 70% to 90% over 5 minutes. Accordingly, the relative humidity in the experimental chamber is kept at 90% throughout the tests.

Fig 1　 Change of relative humidity inside the hood

The particle size distribution measurement system is shown in Figure 2. The nebulizer is filled with test solution and sprayed toward a test chamber. The droplets are diluted by a clean air flow and sent to the instrument for particle size analysis. The relative humidity is about 10% when using complete-dry compressed air, and with the proper flow rate adjustment of dry and wet gas, respectively, the relative humidity in the test chamber can be stably controlled at 90%. The temperature and humidity inside the test chamber can be monitored with a thermo-humidity meter (Rotronic HygroPalm 22, Rotronic Instrument Corp, USA). The pressure generated


227

by squeezing the nebulizer's rubber ball is measured by a pressure transducer (Omega Model No. PX176-015A5V), and signals are relayed to a data acquisition board (PCI-1710HGU DAS card & PCLD 8710 I/O Wiring Terminal Boards, Advantech Co., Ltd.) for data recording. This system is also capable of displaying the real time squeezing pressure on a screen. Then the person performing the study can more precisely control the squeezing force. The droplet size distribution is monitored in real time by the Electrical Low Pressure Impactor (ELPI, Dekati Ltd., Finland), which is a cascade impactor capable of measuring the number concentration of particles with sizes between 0.007~10 µm in 13 channels. The ELPI measures particle size distribution at 1 Hz interval. At the inlet of the ELPI, a corona charger imposes an electrical charging state on the particles composing the aerosol. At the charger’s outlet, the particles are classified according to their aerodynamic diameter using a low pressure cascade impactor. Currents induced by particles collected on impaction stages are measured using electrometers and are converted into particle number concentration. As the sampling flow rate of ELPI is 30 L/min, the flow rate in the experimental chamber is set at 32 L/min in order to minimize sample contamination by ambient air and collect almost all the particles that have been generated.

Since the ELPI sampling frequency is 1 Hz, we can measure the particle distribution with regard to each squeeze. A two-minute continuous sampling is done for each squeeze to ensure that most of the generated particles have been replaced, and by totaling the particle distribution of each

second, the result of the squeeze can be obtained. Each experimental condition is performed with 15 squeezes, and the average value is calculated and chosen as the representative. In order to increase the comparability between the nebulizers, all nebulizers are operated with 3M FT-10 rubber balls. As for the test solution, both 3M and TSI nebulizers use exclusive original test agents, while the medical nebulizer uses the original 3M test agent for testing. The flow rate of all instruments is calibrated by a soap bubble flow meter (Gilian Inc., West Caldwell, NJ, USA).

Furthermore, in order to evaluate the amount of solution consumed by each squeeze, the weight differences are obtained using a scale (Precisa 92SM-202A, Teopal, Switzerland) before and after each of the 50 of squeeze and averaged for the final value.

Fig 2　 Diagram of the ELPI droplet particle size measurement system

The nebulizers used in this research for the evaluation and test include the 3M FT-10, TSI Q-Fit, and 13 other commercial nebulizers made by five different brands, with the prices ranging from 10 to 2,000 NTD.


228

2. Fit factor simulative calculation

Using the filtering facepiece as an example (Figure 3), the air can flow into the inside of the mask when inhaling through the filtering material (QF) and the gap between the face and the mask (QL). Therefore, from a gas behavior point of view, the fit factor (FFA) is defined as:

FFA = QF+QL

QL

Since using aerosol particles for fit testing does not directly measure QF and QL, the aerosol particle concentration is used to calculate the air flow rate indirectly. Therefore, during the measurement, the efficiency of particles penetrating the filtering material and leaking gaps is expressed by the aerosol penetration, P, that is, PF and PL, respectively, which will interfere with the judgment of the fit factor. If the test particle concentration in the environment is C, then the ratio of particle quantity outside (NAM) and inside (NIN) the mask is as follows:

NAM

NIN =

C×(QF+QL)�C×QL×PL+C×QF×PF

= QF+QL

QL×PL+QF×PF

The calculated value from the above formula is conceptually equivalent to the protection factor, PF. While PF ≅ 0, PF represents the fit factor (FFP) measured by using the aerosol particles. Furthermore, while PF ≅ 0 and PL = 1, FFA = FFP; and while PF ≅ 0 and PL < 1, FFA < FFP. Therefore, we combine QF and QL in our designed calculation and define the penetration curve of different particle sizes versus filtering materials

and leakages under individual flow rate. Then, by importing the particle size distribution value of particles generated by nebulizers, FFP can be derived.

Fig 3　 Illustration of air flow rate distribution when wearing a mask

In the research, the leakages were simulated by capillaries, and, the relationship between the air flow rate and resistance in the capillary can be calculated with the following formula [15].

Where, ∆p is the pressure drop inside the mask, Do is the diameter of the capillary, η is the viscosity coefficient of air, and L is the length of the capillary.

Larger particles flow through the capillary would lose due to the aspiration efficiency and gravitational settling. Regarding the aspiration efficiency (Easpiration), we only calculated the two extreme conditions in which the capillary is parallel (θ = 0°) or perpendicular (θ = 90°) to the external air flow rate (Uo). The Easpiration is as follows:


229

When θ = 0° [16],

�

Stk is the stokes number. When θ = 90° [17],

The loss of particles in the capillary due to gravitational settling can be calculated with the following formula [18]:

Where, Vts is the terminal settling velocity, U is the air flow rate inside the capillary, and θ is the angle between the capillary and the horizontal direction. In conclusion, the overall penetration rate of the capillary can be expressed as:

With regard to the air resistance and particle penetration of the filtering facepieces, actual test data is used as the basis for additional simulative calculation. For resistance, a commercial N95 respirator was sealed in a holder and tested to air flow rates in the range of 0～85 L/min. The air flow rates are controlled by a mass flow controller (Hastings, HFC-303). The pressure difference in the upstream and downstream of the mask is obtained via an inclined manometer (model 400, Dwyer Instruments Inc.). After deriving the

regression equation between the mask resistance and air flow rate based on the experimental data, we can calculate the air flow rate distribution by using different sizes of capillaries under the same air resistance with regard to flowing through the mask filtering material and the capillary, respectively, thus obtaining the FFA under such conditions. Using Figure 4 as an example, the thick solid line denotes the air resistance of the N95 respirator under different flow rates, while the other two thin solid lines represent the relationship between air flow rate and air resistance of a capillary of 0.4 mm in diameter with the length of 10 mm and 20 mm, respectively. When inhaling, the negative pressure inside the mask is 2.2 mmH2O, and the air flow rate through the filtering material is 25 L/min, while it is 0.05 L/min when flowing through the capillary. Therefore, FFA is found to be 501([25+0.05]/0.05).

Fig 4　 The relationship between pressure drop and air flow rate for a 0.4 mm capillary and an N95 respirator

As for the particle penetration simulation of the filter, some important basic parameters have been measured or estimated based on past


230

studies [19, 20], including fiber diameter (df), filter thickness (t), packing density (α) and charge density (δ) Accordingly, the filter penetration curve as a function of particle sizes under different face velocities can be derived by introducing the single fiber theoretical model. The filter thickness is measured by using a vernier caliper. The packing density can be calculated based on the density of the fiber material and the weight of a known volume of filter sample. Based on the air resistance of the filtering facepiece at different air flow rates, the equivalent fiber diameter can be calculated using Darcy’s law. Since there is no reliable way to directly measure the charge amount of fiber, is the value can be deduced based on the particle penetration rate data. For example, the following figure shows the test result of the particle penetration rate (solid points) of an N95 respirator at 85 L/min (U = 8.0 cm/s), and by using the above method, t, α and df are derived as 0.97 mm, 0.051, and 3.81 µm, respectively. Therefore, with Microsoft Excel sheets created based on the single fiber theory and by adjusting the theoretical value of fiber's charge amount (dotted line) to fit to the experimental data, we can derive δ=8.5×10-5C/m2, which enables us to set the known air flow rate within the operable condition range and use the above method to calculate FFP for particles with any size distribution.

Fig 5　 The fil tering efficiency of an N95 respirator filter

Results and Discussion

1. The particle size distribution measurement of droplet particles generated by nebulizers

The generated pressure wave is subject to the squeezing frequency of the rubber ball. After testing, the normal pressure of operation is 2～15 psi; therefore, we divided the atomization pressure into low (<7 psi), middle (7-9 psi), and high (>9 psi) to evaluate the influence on the generation of particle size distribution characteristics. Figure 6 shows the average particle size distributions of saccharin droplets generated by the 3M FT-10 under different pressures. In general, the output concentration of droplets increases as the atomization pressure increases. As for the particle


231

size distribution, except for a smaller MMD at the minimum pressure, no significant difference is found between the other pressure values.

Fig 6　 The weighted distribution of the mass of saccharin particles generated by nebulizers under different pressures

The 3M FT-10 nebulizer's nozzle and test solution are separate. The test solution is added into

the nebulizer each time before use. In contrast, the solution and nozzle of the TSI A-Fit are integrally formed, so each test requires a new combination of solution and nozzle. We used two 3M FT-10 nebulizers (A, B) and a TSI Q-Fit nebulizer to measure the average droplet size distribution generated under 90% relative humidity, three different atomization pressures, and four kinds of test reagent, as shown in Table 1 below. In general, the different conditions had no significant influence on the distribution of droplet particles, as the MMD is consistently 2～3 µm and GSD is around 2.

R e g a r d i n g t h e c o m m e r c i a l m e d i c a l nebulizers, the test was carried out at 90% relative humidity and middle atomization pressure to determine the droplet distribution characteristics of the generated saccharin fit testing solution. The results are provided in Table 2.

Table 1　The particle size distribution of droplets generated by 3M FT-10 and TSI Q-Fit


232

Table 2　The particle size distribution of the droplets generated by the commercial medical nebulizers

Due to the original design, some nebulizers would suck the solution back as the rubber balls restored, so no data could be retrieved; such instances are represented in the table with "--". For the nebulizers with a miner pump-back situation, as the particle size distribution measurement is based on each squeeze and the solution inside the rubber ball has no influence on the next generation, the particle size distribution data is still obtainable but includes the interference of loss on the estimation of output amount of each squeeze. These nebulizers (7 models) should be excluded from being used in fit tests (7 of 13); while the droplet particle size of the remaining six nebulizers fell within 2～3 µm for MMD except for Par_1 which is a bit larger, and their GSD is all around 2. Under the same conditions, each squeeze (at middle atomization pressure) of the 3M FT-10 and TSI Q-Fit outputs

a solution amount around 1.134 and 0.586 mg, respectively; as for the medical nebulizers, the output amounts are all less than 3M FT-10 except for BB_4, which is slightly bigger. However, this situation did not have a big impact on its application in qualitative fit testing because the nebulizers with different output amounts would be adjusted according to each subject’s sensitivity when doing the threshold value test (the squeeze times of the one with a larger output amount should be fewer; while ones with a smaller output amount should be squeezed more times). Using the 3M FT-10 and TSI Q-Fit nebulizers as examples (assuming that both are operated by manual squeezing), as the solution output amount of the Q-Fit is half of that of the FT-10, the squeeze times of the Q-Fit shall be twice those of the FT-10. However, the amount of squeezes is limited to 30; anything over that would


233

mean that the nebulizer is not usable.

2. The simulative evaluation of FFA and FFP of masks

We u s e d t h e c o m b i n a t i o n o f t h e aforementioned N95 respirator with a capillary of 1.1 mm in diameter and 10 mm in length. When the air flow rate through the filter was 5 L/min, the air flow rate inside the capillary became 0.05 L/min, and thus, FFA is 101. When using aerosol particles to evaluate the fitness of mask wearing, assuming the efficiency of the filter is nearly 100% and has no loss of particles in the capillary, the concentration ratio of particles inside to outside the mask is around 0.99% when calculated with FFA=101. However, as shown in Figure 7, since the aspiration efficiency of the capillary worsens as the particle size gets larger, the particle concentration inside the mask decreases as the particle size increases, thus obtaining a higher FFp value; furthermore, the particle loss gets worse in the horizontal direction of the capillary due to gravitational settling, resulting in an even higher FFp value. Conversely, as the intake efficiency of small-sized particles is high and the terminal settling velocity is small, the loss due to the settlement inside the capillary is insignificant. However, as the N95 filter cannot completely filter out smaller-sized particles, the total particle penetration rate is greater than 0.99％, i.e. FFp<101.

Fig 7　 The curve of particle penetration rate at 5 L/min combining an N95 respirator and capillaries.

According to the results shown in Figure 7, we can deduce a series of particles with MMD and GSD combinations in log normal distribution, which can be used to determine the influence of different particle size distributions on the test results of mask fitness. The results are shown in Figure 8. If the particle size is too small, parts of the particles will penetrate through the filter into the mask, causing FFp < FFA; on the contrary, if the particles are too big, parts of the particles will be lost due to the limitation of the capillary's aspiration efficiency, causing FFp > FFA. If the gravitational settling loss of particles in the capillary is further considered (Figure 8B), the usable particles are subjected to a smaller upper limitation of particle size.


234

Fig 8　 The fitness of different particle size distribution combining an N95 respirator and capillaries at 5 L/min

By adding the particle size distribution data of Table 1 and 2 into Figure 8A, the results of the simulative tests of the 3M FT-10 and TSI Q-Fit nebulizers show reasonable agreement. With a low flow rate, the deviation between FFp and FFA is less than 10%, while most of the other medical nebulizers also achieve the same result.

Conclusions and Recommendations

1. Under a 90% relative humidity, the 3M FT-10 and TSK Q-Fit generate droplet particle distribution with MMD between 2~3 µm and GSD about 2, regardless of the type of test solution used.

2. The medical nebulizers used in this research are able to generate droplet sizes similar to those of the 3M FT-10 and TSI Q-Fit. Ultimately, six of the tested nebulizers can be used as alternative options, one of which costs only 29 NTD, which can drastically reduce the cost of qualitative fit testing. Even so, the cognition and operation techniques of

the operator that conducts the test (especially for the force and frequency of squeezing the rubber ball) are important factors that would affect the test results. Therefore, methods for enhancing operation training is a direction that should be considered in the future.

Acknowledgements

This research is supported by the 2013 research fund of the Institute of Labor, Occupational Safety, and Health, MOL (ILOSH102-H502). We hereby express our appreciation.

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237

製茶業工作場所現場物理與人因性危害調查研究

論文


鍾美惠1　王志達

1　劉立文

2

1　中華醫事科技大學環境與安全衛生工程系


摘要

茶葉是世界三大主要飲料之一，世界茶業市場正在不斷擴大，無論是茶葉產量，還是每

人平均消費量，都在逐步增加。製茶業從前段到後段製程，其實包含了種茶、採茶與製茶等過

程，全程從種植、採摘到製作茶葉，均有可能具潛在的職業傷病危害。本調查進行製茶全程現

場訪視，調查其工作流程與分析潛在危害，同時辦理346份有效勞工安全衛生現況認知問卷調

查並進行基本統計分析，以探討製茶業勞工職業危害因子與嚴重度分析，提供勞工與事業單位

危害預防之參考。研究發現製茶業面臨嚴重缺工危機，其從業人員之年齡偏高，職場安全衛生

意識偏弱，作業場所之安全衛生相關設施較為不足。採茶工和製茶工痠痛部位次序不同，未來

宣教時應針對不同工作特性人員加強宣導不同項目。危害依序為疲勞、肌肉痠痛、熱危害分

占53.5%、52.04%、49.5%。受訪製茶從業人員自認有不適症狀部位以腳踝/腳所占比例最高，

為80.64%，其次依序為臀/大腿，占78.90%，上背73.41%，手肘71.64%，膝蓋63.85%，脖子

60.90%，手/手腕60.08%，肩膀53.47%，下背/腰45.09%；因此未來應就上述幾種占高比例危害

研擬危害防止或健康改善對策，以供製茶業勞工參考。此外，為解決製茶業長久以來人力缺口

與專業不足，建議政府可透過政策導引，協助業者成立專業分工團隊，建立資訊溝通平台以吸

引年輕人口投入。

關鍵字：製茶業、物理性危害、人因性危害、問卷調查

民國 104 年 12 月 7 日投稿，民國 105 年 2 月 13 日修改，民國 105 年 4 月 29 日接受。通訊作者：王志達，中華醫事科技大學環境與安全衛生工程系，71703台南市仁德區文華一街89號，電子郵件信箱：[email protected]。


238

前言

茶葉是世界三大主要飲料之一，依據統

計全球茶產量自1963年破一百萬噸（102萬噸），到1983年突破二百萬噸（206萬噸），2001年突破三百萬噸（305.9萬噸），至2010年全球茶產量已高達416.2萬噸；台灣產製之茶葉主要區分有綠茶、烏龍茶及紅茶等三種，其中

以部份發酵茶占最大宗[1]。據農委會茶葉改良場估計目前台灣茶園面積有21,554公頃，主要分佈以中部地區為主，約有6,000家的茶廠與大約50,000位以上的採/製茶工從事茶葉的製造作業，是一個相當大的勞動族群[2]。本調查所定義之製茶業從業人員為採茶工與製茶工兩種類

別工作的總稱。

圖1　各種茶葉加工製作流程[2, 3]

圖1為目前在台灣之茶葉加工流程，分為綠茶、紅茶與包種及烏龍茶等類別，從茶菁原

料的獲得一直到最後出貨期間所有必須進行之

流程。其中綠茶類的製程因其不需經過發酵程

序，所以較為簡單，由茶菁取得後，直接進入

炒菁之工序，而後進行乾燥即可完成；包種及

烏龍茶這種部份發酵茶工序較為繁複，須經萎

凋與布球成型（烏龍）之程序，因此製作時需

耗費較大量之時間與人力。

製茶相關行業是標準的勞力密集產業，茶

葉採取勞力密集的加工，茶葉從採收開始，便

需要大量人力，一年有六至七個月的茶葉採收

時間，一共需好幾回，茶菁採收後，還要經過

粗製、再製的程序，粗製經萎凋、攪拌、炒、

揉、烘的階段，使茶發酵帶有香氣、乾燥便於

保存，再製是使茶葉進一步發酵與乾燥，便於

外銷市場，茶葉從粗製到再製的成本中，勞力

所占的比例佔了50％以上。而製茶作業所延伸的工作相當繁多，若依工作項目區分，大致可

分為「製茶工」與「採茶工」二種，目前的製

茶工序分為日光萎凋、靜置攪拌、殺菁、揉捻

等步驟，其中以揉捻是最辛苦的，因為揉捻的

過程很費力氣，必須用力把布團揉緊；而採茶

工序，分成人工手採與機採兩種，一般品質較

佳的茶葉均以人工採摘方式處理，但須要耗費

大量人力[4]。根據製茶工會全國聯合會接到茶農報告

統計資料顯示，98年度因採、製茶過程而受傷人數共9人；99年度共16人；100年度共13人。三年來共38人次。但據悉以上人數資料並不完整，因為有許多製茶從業人員不會上報受傷的

人數，所以受傷人數應比統計資料更多，值得

重視與研究。經現場訪視與訪談製茶業相關工

作人員後，發現製茶業勞工在採製茶過程中可

能發生之危害如下：

239


1. 肌肉骨骼傷害（人因性危害）

茶葉自採集、殺青、乾燥到包裝的製程都

需要密集地使用人力工作，儘管現在有許多的

機器已經被使用於製茶的過程當中，然而仍有

許多部分是機器無法取代還必須使用人工去完

成的，某些工作更是需要從事人員大量用手、

手腕等部位用力反覆性的去操作，於是茶葉製

造從事人員可能會有許多肌肉骨骼疾患的症狀

如手腕遂道症候群、下背痛、肩頸酸痛、手部

麻木無力等等被懷疑和職業特性有相關。

2. 農藥危害（化學性危害）

一般而言，農藥暴露發生的方式有三種主

要的途徑：皮膚、吸入及口部攝食。通常大部

份的職業性農藥暴露是經由皮膚途徑發生的，

但是對某些種類的農藥（如燻蒸劑）及農藥噴

灑的方式（如噴霧），吸入的途徑可能較為明

顯。在製茶業中，使用人暴露之農藥不僅包括

實際之噴藥農民，茶業製造工序中、搬運、包

裝之作業人員，甚至包括了茶葉採收人員、溫

室、倉庫及住家庭園之噴灑農藥等都有可能造

成農藥暴露之風險。

3. 呼吸與過敏危害（生物性危害）[5]

茶葉在生產加工過程中，經抖篩、圓篩、

風選等工序常會產生大量的茶塵微粒，當這些

微粒進入呼吸道後可能藉由非特異性的刺激反

應或免疫性的機轉對呼吸道造成影響[5]。

4. 機具操作危害（物理性危害）

由於茶廠使用的大型機具，在製茶過程

都會存在一些危險，諸如：高溫灼傷、機械絞

入…等等。對於高溫操作的炒菁機，針對機台

高熱的周邊範圍，應有適當的防燙措施，防止

人員誤觸造成皮膚灼傷[4]。目前，除茶塵對從業人員呼吸與過敏症狀

的影響在國內外學者有比較多的研究與探討外

[5-9]，其他對製茶業勞工於現場工作時極可能發生之危害，例如肌肉骨骼人因傷害、機具操

作危害等，並未曾進行詳細之調查與分析，因

此無法對製茶業勞工進行職業安全衛生認知輔

導，以提高製茶業職業安全衛生文化與認知，

且國內製茶業勞工多屬於學歷較低之中高齡族

群勞工，對職業危害發生之防範大多不了解，

因此，本調查希望透過較大規模之調查與現場

訪談，主要分析國內製茶相關從業人員在工作

時人因職業危害，最終以降低製茶業勞工危害

為目的。

研究方法

1. 研究對象

本次調查對象主要為製茶業相關從業人

員，包括採茶工及及製茶工兩大工作類別，研

究對象的選取為採立意抽樣之方式，根據國內

茶區在各縣市之分佈情形與茶園茶廠及製茶業

人數在各縣市所佔之比例，進行問卷調查與訪

視抽樣，其樣本取樣來源分別為花蓮縣、南投

縣、雲林縣、嘉義縣、台北線與苗栗縣茶園與

茶廠，本研究共收集362份現場調查問卷，有效問卷為346份。

2. 問卷設計

本研究採用問卷包含三個部分。第一部分

為個人基本資料，項目包括性別、服務機關、

主要從事工作、年齡、身高、體重、從事此工

作時間等；第二部分為工作描述，包括工作環

境中的危害認知、安全防護與工作時姿勢或動

作上的危害等；第三部分則為肌肉骨骼自覺不


240

適症狀問卷，此部分參考自勞工安全衛生研究

所翻譯修訂出版之「北歐肌肉骨骼症狀問卷」

[10]，主要以「身體圖」標示出身體的各個部位（包括脖子、肩膀、上背、下背/腰部、手肘、手/手腕、臀/大腿、膝蓋及腳踝/腳），詢問受訪者身體感覺不舒服的部位，並請受訪者

就身體有出現不舒服感的部位自我評估不舒服

感覺的時間、出現頻率、影響及不適程度等。

3. 問卷調查方法

問卷調查方式，採用現場調查方式進行，

由施測人員在現場就問卷之題目與選項進行詢

問，並做成紀錄。所有施測人員均經職前訓練

與講座，以統一詢問與記錄之方式。

4. 資料處理與分析

依據本研究之目的，問卷調查所蒐集之資

料，以SPSS（第20版）進行資料分析，進行一般性敘述性統計分析，分別探討影響製茶業工

作者身體各部位別不適的危險因子。

結果與討論

1. 從業人員性別年齡分佈調查

本次研究調查受訪之346位製茶業從業人員有114人為男性（32.90％）、242人為女性（67.10％），如表1所示，因此女性所占比例為男性所占比例的2倍左右。若依其從事工作性質細分為採茶工與製茶工，本次受訪採茶工

為235人（占總人數67.92%），製茶工111人（占總人數32.08%），因此本次問卷樣本以採茶工占多數，約為製茶工的2倍，主要因為採茶與製茶為一連續性過程，不管茶園面積大

小，研究中發現採茶班需工較多，每次約在20人以上；然而製茶工則依製茶廠大小規模而

定，一般而言，小規模之家庭式製茶工廠之人

力大約3至5人，而較大規模之製茶廠，人數大約在10人左右輪班作業，因此茶廠中製茶工所占比例較小。在採茶工性別方面，男性為38人，女性為197人，因此採茶工以女性居多，這也符合一般人之印象；在製茶工性別方面剛

好相反，男性76人，女性為35人，以男性居多，人數約為女性2倍；大部分女性製茶工負責之項目為日光萎凋與室內萎凋，這是因為在

製茶過程中，本製程為體力負荷相對小的製

程，其他需較大體力勞動之製程，大都交由男

性製茶工負責。研究製茶業勞工性別結果得知

採茶與製茶在性別方面有相當之差異，推論這

是因為製茶工為較需體力之勞動工作，例如搬

運茶葉、揉茶等，體力之負荷量遠比採茶工需

求高出甚多，因此，大部份均須由男性來擔任

為宜。

依樣本次數分佈比例觀之，受訪之346位製茶從業人員為30歲以下的有25人（7.31％）、31歲至40歲的有34人（9.94％）、41歲至50歲的有70人（20.47％）、51歲至60歲的有103人（30.1％）、60歲以上則有110人（32.16％），遺漏值為4人（1.16％），因此若以50歲年齡為分野，製茶從業人員在5 0歲以上者共占62.3%，可知目前製茶業從業人員之年齡層偏高，這也部分顯示目前國內茶葉或農作行業所

遭遇到的困境，年輕人寧願到工廠上班或擔任

白領工作，以致於從事農作的年輕人口比例偏

少，導致農作的技術傳承出現落差。若以從事

工作內容區分，製茶工之年齡分配較為平均，

大多集中在41歲至60歲之間，採茶工絕大多數在50歲以上，占67.09%。採茶工大都來自農村採茶班，平時由一位領班負責聯絡召集工作，

除領班可能是茶場或茶園所有人外，其餘成員

大部分由平時沒有固定工作之家庭主婦或老人

241


組成，很多都已經是阿嬤或阿公級的成員。而

在製茶工部分，年齡在30歲以下的有14人、31歲至40歲的有12人、41至60歲占一半，有54人（50.0％），60歲以上則有18人；相較於採茶工，其高齡比例較小，這可能是因為製茶過程

中需要的體力勞動相對較大，且須常熬夜製

茶，工作時間連續且較長，因此年紀大者較不

適合從事此工作所致。

表1　個人基本資料分佈表變項

總計(346人) 採茶製茶

人數百分比(%) 人數百分比(%) 人數百分比(%)班別

固定班 272 78.61% 213 61.56% 59 17.05%輪班 20 5.78% 5 1.45% 15 4.34%不固定班 54 15.61% 17 4.91% 37 10.69%性別

男性 114 32.90% 38 16.17% 76 68.47%女性 232 67.05% 197 83.83% 35 31.53%年紀

≦30 25 7.31% 11 4.70% 14 12.96%31～40 34 9.94% 22 9.40% 12 11.11%41～50 70 20.47% 44 18.80% 26 24.07%51～60 103 30.12% 65 27.78% 38 35.19%60以上 110 32.16% 92 39.32% 18 16.67%遺漏4 4 1.20%

2. 工作環境危害與環境狀態危害調查

表2顯示本次調查之製茶從業人員對工作危害之認知，依樣本次數分佈比例觀之，

受訪之346位製茶從業人員認為環境中之肌肉痠痛、熱危害與疲勞很嚴重者分別占31.8%，30.1%，27.5%，幾乎是占調查人數之三分之一；認為肌肉痠痛、熱危害與疲勞嚴重者也分

別占20.24%，19.4%，26.0%；若將認為很嚴重與嚴重者加總，前三名危害依序為疲勞、肌肉

痠痛、熱危害分占53.5%、52.04%、49.5%，意即二分之一的接受調查人員均認為上述危害達

嚴重以上程度，顯見其值得特別注意，且未來

應優先考量提出解決方法。

若依工作類型將採茶工與製茶工分開，則

可看出不同類型的工作對工作環境危害類型的

認知是否有所不同。有關製茶從業人員之熱危

害部分，採茶工有92位感到很嚴重，43位感到嚴重，分別各占39.15%與18.3%，由此得知，採茶工在熱危害的部分是極需解決的問題；在

製茶工方面，有12位感到很嚴重，24位感到嚴重，分別各占10.81%與21.62%，因此也有三分之一左右的製茶工認為工作環境中的熱危害是

嚴重的。由以上數據可以得知，不管其工作型

態是採茶工還是製茶工，熱的問題均是困擾的

問題，未來應協助進行改善。

有關製茶從業人員之肌肉痠痛危害部分，

採茶工有90位感到很嚴重，42位感到嚴重，分別各占38.30%與17.87%，幾乎與熱危害之大查結果相同，由此得知，採茶工在肌肉痠痛危害

的部分也是極需解決的問題；在製茶工方面，

有20位感到很嚴重，28位感到嚴重，分別各占18.02%與25.23%，明顯高於熱危害之數據，因此製茶工認為工作環境中的肌肉痠痛危害是嚴

重的。由以上數據可以得知，不管其工作型態

是採茶工還是製茶工，肌肉痠痛的問題均是困

擾的問題，未來應協助進行改善。

在肌肉痠痛與疲勞部分為長時間重複性工

作所導致；同樣可分採茶工與製茶工兩方面探

討：在採茶工部分，一般來說大約在早上6點天初亮時即開始進行採茶工作，早上大約可採

3至4次，下午大約可採2次，因此一天大約可採5至6次；採茶時必須長時間站立，彎腰或低頭，長時間背負採滿時可重達約10公斤的採茶簍，這可能是採茶工感覺肌肉痠痛與疲勞之主

要原因；在製茶工部分肌肉痠痛與疲勞之原因

可能是施力方式或姿勢不當所造成，因製茶工

製茶時的揉捻過程很費力氣，工作人員必須用

力把布團揉緊，因此，若用力不當可導致肌肉

痠痛甚或受傷。


242

此外調查結果顯示滑倒危害在很嚴重與嚴

重程度以上者均占21.7%，約為調查人數之五分之一，不管是採茶工還是製茶工，其看法也

相當一致，因此滑倒危害也應值得注意。而滑

倒在採茶工方面，主要來自於許多茶園位於陡

斜的坡地，上下坡時容易滑倒，為茶園之地理

環境所致；在製茶工方面，可能是因為製茶場

所常有茶葉殘渣或茶粉散落在地上，導致地面

較滑所致，且製茶工於工作期間，移動頻仍，

因此增加工作時滑倒機率，所以應在勞工教育

時對這些項目予以加強防範。

在機械傷害部分，採茶工方面，認為切割

傷危害在嚴重以上者佔了27.24%，因此值得特別注意，據觀察切割傷主要應發生在採茶工作

時所使用之銳利刀片切割傷，一般而言均不會

非常嚴重，但仍應對這項目予以加強防範。

在噪音的部分，調查製茶工所得的數據在

危害程度嚴重以上也達到20.73%，值得特別注意，據觀察主要應發生製茶場所因機器運轉所

產生之巨大噪音所致，越多台機器進行運轉、

製茶場所空間越小或採封閉式環境進行炒菁作

業時，此危害更劇，未來如何對此方面進行改

善值得探討。

表2　工作環境危害調查表(N=346)危害類型

工作類型

很嚴重嚴重還好輕微 �影響

（人數／百分比）

滑倒 36（10.40％） 39（11.3％） 89（25.7％） 44（12.7％） 138（39.9％）

採茶 23(9.79%) 28(11.9%) 59(25.11%) 28(11.91%) 97(41.28%)

製茶 13(11.71%) 11(9.91%) 30(27.03%) 16(11.41%) 41(36.94%)

油煙 12（3.5％） 13（3.8％） 24（6.9％） 19（5.5％） 278（80.3％）

採茶 6(2.55%) 2(0.85%) 9(3.83%) 5(2.13%) 213(90.64%)

製茶 6(5.41%) 11(9.91%) 15(13.51%) 14(12.61%) 65(58.56%)

噪音 12（3.5％） 22（6.4％） 51（14.7％） 15（4.3％） 246（71.1％）

採茶 6(2.55%) 5(2.13%) 12(5.11%) 6(2.55%) 206(87.66%)

製茶 6(5.41%) 17(15.32%) 39(35.14%) 9(8.11%) 40(36.04%)

熱 104（30.1％） 67（19.4％） 104（30.1％） 10（2.9％） 61（17.6％）

採茶 92(39.15%) 43(18.30%) 62(26.38%) 7(2.98%) 31(13.19%)

製茶 12(10.81%) 24(21.62%) 42(37.84%) 3(2.70%) 30(27.03%)

燒燙傷 28（8.1％） 20（5.8％） 56（16.2％） 18（5.2％） 224（64.7％）

採茶 20(8.51%) 10(4.26%) 26(11.06%) 8(3.40%) 171(72.77%)

製茶 8(7.21%) 10(9.01%) 30(27.03%) 10(9.01%) 53(47.75%)

危害類型

工作類型

很嚴重嚴重還好輕微 �影響

（人數／百分比）

切割傷 36（10.42％） 39（11.3％） 125（36.1％） 42（12.1％） 104（30.1％）

採茶 30(12.77%) 34(14.47%0 91(38.72%) 31(13.19%) 49(20.85%)

製茶 6(5.41%) 5(4.50%) 34(30.63%) 11(9.91%) 55(49.55%)

肌肉酸痛

110（31.8％） 70（20.24％） 98（28.3％） 20（5.8％） 48（13.9％）

採茶 90(38.30%) 42(17.87%) 68(28.94%) 12(5.11%) 23(9.79%)

製茶 20(18.02%) 28(25.23%) 30(27.03%) 8(7.21%) 25(22.52%)

疲勞 95（27.5％） 90（26.0％） 105（30.3％） 16（4.6％） 40（11.6％）

採茶 15(13.51%) 27(24.32%) 43(38.74%) 10(4.26%) 20(8.51%)

製茶 80(34.04%) 63(26.81%) 62(26.38%) 6(5.41%) 20(18.02%)

空間狹小

7（2.0％） 15（4.3％） 73（21.1％） 13（3.8％） 238（68.8％）

採茶 6(2.55%) 8(3.40%) 25(10.64%) 7(2.98%) 189(80.43%)

製茶 1(0.90%) 7(6.31%) 48(43.24%) 6(5.41%) 49(44.14%)

3. 職業災害安全防護措施實施程度調查

依樣本次數分佈比例觀之，受訪之346位製茶從業人員就調查項目而言，認為安全防護

措施實施程度好以上占175人，占50.6%，認為不好以下者僅為22人，占3.36%，詳見表3。雖然調查結果顯示大部分的製茶從業人員認為

工作場所的安全防護措施實施程度好，但是現

場訪視時卻發現其實大部分的工作場所並沒有

設置職業災害防護措施。以本次研究調查的茶

園為例，位於坡地的茶園並沒有提供良好的安

全防護措施，如隔欄、上下坡扶手、品質較好

的防滑階梯等以防止採茶工在茶園的滑倒，另

外載運工具之安全性也不佳，噴農藥時也沒有

提供安全裝備，如呼吸防護具等。又以製茶廠

為例，通風是否良好、是否有預防吸入茶塵，

轉動機器之運作是否有防夾、安全防護或連鎖

等安全裝置等在現場訪視時均未見。在人員運

送方面，交通安全較不受到重視，常見一小貨

車大約載送20~30人，擁擠且沒有安全帶，大部分僅在上方有簡易安全拉環或是長板凳上有

一條繩子繫住，因此一旦發生交通事故，對乘

坐車上從業人員的危險性相當大。因此由本調

查顯然可以看出大部分的製茶從業人員在安全

衛生的認知方面仍有不足，有待各方面宣導加

強。

243


表3　職業災害安全防護措施實施程度調查表重視度

總計(346人) 採茶製茶

人數百分比(%) 人數百分比(%) 人數百分比(%)很好 42 12.14 25 7.23 17 4.91好 133 38.44 78 22.54 55 15.9普通 143 41.33 114 32.95 29 8.38不好 10 2.89 8 2.31 2 0.58很不好 1 0.29 1 0.29 0 0不需要 11 3.18 4 1.16 7 2.02不知道 6 1.73 5 1.45 1 0.29

4. 工作姿勢與動作上不適感調查

在工作姿勢或動作上，本次研究調查了10個項目，研究中發現有不適感最高的是久站，

172人占49.7%，其次是手部反覆動作122人占35.4%，再來是姿勢不自然114人占33.0%，以上三項均有三分之一以上的受訪者認為在工作

時有不適感，其他搬運重物的不適感亦有81人占23.4%，此四項均是未來在工作姿勢或動作上應提出改善方法，以減低從業人員不適感的

重要項目。詳見表4。

表4　工作時身體姿勢或動作上不適感調查表部位

有不舒服

人數百分比

全身振動 24 6.9%使用手部振動工具 23 6.6%手部反覆 122 35.4%使用重的手工具 27 7.8%搬運重物 81 23.4%姿勢不自然 114 33.0%久站或走動 172 49.7%皮膚接觸物 50 15.0%作業速度 10 2.9%台椅高度不適 48 13.9%

5. 肌肉骨骼傷痛症狀調查

依本次研究調查之9個部位，以所得樣本次數分佈比例觀之，如表5所示，受訪之346位製茶從業人員就調查項目而言，自認有身體部位有症狀以腳踝/腳所占比例最高，為80.64%，其次依序為臀/大腿，占78.90%，上

背73.41%，手肘71.64%，膝蓋63.85%，脖子60.9%，手/手腕60.08%，肩膀53.47%，下背/腰45.09%。採茶工和製茶工痠痛部位亦有部分不同，對採茶工而言，以腳/腳踝比例最高，臀/大腿、上背與手肘疼痛比例亦很高；但對製茶

工而言，依序臀/大腿、腳/腳踝、手/手腕、膝蓋。由以上數字可以推論，採茶工因必須長時

間站立或彎腰，可能是造成下肢痠痛的主因，

另外，採茶工上背痠痛之可能原因是因為需長

時間揹負採茶簍所致；而製茶工可能因為需搬

運沉重之茶葉包而造成手/手腕與膝蓋與痠痛所致。

表5　肌肉骨骼傷痛症狀調查表部位

總計採茶製茶

有無症狀百分比(%) 人數百分比(%) 人數百分比(%)脖子

有痠痛 210 60.69% 142 41.04% 68 19.65%無痠痛 136 39.31% 93 26.88% 43 12.43%肩膀

有痠痛 185 53.47% 124 35.84% 61 17.63%無痠痛 161 46.53% 111 32.08% 50 14.45%上背

有痠痛 254 73.41% 169 48.84% 85 24.57%無痠痛 92 26.59% 66 19.08% 26 7.51%手肘

有痠痛 248 71.68% 166 47.98% 82 23.70%無痠痛 98 28.32% 69 19.94% 29 8.38%下背/腰有痠痛 156 45.09% 93 26.88% 63 18.21%無痠痛 190 54.91% 142 41.04% 48 13.87%手/手腕有痠痛 239 60.08% 150 43.35% 89 25.72%無痠痛 107 30.92% 85 24.57% 22 6.36%臀/大腿有痠痛 273 78.90% 175 50.58% 98 28.32%無痠痛 73 21.10% 60 17.34% 13 3.76%膝蓋

有痠痛 221 63.87% 133 38.44% 88 25.43%無痠痛 125 36.13% 102 29.48% 23 6.65%腳踝/腳有痠痛 279 80.64% 181 52.31% 98 28.32%無痠痛 67 19.36% 54 15.61% 13 3.76%

6. 製茶業從業人力缺工問題與解決

國內之茶農基本上均屬於小農經營之型


244

態，目前製茶業因就業較不穩定，經濟保障不

足，農務工作又辛苦，從業人員大多為年齡偏

高之臨時人力或外配、外勞等外來弱勢人口，

導致對工作場所安全衛生認知缺乏，專業訓練

也不足，成為勞安隱憂。另外本國年輕人口不

肯投入相關行業中，待有豐富經驗之勞工逐漸

凋零後，未來製茶業之傳承將面臨困境，因此

需政府在政策上給予支持，協助製茶業人才之

培育與傳承。對於長久以來製茶業從業人力

缺口與專業不足及傳承之問題，本研究建議政

府可思考對採茶工與製茶工兩種成立專業團隊

來協助解決相關問題，例如可透過政府補助、

職業專業技能訓練、建立資訊虛擬平台進行交

流、溝通、組織與媒合等，訓練有意願從事製

茶業工作者具有多種園藝作業技能（耕種、

養護、採收、製造），成立採收專業隊或茶

（葉）業專業隊，提倡專業包工進行，例如稻

穀業專業機械收割團隊。如此一來，透過釋放

與擴大經濟誘因，方可吸引國內年輕人願意投

入製茶相關行業中。

結論與建議

本研究就製茶業從業人員進行調查問卷，

有效問卷共346份，以了解製茶業從業人員於工作場所之職業危害項目，以供未來提出改善

之道。本研究就問卷調查結果與深度訪談結果

可以看出下列事項：

1. 茶葉為我國四大輸出農產品之一，占有重

要地位，因目前製茶業勞工年齡偏高，學

歷較低，年輕人較不願加入，因此待有豐

富經驗之勞工將逐漸凋零後，未來製茶業

不但面臨缺工危機，且其技術傳承將面臨

困境，相關農政單位應及早研擬對策以保

台灣茶業之永續發展。

2. 建議政府可思考跨部會對採茶與製茶成立

專業團隊來協助解決相關問題，例如結合

農委會與勞動部進行職業專業技能訓練，

訓練有意願從事製茶業工作者具有多種

園藝作業技能（耕種、養護、採收、製

造），成立採收專業隊或茶（葉）業專業

隊，提倡專業包工進行；此外亦應建立資

訊平台、協助茶農組織與媒合；另外勞動

部亦應介入，針對製茶業勞工之安全衛生

的認知方面仍有不足部分進行擴大宣教，

以防止職業災害。

3. 製茶工之工時較長，大部分時間要連續工

作，有時會連續工作超過10小時以上或夜間也持續進行，因此長時間工作有可能導

致身心狀態之不適。

4. 受訪之346位製茶從業人員認為環境中之肌肉痠痛、熱危害與疲勞很嚴重者分別占

31.8%，30.1%，27.5%，幾乎是占調查人數之三分之一。認為肌肉痠痛、熱危害

與疲勞嚴重者也分別占20.24%，19.4%，26.0%；若將認為很嚴重與嚴重者加總，前三名危害依序為疲勞、肌肉痠痛、熱危

害分占53.5%、52.04%、49.5%，意即二分之一的接受調查人員均認為上述危害達嚴

重以上程度，顯見其值得特別注意。

5. 研究中發現有工作不適感最高的是久

站，172人占49.7%，其次是手部反覆122人占35.4%，再來是姿勢不自然114人占33.0%，以上三項均有三分之一以上的受訪者認為在工作時有不適感，值得特別注

意，其他搬運重物的不適感亦有81人占23.4%。

6. 受訪之346位製茶從業人員自認有身體部位有症狀以腳踝 /腳所占比例最高，為 8 0 . 6 4 %，其次依序為臀 /大腿，占78.90%，上背73.41%，手肘71.64%，膝蓋

245


63.85%，脖子60.9%，手/手腕60.08%，肩膀53.47%，下背/腰45.09%。

7. 本研究調查顯示肌肉痠痛、熱危害、疲

勞、滑倒、切割傷為製茶業勞工較嚴重之

危害，建議未來應對此方面進行改善、研

擬改善計畫與提出解決方案，以造福製茶

業勞工。

8. 本研究調查顯示製茶業勞工對職業災害防

止之教育訓練需求甚為殷切，建議政府相

關單位應增加勞工安全教育相關經費，並

鼓勵各行業積極申請辦理相關之宣導會，

邀請專家學者與從業勞工座談，以提出適

當且可行之改善方案。

誌謝

本研究承蒙勞動部勞動及職業安全衛生

研究所101年度研究計畫經費支持(IOSH 101-3014)，謹此敬表謝忱。

參考文獻

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研究所；1992。


246

Research Articles

Investigation of Physical and Ergonomic Hazards in Tea Manufacturing Industries

Mei-Hui Chung1　Chih-Ta Wang1

　Liwen Liu2

1　 Department of Environmental and Safety Engineering, Chung Hwa University of Medical Technology


Abstract

Tea is one of the most popular three beverages all over the world. The total production quantity or the average personal consumption of tea increases gradually nowadays, according to the international statistics from the United Nations. In Taiwan, there exist statistically about 6,000 tea manufacturing factories, resulting in over 50,000 workers of the total labor population in the tea manufacturing industry. However, most of the tea workers do not have only the concept of occupational health and safety, but also the knowledge of self-protection in the work.

All the tea manufacturing processes, including tea plantation, tea plucking, tea processing procedures and so on are subjected to the Taiwan Labor Safety and Health Act. Workers in the tea manufacturing industry are likely exposed to a variety of occupational health and safety hazards, including pesticides exposure, hand plucking, high-temperature and mechanical cutting and vibration injuries, ergonomic hazards, muscle skeleton disorder, and so on. Therefore, investigation of the occupational hazards for the tea manufacturing worker is important and valuable.

We have basically investigated the potential physical and ergonomic hazards factors and analyze the severity in the tea manufacturing processes by finishing 32 spot coverage and 346 questionnaire surveys.

The finding indicates that the percentages of tiredness, muscle skeleton ache and disorder, hot harzard are 53.5%, 52.04% and 49.5%, respectively. The top three disorders of muscle skeleton follow the order: malleolus (80.64%)> buttocks (78.9%)> upper dorsum (73.41%).

Keywords: Tea manufacturing industry, Physical hazard, Ergonomic hazard, Questionnaire survey

Accepted 29 April, 2016 Correspondence to: Chih-Ta Wang, Safety Health & Environmental Engineering, Chung Hwa University of Medical Technology, No.89, Wenhwa 1st St., Rende Shiang, Tainan County 71703, Taiwan(R.O.C), Email address: [email protected]


247

Introduction

Tea is one of the three most common beverages in the world. According to statistics, tea production was over 1 million (1.02 million) tons in 1963, over 2 million (2.06) tons in 1983, and over 3 million (3.059) tons in 2001, and recently reached 4.162 million tons in 2010. Tea in Taiwan is divided into three major categories: green tea, oolong tea, and black tea. Semi-fermented tea is the most common variety [1]. Estimated by the Tea Research and Extension Station of the Council of Agriculture, the total area of tea farms is currently 21,554 hectares. Tea Research and Extension Stations are mainly located in central Taiwan. About 6,000 tea farms and more than 50,000 tea-picking/tea-processing workers are involved in the tea-processing industry, and they have become a huge workforce [2]. The “tea-processing employee” referred to in our research includes both tea-picking workers and tea-processing workers.

Figure 1 shows the current methods of tea processing in Taiwan, including all necessary procedures, from receiving fresh tea leaves to final packaging. Methods vary according to the category of tea, such as green tea, black tea, and pouchong/oolong. The green tea process is easier since it does not need fermentation. After fresh tea leaves arrive, they directly begin the panning procedure and then drying. As for semi-oxidized teas, like pouchong and oolong, the process is more complicated since they require wilting and ball rolling. Therefore, the whole production is more laborious and time-consuming.

Figure 1　 Processing procedures of all types of teas [2,3].

Green Tea Pouchong/Oolong Black Tea

Fresh Tea Leaf

Sunned Wilting

Indoor Wilting

Wilting (standing and stirring)

Panning

Rolling

Ball Rolling Oxidation/

Fermentation

Drying

Special Packaging

Bulk Packaging

Industries related to tea processing are standard labor-intensive processing industries. Starting from the tea plucking, this industry requires large amounts of labor. Each year, there are six to seven months of plucking, so many plucking events are needed. After the plucking, other procedures, such as the primary process and the refining process, take place. The primary process includes wilting, stirring, panning, rolling, and drying to oxidize fragrant tea leaves and to


248

dry them for storage. The refining process further oxidizes and dries tea leaves for export sales. Labor costs account for more than 50% of tea processing costs, from the primary process to the refining process. Many jobs derived from tea processing are can be divided into two categories: tea-processing workers and tea-plucking workers. Current tea processing procedures include sunned wilting, standing, stirring, and rolling. Among these, rolling is the most difficult because this procedure takes considerable effort to form tea leaves into strips. The plucking procedure can be completed either by hand or by machine. In general, teas with better quality are processed by hand, but take much more effort [4].

According to the statistics that the Taiwan Union of Tea has received from tea farmers, nine people were injured due to tea plucking and processing in 2009, 16 people in 2010, and 13 people in 2013, for a total of 38 injured individuals over three years. However, the above statistics are not complete since many processing employees did not report their injury incidents. The actual number of injured people is most likely more than what is reflected in the statistics, making it a subject worthy of attention and research. After visiting and interviewing employees related to the tea process, we found that the potential hazards that could occur during tea processing are as follows:

1. Musculoskeletal Disorder (Ergonomic Hazards)

From plucking, fixation, and drying to packaging, all these procedures require large amounts of labor. Even though many kinds of

machines are widely used in tea-processing procedures, many procedures cannot be replaced by machines and still require manual labor. Some tasks have to be repeatedly performed with the hands or wrists. Therefore, tea-processing workers may suffer from a variety of musculoskeletal disorders that are considered to be related to the properties of this industry, such as carpal tunnel syndrome, lower back pain, shoulder and neck pain, and numbness and muscle weakness in the hands.

2. Health Hazards of Pesticides (Chemical Hazards)

In general, people can be exposed to pesticides through three major pathways: dermal exposure, inhalation, and ingestion. Occupational pesticide exposure is usually dermal exposure. However, for some pesticides, such as fumigants, inhalation is the most likely exposure pathway. During the tea-processing industry, workers exposed to pesticides include not only those who actually spray pesticides and production, moving, shipping, and packaging employees, but also plucking workers and people in the greenhouse, storage area, house, and yard where the pesticides are sprayed.

3. Inhalation and Allergy Hazards (Biological Hazards)[5]

During tea processing, significant amounts of tea dust and microparticles will be produced due to shaking sifting, rotary sifting, and wind sifting. When these microparticles enter the respiratory tract, they will affect the respiratory tract through nonspecific stimulation or immune mechanisms [5].


249

4. Hazard of Equipment Operation (Physical Hazards)

Due to the use of heavy equipment on the tea farm, certain hazards may occur during tea processing, such as thermal burns, mechanical entanglement, and so on. Due to the high temperatures surrounding the equipment, appropriate measures are required to prevent people from getting burns [4].

Currently, many studies regarding the effects of tea dust on the respiratory system and allergies have been carried out both in Taiwan and overseas[5-9]. However, other research about potential occupational hazards that may occur on site are seldom investigated and analyzed, such as ergonomic hazards of musculoskeletal disorders, hazards of equipment operation, etc. Therefore, occupational safety and health guidance cannot properly be introduced to tea processing employees to improve the knowledge of occupational safety and health in the tea-processing industry. Furthermore, most tea-processing employees are not well educated and are middle-aged/elderly and thus do not understand much about preventing occupational hazards. Therefore, our study mainly analyzes the ergonomic occupational hazards that may occur during tea-processing work by using a large scale of investigation and interview with tea-processing employees in order to reduce the risks to tea-processing employees.

Methods

1. Subjects

The subjects of this study were mainly employees related to tea processing, including the

two major categories of tea-plucking workers and tea-processing workers. Research subjects were recruited with purposive sampling. According to the distribution of tea farms and the percentage of tea farms and tea processing workers in each county, we carried out a questionnaire investigation and sampling interview. The samples came from tea farms in Hualian County, Nantou County, Chiayi County, New Taipei City, and Miaoli County. Our study collected a total of 362 questionnaires on site, and 346 of them were valid.

2. Questionnaire Design

The questionnaire used in our study consisted of three parts. The first part was personal information such as gender, marital status, occupation, age, height, weight, working hours, and so on. The second part was job description, including the recognition of hazards, safety protection, and risks of postures or movement during work. The third part addressed musculoskeletal discomfort and was revised based on the Nordic Musculoskeletal Questionnaire translated and published by the Institute of Labor, Occupational Safety, and Health [10]. This questionnaire used the “human body figure” with all parts of the body labeled (including neck, shoulders, upper back, lower back/waist, elbows, hands/wrists, hip/legs, knees, and ankles/feet) to ask interviewees about the parts that have discomfort and asked them to evaluate the frequency, time, effects, and level of discomfort.

3. Questionnaire Investigation

We used on-site interviews for the questionnaire investigation. Interviewers gave the questions and options on site and recorded the results. All


250

interviewers were trained before the interviews in order to ensure that their interview and recording methods were consistent.

4. Analysis

Data collected from the questionnaire were analyzed based on the intentions of this study with SPSS (Ver. 20) to carry out the general description statistics in order to investigate the hazardous factors on all body parts of tea-processing workers.

Results and Discussion

1. Age and Gender Ratio in Employees

In this study, we interviewed 346 tea-processing employees, of which 114 employees (32.90%) were male and 242 employees (67.10%) were female. As shown in the Table 1, the percentage of female workers was twice that of male workers. Dividing job into tea-plucking workers and tea-processing workers, we interviewed 235 tea-plucking workers (67.92%) and 111 tea-processing workers (32.08%). Tea-plucking workers accounted for a significantly larger percentage of the total interviewees, with nearly twice as many tea pluckers and tea processors. The major reason was that tea plucking and tea processing can be viewed as a continuous process. During our research, we found that more laborers were required for tea plucking, more than 20 workers at a time regardless of the area of the tea farms. However, the number of tea-processing workers was limited by the scale of the tea-processing factories. In general, tea-processing factories with a small scale, like a family-based factory, usually have 3-5 laborers.

For those with a larger scale, factories usually have 10 laborers per shift, so tea-processing workers accounted for less percentage of total employees. Regarding the gender ratio of tea-plucking workers, there were 38 males and 197 females. Therefore, the majority of tea-plucking workers were female. This fits the general impression. The gender ratio in tea-processing workers was opposite, 76 males and 35 females. Most of the females were responsible for the sunned wilting and indoor wilting procedures since these two require relatively less physical loading. Other procedures that require more physical loading were done by the male tea-processing workers. We inferred that tea-processing workers need more physical strength to do such works as moving tea leaves, loading tea leaves, rolling tea leaves, and so on. The physical load of these works is much more than tea plucking, so it is more appropriate to have men be responsible for the tea-processing job.

According to the composite of this sample, 25 employees (7.31%) were under the age of 30; 34 employees (9.94%) were aged between 31 and 40; 70 employees (20.47%) were aged between 41 and 50; 103 employees (30.1%) were aged between 51 and 60; and 110 employees (32.16%) were older than 60. The missing value was 4 (1.16%). Using the age of 50 as the critical line, 62.3% of tea-processing workers were older than the age of 50. We found that the age of tea-processing workers was higher, thus showing the current difficulties of the tea industry and agriculture. Younger people would rather work in factories or offices. Therefore, a smaller percentage of young people have entered the agriculture field. A gap was revealed when


251

passing down the technology. Categorized by job, the age distribution of tea-processing workers was more even, with most employees aged between 41 and 60. Most tea-plucking workers were older than the age of 50, accounting for 67.09%. Most of the tea-plucking workers were from tea-plucking teams in villages. A leader, who might be the worker from a tea farm or tea factory, would contact and organize the entire team. Other members were composed of housewives or seniors who did not have regular work in daily life. Most of them were old enough to be grandparents. Of the tea-processing workers, 14 employees were under the age of 30; 12 employees were aged between 31 and 40; 54 employees (50.0%) were aged between 41 and 60; and 18 employees were older than age of 60. Comparing to tea-plucking workers, the percentage of the elderly was lower in tea-processing workers, which might be due to the larger physical labor required during the tea processing. Furthermore, these workers usually worked at night. Since their continuous working hours were longer, seniors are not suitable for this job.

Table 1　Characteristics of Basic InformationVariables

Total (346) Tea-Plucking Tea-ProcessingN (%) N (%) N (%)

ScheduleRegular 272 78.61% 213 61.56% 59 17.05%Shift 20 5.78% 5 1.45% 15 4.34%Irregular 54 15.61% 17 4.91% 37 10.69%GenderMale 114 32.90% 38 16.17% 76 68.47%Female 232 67.05% 197 83.83% 35 31.53%Age≦30 25 7.31% 11 4.70% 14 12.96%31～40 34 9.94% 22 9.40% 12 11.11%41～50 70 20.47% 44 18.80% 26 24.07%51～60 103 30.12% 65 27.78% 38 35.19%≥60 110 32.16% 92 39.32% 18 16.67%Missing 4 4 1.20%

2. Investigation of Work Environment Hazards and Status

Table 2 shows the potential hazards of tea-processing employees. From the data of this sample of the 346 interviewed employees, 31.8%, 30.1%, and 27.5% experienced very severe muscle soreness, heat stress, and fatigue, respectively, accounting for one-third of interviewees. Meanwhile, 20.24%, 29.4%, and 26.0% of employees suffered severe muscle soreness, heat stress, and fatigue, respectively. Combining the very severe group with the severe group, the top three risks were fatigue (53.5%), muscle soreness (52.04%), and heat stress (49%). This shows that half of the people suffered the above hazards with at least a severe level. These results are significant, and proposing related solutions should be our first priority in the future.

Dividing our data into tea-plucking workers and tea-processing workers based on job type, we found that hazard recognition varied with the different job types. With regard to heat stress in tea-processing employees, 92 (39.15%) tea-plucking workers had very severe heat stress, and 43 (18.3%) workers had severe syndromes. Therefore, heat stress in tea-plucking workers is the problem that should be addressed first. For tea-processing workers, 12 (10.81%) workers had very severe syndromes, and 24 (21.62%) had severe syndromes. Therefore, one-third of employees also thought that heat stress was a serious issue in the workplace. From the above data, heat-related problems are unclear for both tea-plucking workers and tea-processing workers and should be


252

improved in the future. As for muscle soreness, 90 tea-plucking

workers (38.30%) had very severe muscle soreness and 42 workers (17.87%) had severe muscle soreness. These results were almost the same as those of the heat stress investigation. Therefore, the muscle soreness risk also has to be resolved. Among tea-processing workers, 20 (18.02%) had very severe muscle soreness, and 28 (25.23%) had severe muscle soreness. These results were significantly higher than those of heat stress. Therefore, tea-processing workers consider sore muscles a very serious hazard in the workplace. From the above data, muscle soreness is a common problem in both tea-plucking workers and tea-processing workers, so we should aim to improve this issue in the future.

Muscle soreness and fatigue are often caused by repetitive tasks. We will now discuss tea-plucking workers and tea-processing workers from two separate aspects. Tea-plucking workers usually start tea plucking at 6 am and perform their task three to four times in the morning and twice in the afternoon. Therefore, workers pluck five to six times a day. When plucking tea leaves, workers have to stand up for a long time and bend over or lower their heads. They carry baskets that can weigh as much as 10 kg when full for a long time on their backs. This may be the main cause of their sore muscles and fatigue. For tea-processing workers, sore muscle and fatigue may be caused by inappropriate methods of applying force or adopting wrong postures. The rolling procedure requires considerable effort since workers need to rub the cloth tight with strength. If workers

improperly apply force, they can develop sore muscle or get hurt.

Furthermore, the results showed that 21.7% employees, one-fifth of all interviewees, thought that slip and fall hazards were serious or even very serious. The opinions of both tea-plucking workers and tea-processing workers were the same. Therefore, we should also pay attention to the risk of slips and falls. For tea-plucking workers, tea farms are mainly located on steep slopes, so workers easily slip due to environmental factors when walking uphill or downhill. Meanwhile, for tea-processing workers, tea dust is often on the floor and makes the floor slippery. Furthermore, tea-processing workers walk around frequently during their work, thus increasing the risk of falls. These issues should be addressed through labor education in order to prevent slipping accidents in the future.

Regarding mechanical injury, 27.24% tea-plucking workers thought that the risk of cutting injury was severe, which is worthy of further attention. As we observed, cutting injuries mainly occurred when tea-plucking workers used sharp knives during the plucking. This kind of cutting injury is usually not very serious, but we still need to prevent it.

As for the noise, we found that 20.73% of tea-processing workers thought that workplace noise hazards were serious and worth special note. According to our observation, the noise was caused by operating machines in the tea-processing factories. The risk becomes much more serious when more machines are operating at a single time and smaller workplace or in a closed space during


253

the panning procedure.

Table 2　Hazards in Workplace (N=346)Hazard

Job

Type

Very Severe Severe Fine Minor No Effect (N / %)

Slip 36（10.40％） 39（11.3％） 89（25.7％） 44（12.7％） 138（39.9％）Pluck 23(9.79%) 28(11.9%) 59(25.11%) 28(11.91%) 97(41.28%)

Process 13(11.71%) 11(9.91%) 30(27.03%) 16(11.41%) 41(36.94%)Airborne Grease &

Smoke

12（3.5％） 13（3.8％） 24（6.9％） 19（5.5％） 278（80.3％）Pluck 6(2.55%) 2(0.85%) 9(3.83%) 5(2.13%) 213(90.64%)

Process 6(5.41%) 11(9.91%) 15(13.51%) 14(12.61%) 65(58.56%)Noise 12（3.5％） 22（6.4％） 51（14.7％） 15（4.3％） 246（71.1％）

Pluck 6(2.55%) 5(2.13%) 12(5.11%) 6(2.55%) 206(87.66%)Process 6(5.41%) 17(15.32%) 39(35.14%) 9(8.11%) 40(36.04%)

Heat 104（30.1％） 67（19.4％） 104（30.1％） 10（2.9％） 61（17.6％）Pluck 92(39.15%) 43(18.30%) 62(26.38%) 7(2.98%) 31(13.19%)

Process 12(10.81%) 24(21.62%) 42(37.84%) 3(2.70%) 30(27.03%)Burn 28（8.1％） 20（5.8％） 56（16.2％） 18（5.2％） 224（64.7％）

Pluck 20(8.51%) 10(4.26%) 26(11.06%) 8(3.40%) 171(72.77%)Process 8(7.21%) 10(9.01%) 30(27.03%) 10(9.01%) 53(47.75%)

Cutting Wound

36（10.42％） 39（11.3％） 125（36.1％） 42（12.1％） 104（30.1％）Pluck 30(12.77%) 34(14.47%0 91(38.72%) 31(13.19%) 49(20.85%)

Process 6(5.41%) 5(4.50%) 34(30.63%) 11(9.91%) 55(49.55%)Sore

Muscle110（31.8％） 70（20.24％） 98（28.3％） 20（5.8％） 48（13.9％）

Pluck 90(38.30%) 42(17.87%) 68(28.94%) 12(5.11%) 23(9.79%)Process 20(18.02%) 28(25.23%) 30(27.03%) 8(7.21%) 25(22.52%)

Fatigue 95（27.5％） 90（26.0％） 105（30.3％） 16（4.6％） 40（11.6％）Pluck 15(13.51%) 27(24.32%) 43(38.74%) 10(4.26%) 20(8.51%)

Process 80(34.04%) 63(26.81%) 62(26.38%) 6(5.41%) 20(18.02%)Small Space

7（2.0％） 15（4.3％） 73（21.1％） 13（3.8％） 238（68.8％）Pluck 6(2.55%) 8(3.40%) 25(10.64%) 7(2.98%) 189(80.43%)

Process 1(0.90%) 7(6.31%) 48(43.24%) 6(5.41%) 49(44.14%)

3. Investigation of Implementation of Safety Intervention of Occupational Accidents

According to our data, among the 346 tea-processing employees, 175 employees (50.6%) thought that safety intervention was properly implemented while 22 employees (3.36%) thought that such intervention was poorly implemented (please see Table 3). Although the results showed that most tea-processing employees thought safety intervention was well implemented, we found that safety intervention was not actually implemented in most workplaces.

For example, the tea farms in our study that had steep slopes did not provide such protection as railings, handrails, or anti-slip steps to prevent slips and falls. Furthermore, the safety of vehicles

was poor. No personal protective equipment, such as respiratory protection, was used for spraying pesticides. Using the tea-processing factories as an example, we did not see any protections, such as good ventilation, prevention of inhaling tea dust, prevention of entanglement when operating machines, or any safety protection, during out visit. With regard to transportation, no attention was paid to traffic safety. A small truck with 20-30 people was often seen on the farm. The truck was overcrowded and not equipped with seat belts. It would be very dangerous if an accident occurred. From our research, we could see that the recognition of workplace safety was not sufficient, and more education and intervention are needed in the future.

Table 3　 Implementation of Occupational Safety Prevention

Implementation Level

Total (N=346) Pluck ProcessN % N % N %

Very Good 42 12.14 25 7.23 17 4.91Good 133 38.44 78 22.54 55 15.9Average 143 41.33 114 32.95 29 8.38Poor 10 2.89 8 2.31 2 0.58Very Poor 1 0.29 1 0.29 0 0Not Necessary 11 3.18 4 1.16 7 2.02Have No Idea 6 1.73 5 1.45 1 0.29

4. Investigation of Discomfort of Working Postures and Movements

We investigated ten working postures and movements . We found that the most uncomfortable one was standing for too long, which was reported by 172 employees, accounting for 49.7%. The second most uncomfortable movement was repeated tasks with hands, reported


254

by 122 employees, accounting for 35.4%. Then, 114 employees had poor posture, accounting for 33.0%. The three aforementioned items of discomfort were reported by more than one-third of all employees. Other discomforts, such as when moving heavy loads, was reported by 81 employees, accounting for 23.4%. We should propose improvement methods for these four items to relieve the discomfort of employees. Please see Table 4 for more details.

Table 4　 Discomfort of Working Postures or MovementsBody Part

DiscomfortN % 百分比

Whole Body Vibration 24 6.9%Use Tools Causing Hands Vibration 23 6.6%Hands with Repeated Movements 122 35.4%Use Heavy Tools in Hands 27 7.8%Moving & Shipping Heavy Loads 81 23.4%Unnatural Posture 114 33.0%Standing Up or Walking for a Long Time 172 49.7%Contact with Skin 50 15.0%Working Speed 10 2.9%Unfit Chair or Working Platform Height 48 13.9%

5. Investigation of Musculoskeletal Disorders

Our study investigated nine body parts, and the collected data is shown in Table 5. The highest percentage of employees, 80.64%, reported discomfort of their ankles/feet, followed by their hips/legs (78.90%), upper back (73.41%), elbows (71.64%), knees (63.85%), neck (60.9%), hands/wrists (60.08%), shoulders (53.47%), and lower back/waist (45.09%). The uncomfortable parts of the tea-plucking workers differed from those of the tea-processing workers. For tea-plucking workers,

feet/ankles accounted for the highest percentage, while hips/legs, upper back, and hands/wrists were also commonly reported. For tea-processing workers, the order was hips/legs, followed by hands/wrists, and then knees. From the above data, we inferred that tea-plucking workers standing or bending over for a long period of time might be the reason for soreness in the lower limbs. Furthermore, the sore upper back in tea-plucking workers may be the result of carrying baskets for a long time. On the other hand, moving heavy packages may cause soreness of hands/wrists and knees in tea-processing workers.

Table 5　Musculoskeletal Disorders

Body PartTotal Pluck Process

Discomfort or Not

% No. % No. %

NeckYes 210 60.69% 142 41.04% 68 19.65%No 136 39.31% 93 26.88% 43 12.43%ShouldersYes 185 53.47% 124 35.84% 61 17.63%No 161 46.53% 111 32.08% 50 14.45%Upper BackYes 254 73.41% 169 48.84% 85 24.57%No 92 26.59% 66 19.08% 26 7.51%ElbowsYes 248 71.68% 166 47.98% 82 23.70%No 98 28.32% 69 19.94% 29 8.38%Lower Back/Waist Yes 156 45.09% 93 26.88% 63 18.21%No 190 54.91% 142 41.04% 48 13.87%Hands/Wrists Yes 239 60.08% 150 43.35% 89 25.72%No 107 30.92% 85 24.57% 22 6.36%Hips/Legs Yes 273 78.90% 175 50.58% 98 28.32%No 73 21.10% 60 17.34% 13 3.76%KneesYes 221 63.87% 133 38.44% 88 25.43%No 125 36.13% 102 29.48% 23 6.65%Ankles/Feet Yes 279 80.64% 181 52.31% 98 28.32%No 67 19.36% 54 15.61% 13 3.76%


255

6. Problems and Solutions to Labor Shortages in the Tea-Processing Industry

Tea growers in Taiwan are all small farmers. Currently, due to precarious employment, economy insecurity, and hard workloads, most employees in the tea-processing industry belong to a minority, such as elder temporary workers, foreign spouses, or foreign workers. These populations lack a recognition of safety and health in the workplace, as well as professional training, and become occupational safety concerns. Furthermore, younger populations are not willing to work in tea-related industries. Tea processing will face difficulties in the future as experienced workers gradually retire. Therefore, the government should develop policies to assist the cultivation of talents and pass down experience. Our study suggests that the government could establish professional teams specifically for tea-plucking workers and tea-processing workers in order to solve long-term problems regarding the lack of laborers and professionals. For example, the government could offer government subsidies or professional training and establish a virtual information platform for interaction, communication, integration, and matching in order to train people who are willing to work in the tea-processing industry to equip them with various gardening skills (farming, caring, harvesting, and manufacturing). Furthermore, the government could develop professional harvest teams to promote professional contract work, such as a professional team for rice machinery harvest. With these approaches, releasing and enlarging economic incentives can

attract younger people to enter tea-processing related industries.

Conclusions and Suggestions

Our study used questionnaires to investigate the occupational hazards that tea-processing employees may face in the workplace. We received 346 valid questionnaires, and the results could be used to make future improvements. Based on our results and in-depth interviews, our conclusions are as follows:1. Tea is one of Taiwan’s top four exported

agricultural products and plays an important role in the country. However, young people do not want to enter this industry, so current tea-processing employees are elderly and less educated. The tea-processing industry will face difficulties caused by a labor shortage and the question of passing down experience once these experienced workers retire. All related units in the government should develop strategies as quickly as possible for the sustainable development of Taiwan’s tea industry.

2. We suggest that the government set up professional teams with inter-departmental resources to solve issues related to tea plucking and tea processing. For example, the Council of Agriculture can cooperate with the Ministry of Labor to hold professional technique training courses in order to train people who are willing to work in the tea-processing industry and equip them with various gardening skills (farming, caring, harvesting, and manufacturing). Furthermore,


256

the government could develop professional harvest teams to promote professional contract work. Finally, an information platform should be set up to help tea farmers cooperate and match up. The Ministry of Labor should also be involved in order to promote and educate employees about recognizing occupational safety and health in order to prevent occupational accidents.

3. The working hours of tea-processing jobs are long. Tea processing requires continuous working, so employees sometimes work more than 10 hours and even at night. Working such long hours can cause both physical and mental illnesses.

4. Of the 346 tea-processing employees interviewed, 31.8%, 30.1%, and 27.5% suffered from very severe muscle soreness, heat stress, and fatigue, respectively, a c c o u n t i n g f o r a l m o s t o n e - t h i r d o f interviewees. Adding up the people with very severe discomfort and severe discomfort, the top th ree were fa t igue (53 .5%) , muscle soreness (52.04%), and heat stress (49.5%). The result showed that half of the interviewees thought that the above hazards were serious, and we have to pay attention to these hazards in the future.

5. Our research found tha t the h ighes t percentage of discomfort was caused by standing for a long time, which was reported by 172 employees, accounting for 49.7%. This was followed by repeated hand movements in 122 cases, accounting for 35.4%, and unnatural posture in 114

cases, accounting for 33.0%. More than one-third of the interviewees stated that they experienced one or a combination of the three aforementioned discomfort items at work, and these results are worthy of noting. Other discomforts, like moving heavy loads, had 81 cases, accounting for 23.4%.

6. Of the 346 in te rv iewees , 84 .64% of employees experienced discomfort in their ankles/feet, accounting for the highest percentage. This was followed by hips/legs (78.90%), upper back (73.41%), elbows (71.64%), knees (63.85%), neck (60.9%), hands/wrists (60.08%), shoulders (53.47%), and lower back/waist (45.09%).

7. Our study showed that muscle soreness, heat stress, fatigue, falls, and cutting wounds were more severe hazards among tea-processing employees. We suggest developing plans and solutions to these hazards in order to improve the workplace of tea-processing employees.

8. Resul ts f rom our invest igat ion show that employees are eager to take courses and receive training in order to prevent occupational accidents. We suggest that the government should increase its budget for labor safety education and encourage all industries to apply for intervention seminars in which industries invite specialists to have a discussion with employees in order to propose feasible strategies.

Acknowledgement

Our study was supported by the 2012 annual budget from the Institute of Labor, Occupational


257

Safety, and Health of the Ministry of Labor (IOSH 101-3014). We hereby express our sincere appreciation.

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研究所；1992。


258

論文

製香作業環境粉塵與重金屬分佈特性之研究

徐櫻芳1　楊心豪

2　黃筱茜

2　洪粕宸

3　羅金翔

4　林書賢

4　林冠君

2

1　中信金融管理學院通識教育中心

2　稻江科技暨管理學院通識教育中心


4　弘光科技大學環境與安全衛生工程系

摘要

本研究主要針對製香作業環境進行空氣中粉塵與重金屬之調查，包括現場環境因素特

性、粉塵濃度及重金屬成分分析等，本研究選取5家製香作業場所進行實地採樣分析，利用個

人採樣器搭配總粉塵(CLA4002)與可呼吸性粉塵(CLA4001)之採樣匣，進行粉塵採樣，重金屬

分析則是參考CLA3011（砷等元素ICP採樣分析方法）之建議方法進行分析。研究結果發現，

5家製香廠總粉塵的質量濃度平均值在1.96~2.32 mg/m3之間；呼吸性粉塵的質量濃度平均值在

1.23~1.96 mg/m3之間皆低於現行法規之第四種厭惡性粉塵之容許濃度。在分區之總粉塵及可呼

吸性粉塵濃度採樣結果可知，前置作業區與製香區是濃度較高區域。研究也發現大多製香廠之

可呼吸性/總粉塵比例(%)皆大於60%，顯示作業人員受到之總粉塵暴露中，大部分屬於可呼吸

性粉塵。由總粉塵與可呼吸粉塵內重金屬之成份分析可知，含量最高的重金屬為Zn及Ba。

關鍵字：製香作業環境、總粉塵、可呼吸性粉塵、分佈、重金屬

民國 104 年 3 月 11 日投稿，民國 105 年 4月 24 日修改，民國 105 年 5 月 9 日接受。通訊作者：楊心豪，稻江科技暨管理學院通識教育中心，613嘉義縣朴子市學府路2段51號，電子郵件信箱：[email protected]。

259


前言

香枝是台灣民間信仰中不可或缺的物品，

除了使用於祭祀的過程中，亦被使用於芳香空

氣或芳香療法等用途上。過往對於香的疑慮在

於燃香過程中產生的懸浮微粒，故多以探討燃

香過程產生的物質對人體健康危害的研究。然

而，製香過程中可能造成作業人員的危害卻鮮

有相關文獻研究。

根據調查目前國內約有4.000家以上之香產業業者，以及近30,000人的香產業從業人員。過去文獻指出[1]，全國約有3,200家之「香」產業業者，其中主要製香業者大約900家。

製香程式[2]分為下列9大步驟，分別為香蕊浸水；搓、上黏粉；打底後浸水；展香；掄

香；切香；曬香；染香腳；曬香腳。而就目前

製香作業可分為手工與機械式作業，手工製香

也可依香粉沾覆香枝方式不同進行區分。不過

若將製香作業環境依不同作業型態加以區塊分

別，大至可分為原料存放區、前置作業區、製

香區、曬晾區、及成品包裝區。

分析香枝的製造過程，香的原料與其添加

的香料均為粉末狀，藉由掄香或是機械轉動的

方式沾覆在香枝上。由於製香作業環境具有侷

限性，在製造過程中，因原料為大量粉末，經

由人員操作與通風等途徑，造成作業場所的粉

塵散佈。又因粉塵中含有重金屬成分，作業人

員暴露於粉塵環境中，亦會受到粉塵中重金屬

的危害[3-4]。楊(2006)針對香枝之成分進行分析，發現

香枝中碳、氫、氧、氮之成分佔約80%，而在重金屬的部分發現香枝中含有多種重金屬成分

鋁、鈦、銅、釔、鎳、鎘、鉛、鈣、鉀、鋇、

鐵、錳、鍶、錫、鋅、銣、鉻等成分[5]。在過去國內外研究調查，製香廠中粉塵的濃度、

重金屬與化學成分均是會造成對場所內作業

人員之健康有高度潛在性威脅。Rathnakara et al.(1991)針對製香業作業場所進行調查，發現在製香的製程中掄香過程中，製香添加中的化

學物質會透過吸入或與皮膚接觸的方式，對人

體健康造成傷害包含胸痛與眼部發炎等症狀

[3]。劉等(1994)指出台灣拜香和日本線香或香環製造業勞工暴露於木材粉塵，調查發現台

灣製香作業人員與日本線香香環的調粉人員

暴露之粉塵質量濃度均超過10mg/m3的允許暴

露標準[6]。Lion et al.(1996)針對製香業進行調查，研究發現在製香作業環境中，總粉塵質

量濃度約在9.9到42.7 mg/m3，可呼吸粉塵質量

濃度大約為總粉塵質量濃度之2.0至54.6%[4]。Siripanich et al.(2004)針對泰國地區之小型製香廠進行調查，結果發現粉塵是最主要的問題，

粉塵中所含重金屬（錳與鉛等）與化學染料，

均會對作業人員造成健康影響，製程中滾動

軸承和搖晃過程中產生的粉塵和氣膠濃度最

高。同時會使用個人防護具之作業人員僅佔

3.9%[7,8]。

研究目的

本研究透過環境採樣測定方式，調查製香

業作業場所之粉塵與有機污染危害分佈現況，

包含粉塵濃度、粉塵中重金屬成份及粉塵之濃

度等，瞭解製香作業及職業暴露情形，建立製

香業從業人員危害暴露之背景資料，作為改善

其職業衛生之參考。

研究方法

1. 採樣規劃

製香廠作業環境調查後規劃其採樣之策

略，主要依據製香作業環境之不同作業型態加


260

以製程分別，評估區塊所占面積大小及數量設

立採樣點，實施區域採樣。依照製香廠現場訪

視得知作業環境製程可分為原料存放區、前置

作業區、製香區、曬晾區、及成品包裝區等5類。本研究之作業環境採樣點選擇即以製程5大區作為採樣依據如表1所示，並於表1中說明5類作業區域內容。另在區域採樣規範上，採樣位置設置時已注意距離其區隔（如牆壁）或

角落至少50公分以上，採樣高度則為距離地面120-150cm高，以模擬人類呼吸帶之暴露。

表1　製香廠作業環境採樣策略採樣位置採樣位置與代表性說明

原料存放區• 原料儲存、置放之區域。• 原料尚未處理，作業人員移動原料時，可能因為機械力揚起受到粉塵暴露。

前置作業區

• 主要作業為將香料粉末先行處理，備便移入製香區進行製香作業，不過由於目前的製香程式有分為香枝先沾水再將香料沾覆上去與將香料先泡水再以香枝沾覆兩種方式，因此在前置作業中，也分為先將香料粉末泡水與非泡水兩種。

• 作業人員可能近距離受到粉塵暴露。

製香區

• 本區域是製香作業之主要區域，不論是手工或是機器製香，均包含「香枝浸水」、「搓、上黏粉」、「打底後浸水」、「展香」、「掄香」與「切香」。

• 在製作過程中，香料粉容易因過程機械力影響而揚起，作業人員可能近距離受到粉塵暴露。

曬晾區

• 此區域主要是將製香完成後仍是「濕」的香枝進行曬乾的過程，此一部份分為室內與室外兩階段，在香枝仍是較潮

濕的時候是放是至於室內區域進行曬晾，待較為乾燥後，及移至室外進行曬晾。

• 由於在曬晾過程會利用風扇進行吹乾的動作，因此作業人員可能近距離受到未完全黏覆在香枝表面而被吹起之香料粉塵影響。

成品包裝區• 作業人員以人工或機械進行包裝作業，可能因為機械力揚起受到香料粉塵暴露。

區域採樣結果之粉塵濃度與重金屬濃度

將以5類作業環境製程為區別進行比較，以瞭解作業人員於不同製香作業製程中可能受到之

粉塵暴露量，以及其中重金屬濃度差異。在每

一個採樣點，亦同步紀錄採樣工作進行時之溫

度、濕度、二氧化碳濃度以及風速等環境條

件，以及工作人員數目及行為，以利進行粉塵

濃度變化之分析參考。

本研究中，主要利用個人採樣器搭配總

粉塵採樣匣（方法編號CLA4001CLA4002）與可呼吸性粉塵採樣匣（方法編號CLA4001），由作業人員配戴於作業環境中，進以評估在

作業時間中作業人員暴露之總粉塵與可呼吸

性粉塵量。總粉塵微粒採樣(CLA4002)為利用個人採幫浦Gilian(Gilian GilAir-5, Tri-Mode Sampler, USA)搭配濾紙匣，裝載直徑37mm、孔徑5µm之PVC材質濾紙(225-5-37-P,SKC Inc., USA)，以流量2L/min進行樣本收集。可呼吸性粉塵採樣(CLA4001)為利用個人採幫浦配置尼龍旋風分粒採樣器(Nylon cyclone)搭配濾紙匣，裝載直徑37mm、孔徑5µm之PVC材質濾紙(225-5-37-P,SKC Inc. , USA)，以流量1.7L/min進行樣本收集。本研究採用之PVC濾紙，同時亦符合NIOSH 7300對於重金屬粉塵採樣之規範，可備於後續分析使用。

總懸浮微粒及可呼吸性微粒採樣方法皆以

模擬作業人員高度進行固定直立式採樣，採樣

時間以人員工作時間為主，最長採樣時間為6小時。本研究同時於每場採樣樣本中，添加現

場空白樣本2個，以備瞭解採樣作業後處理、運送、等待分析等相關過程是否造成濾紙汙

染。

製香廠作業環境環境特性採樣以早、

午、晚測定並取其平均，過程利用熱線式風

速計(Testo 405 thermal anemometer, Testo Inc., Germany)量測作業環境之風速，以及室內空氣質量檢測儀(Q-trak, TSI inc., USA)量測作業環境之CO2、溫度與相對濕度。

瞭解製香廠作業環境粉塵重金屬成分

部分，將秤重分析後之濾紙樣本進行重金屬

分析，方法為參考CLA3011（砷等元素ICP採樣分析方法）之建議方法。濾紙分析前以

熱消化法進行消化前處理；香枝中重金屬成

分則是將香枝磨粉後，再進行消化前處理。

261


消化處理後之樣品以感應耦合電漿光學放射

光譜儀ICP-OES(Inductively Coupled Plasma-Optical Emission Spectrometer, Thermo Fisher Scientific Inc., USA)，使用電感耦合等離子體發射光譜儀(IRIS Intrepid II, Thermo Fisher Scientific Inc., USA)分析鈹(Ba)、砷(As)、鈷(Co)、鉻(Cr)、鉛(Pb)、鎘(Cd)、銅(Cu)、鎳(Ni)、錳(Mn)、鋅(Zn)等重金屬元素分析(偵測極限：As：0.0318 µg/m3

；Cd：0.0039 µg/m 3；Cr：0.0060 µg/m 3

；Mn：0.0003 µg/m3；Ni：0.0084 µg/m3

；Cu：0.0069 µg/m3；

Ba：0.0014 µg/m3；Co：0.0006 µg/m3

；Pb：0.0442 µg/m3

；Zn：0.0111 µg/m3)，選擇此些重金屬元素作為目標主要是針對文獻中所提及可

能對人體健康有較大影響者進行[5]。

2. 選取之製香廠

製香廠1、2為位於南部；製香廠3為位於中部；製香廠4、5為位於北部，製香廠作業時間為每日8:00-17:00，其製程與廠區平面分配如圖1～5所示，訪視內容如下表2所示，本計畫於105年7月15日至30日期間進行採樣，採樣時間為6小時。

圖1　製香廠1平面圖





262


表2　製香廠作業區環境特色採樣位置

空間大小長×寬×高(公尺) 防制設備

作業人數

製香廠1

原料物區（室內）

5.30×9.10×3.00 設置一扇門和窗戶讓空氣流通 1

前置作業區（室內）

4.50×2.00×3.00 僅設置一扇窗戶讓空氣流通 1

製香區（室內）


曬晾區（室外）

13.40×12.00 在室外自然通風，以及作業人員會配戴口罩 2

成品包裝區（室內）

5.50×4.10×3.00 在大門出口旁加上電風扇使空氣流通

2

製香廠2


4.20×3.80×7.01 僅設置一扇門讓空氣流通 1


1.84×1.44 在室外自然通風 1


3.04×2.28 在室外自然通風 1


18.50×2.81 在室外自然通風 1


3.80×1.00×3.75 門口和電風扇增加空氣流通 1

製香廠3


13.34×9.10×8.10 無任何通風或防制設備 1




7.60×2.42×8.10 設置一扇門和窗戶讓空氣流通 1


11.00×10.00 在室外自然通風 2



製香廠4


10.00×5.10×8.00 無任何通風或防制設備 1





表2　製香廠作業區環境特色（續）採樣位置

空間大小長×寬×高(公尺) 防制設備

作業人數

製香廠4


11.00×4.00 室外自然風及大電風扇加強空氣流通

2



製香廠5


18.10×3.41×5.10 大門口通風 1


5.00×2.20×5.10 無任何防制設備 1


10.53×9.60×5.37 無任何防制設備 5


7.40×5.40×2.00 無任何防制設備 2


6.83×5.23×3.14 窗戶和電風扇增加空氣流通 3

結果與討論

1. 製香作業場所粉塵濃度分佈

本研究針對參與調查之5家製香廠，以總粉塵及可呼吸性粉塵為對象，進行作業環境內

5種製程區域之空氣採樣（各製程樣本數以n表示），並且分析其中重金屬之貢獻，各個製香

廠之調查結果說明如下。

製香廠編號1其各製程區域與個人粉塵採樣之結果，如下表3示，而作業環境中環境特性則於表4呈現。由表3可知製香廠1之作業環境中總粉塵濃度範圍為1.66~2.40 mg/m3

；平均

值為1.96±0.28 mg/m3，可呼吸性粉塵濃度範

圍為1.25~1.64 mg/m3；平均值為1.49±0.18mg/

m3，皆低於現行法規之第四種厭惡性粉塵之容

許濃度。進一步觀察製香廠1內作業環境之粉塵污染分佈狀況，前置作業區為總粉塵濃度最

高之製程（採樣點1-B，濃度2.40 mg/m3），若

以可呼吸性粉塵而言，則以製香區為濃度最高

製程（採樣點1-C，濃度為1.64 mg/m3）。製香

廠1作業環境中可呼吸性粉塵佔總粉塵比例範圍為52~98%，平均值為76%，顯示作業人員受到之總粉塵暴露中，有大部分屬於可呼吸性粉

塵。

263


表3　製香廠1作業環境粉塵污染分佈狀況採樣點位置與編碼總粉塵可呼吸性粉塵

可呼吸性/總粉塵比例(%)

原物料區 1-A 1.97 1.35 69前置作業區 1-B 2.40 1.25 52製香區 1-C 1.98 1.64 83曬晾區 1-D 1.79 1.58 88成品包裝區 1-E 1.66 1.63 98作業環境平均值與標準差

1.96 ± 0.28 1.49 ± 0.18 76

* 粉塵濃度單位：mg/m3；製香廠1各製程區域n=2（各製程樣本數以n表

示），製香廠1總體N=12（每個製香廠總體樣本數以N表示）

表4　製香廠1作業環境環境特性分佈採樣點位置與編碼

作業時間平均

溫度(˚C) 相對濕度(%) CO2 (ppm) 風速(m/s)原物料區 1-A 32.6 79.7 654 0.10前置作業區 1-B 33.2 81.6 622 0.11製香區 1-C 32.9 83.3 662 0.02曬晾區 1-D 34.6 75.2 498 0.21成品包裝區 1-E 33.7 73.9 643 0.01

製香廠編號2其各製程區域採樣之結果，以及作業環境條件，分別如表5與表6所示。由表5可知製香廠2之作業環境中總粉塵濃度範圍為1.81~2.96 mg/m3

；平均值為2.19±0.45 mg/m3，可呼吸性粉塵濃度範圍為0.97~1.96 mg/

m3；平均值為1.48±0.45 mg/m3

，皆低於現行法

規之第四種厭惡性粉塵之容許濃度。進一步觀

察製香廠內2作業環境之粉塵污染分佈狀況，成品包裝區為總粉塵濃度最高之製程（採樣點

2-E，濃度2.96 mg/m3），若以可呼吸性粉塵而

言，則以成品包裝區為濃度最高製程（採樣點

2-E，濃度為1.96 mg/m3）。製香廠2作業環境

中可呼吸性粉塵佔總粉塵比例範圍為47~96%，平均值為68%，顯示作業人員受到之總粉塵暴露中，有大部分屬於可呼吸性粉塵。




2.19 ± 0.45 1.48 ± 0.45 68




作業時間平均




m3；平均值為1.65±0.32 mg/m3

，皆低於現行

法規之第四種厭惡性粉塵之容許濃度。進一

步觀察製香廠內3作業環境之粉塵污染分佈狀況，製香區為總粉塵濃度最高之製程（採樣點

3-C，濃度2.77 mg/m3），若以可呼吸性粉塵而

言，則以前置作業區為濃度最高製程（採樣點

3-B，濃度為2.16 mg/m3）。製香廠3作業環境



264




2.32 ± 0.34 1.65 ± 0.32 71




作業時間平均




m3；平均值為1.66±0.17 mg/m3

，皆低於現行

法規之第四種厭惡性粉塵之容許濃度。進一

步觀察製香廠內4作業環境之粉塵污染分佈狀況，原物料區為總粉塵濃度最高之製程（採樣

點4-A，濃度2.60 mg/m3），若以可呼吸性粉塵

而言，則以原物料區為濃度最高製程（採樣點

4-A，濃度為1.89 mg/m3）。製香廠4作業環境





2.15 ± 0.31 1.66 ± 0.17 77




作業時間平均

溫度(˚C) 相對濕度(%) CO2 (ppm) 風速(m/s)原物料區 4-A 30.1 78.1 802 0.05前置作業區 4-B 29.9 75.2 785 0.03製香區 4-C 30.7 73.5 732 0.11曬晾區 4-D 28.5 75.6 542 0.15

成品包裝區 4-E 30.1 74.2 734 0.05

製香廠編號 5其各製程區域採樣之結果，以及作業環境條件，分別如表11與表12所示。由表11可知製香廠5之作業環境中總粉塵濃度範圍為2.17~3.01 mg/m3

；平均值為

2.50±0.45 mg/m3，可呼吸性粉塵濃度範圍為

1.10~1.38 mg/m3；平均值為1.23±0.10 mg/m3

，

皆低於現行法規之第四種厭惡性粉塵之容許濃

度。進一步觀察製香廠內5作業環境之粉塵污染分佈狀況，製香區為總粉塵濃度最高之製程

（採樣點5-C，濃度3.01 mg/m3），若以可呼吸

性粉塵而言，則以前置作業區為濃度最高製程

（採樣點5-B，濃度為1.38 mg/m3）。製香廠5

作業環境中可呼吸性粉塵佔總粉塵比例範圍為

40~63%，平均值為49%，顯示作業人員受到之總粉塵暴露中，有近半數屬於可呼吸性粉塵。

265





2.50 ± 0.45 1.23 ± 0.10 49




作業時間平均


整體而言，總粉塵與可呼吸性粉塵濃度，

在不同的製香廠分佈區域並無一可依循的趨

勢，但濃度最高的區域集中在，前置作業區與

製香區，這與其作業特性有關，這兩個區域為

製香主要的區域，前置作業區與製香區一為處

理香料與香枝的區域，另一為製香的區域，都

是香料粉塵容易揚起的區域。

若依製香作業的方式差異來看，製香廠

3事先將香料泡水製成香肉在包覆香枝的製香法，而另外4家製香廠均是將香枝沾水去沾覆香枝的方式，就製香廠區粉塵程度來比較，

不同製香方式對於製香廠粉塵的分佈並無影

響。表13為5個製香廠總粉塵與可呼吸性粉塵相關採樣結果之彙整表，進一步利用Kruskal-Wallis Test評估不同作業區域對濃度的影響，結果發現總粉塵量以製香區與前置作業區為較高

區域(p<0.05)，而可呼吸性粉塵量差異性不大(p>0.05)。

表13　製香廠粉塵比例與主要分佈區域彙整表製香廠 1 製香廠 2 製香廠 3 製香廠 4 製香廠 5

總粉塵範圍1.66 ~ 2.401.96±0.28

1.81 ~ 2.962.19±0.45

1.91 ~ 2.772.32±0.34

1.81 ~ 2.602.15±0.31

2.17 ~ 3.012.50±0.45

可呼吸範圍1.25 ~ 1.641.49±0.18

0.97 ~ 1.961.48±0.45

1.38 ~ 2.161.65±0.32

1.45 ~ 1.891.66±0.17

1.10 ~ 1.381.23±0.10

總粉塵 max 前置作業區成品包裝區製香區原物料區製香區

可呼吸 max 製香區成品包裝區前置作業區原物料區前置作業區

可呼吸性/總粉塵比例

(%)52 ~ 98% 47 ~ 96% 55 ~ 91% 72 ~ 87% 40 ~ 60%

製香廠作業環境粉塵中含有Ba、Cr、Pb、Cd、Cu、Ni、Zn等各種重金屬污染之存在，製香廠1以Zn為濃度最高之重金屬（總粉塵Zn平均濃度61.13±8.87 µg/m3

；採樣點1-A，總粉塵Zn濃度69.01 µg/m3

）；Ba為濃度次高之重金屬（總粉塵Ba平均濃度59.67±19.99 µg/m3

；採

樣點1-C，總粉塵Zn濃度52.79 µg/m3）。製香

廠2以Zn為濃度最高之重金屬（總粉塵Zn平均濃度322.01±66.39 µg/m3

；採樣點2-C，總粉塵Zn濃度379.71 µg/m3

）；Ba為濃度次高之重金屬（總粉塵Ba平均濃度172.45±47.62 µg/m3

；

採樣點2-B，總粉塵Ba濃度190.89 µg/m3）。製

香廠3以Zn為濃度最高之重金屬（總粉塵Zn平均濃度317.0±35.82 µg/m3

；採樣點3-C，總粉塵Zn濃度355.05 µg/m3)；Ba為濃度次高之重金屬（總粉塵Ba平均濃度154.05±32.09 µg/m3

；

採樣點3-C，總粉塵Ba濃度187.83 µg/m3）。製

香廠4以Zn為濃度最高之重金屬（總粉塵Zn平均濃度227.27±73.17 µg/m3

；採樣點4-C，總粉塵Zn濃度296.23 µg/m3)；Ba為濃度次高之重金屬（總粉塵Ba平均濃度156.83±19.99 µg/m3

；

採樣點4-E，總粉塵Ba濃度181.84 µg/m3）。製

香廠5以Ba為濃度最高之重金屬（總粉塵BA平均濃度154.26±38.70 µg/m3

；採樣點5-C，總粉塵Ba濃度197.64 µg/m3

）；Zn為濃度次高之


266

重金屬（總粉塵Zn平均濃度103.25±50.36 µg/m3；採樣點5-C，總粉塵Ba濃度186.05 µg/

m3）。

本研究針對接受調查之5家製香廠均取得其香枝樣本，進行其中重金屬含量分析，希冀

藉此瞭解作業環境粉塵中重金屬之貢獻來源。

5家製香廠之香枝樣本重金屬分析，其結果如表14所示。由表可以發現，製香廠香枝樣本含有Cr、Pb、Cu、Ni、Mn、Zn等重金屬污染存在，其中又以Zn為含量最高之重金屬（平均值72.25±14.83 µg/g；最高為製香廠5香枝樣本Zn濃度92.20 µg/g），其次則為Ba（平均值70.06±13.58 µg/g；最高為製香廠5香枝樣本Ba濃度為91.24 µg/g）。

表14　5家製香廠之香枝樣本重金屬分析結果製香廠編號 Ba As Co Cr Pb

1 60.55 ND ND 20.36 11.092 56.32 ND ND 19.76 7.883 73.07 ND ND 41.52 11.454 69.12 ND ND 40.22 9.765 91.24 ND ND 15.04 10.46

平均值與標準差

70.06±13.58 ND ND 27.38±12.49 10.13±1.14

製香廠編號 Cd Cu Ni Mn Zn1 ND 3.69 2.98 15.65 72.132 ND 5.31 2.76 10.32 69.493 ND 7.69 4.46 20.36 76.514 ND 4.78 3.88 9.31 50.915 ND 1.22 4.59 7.60 92.20

平均值與標準差

ND 4.54±2.36 3.73±0.84 12.65±5.26 72.25±14.83

*濃度單位：µg/g，各製香廠n=1，納入調查製香廠N=5

結論

研究結果發現，5家製香廠總粉塵的極值介於1.66~3.01 mg/m3

之間，總粉塵的質量濃度

平均值在1.96~2.32 mg/m3之間；可呼吸性粉塵

的極值介於0.97~2.16 mg/m3之間，平均值在

1.23~1.66 mg/m3之間皆低於現行法規之第四種

厭惡性粉塵之容許濃度。製香廠之可呼吸性/

總粉塵比例(%)皆大於60%，但製香廠5除外為49%，顯示作業人員受到之總粉塵暴露中，大部分屬於可呼吸性粉塵。Lion et al.(1996)針對製香業進行調查，研究發現在製香作業環境中，

總粉塵質量濃度約在9.9到42.7 mg/m3，可呼吸

粉塵質量濃度大約為總粉塵質量濃度之2.0至54.6%，粉塵濃度範圍較本研究高而吸入比例最高值與本研究相近[4]。而在分區之總粉塵及可呼吸性粉塵濃度採樣結果可知，除了曬晾區以

外，其餘作業空間皆可能出現濃度的極大值。

由總粉塵與可呼吸粉塵內重金屬之成份

分析可知，含量最高的重金屬為Z n（總粉塵平均值44.47~322.01 µg/m3

、可呼吸粉塵

平均值31.34~203.9 µg/m3)及Ba（總粉塵平均值23.86~172.45 µg/m3

、可呼吸粉塵平均值

18.61~88.2 µg/m3），As、Co、Cu、Mn皆為

未檢出(ND)。分析重金屬來源可發現，製香廠香枝樣本含有Cr、Pb、Cu、Ni、Mn、Zn等重金屬，其中以Zn（平均值71.28±11.06 µg/g）及Ba（平均值67.20±11.93 µg/g）為含量最高之重金屬，與粉塵中之重金屬濃度有相

似的情況。文獻中提出在泰國製香廠研究中

含量較高之重金屬為Ba、Cr、Pb及Mn[7]，Kaewrueng et al.(2013)研究發現為含量較高之重金屬為Ba（平均值11.03±2.31 mg/kg）、Ni（平均值8.20±2.22 mg/kg）及Mn（平均值7.06±1.92 mg/kg）[8]。

誌謝

本研究感謝勞動部勞動及職業安全衛生研

究所研究計畫(ILOSH 104-H305)經費協助。

參考文獻

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267


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268

Research Articles

The Characteristics of Aerosols and Heavy Metal Distribution in Incense Industry Operating Environments

Ying-Fang Hsu1　Shinhao Yang2

　Hsiao-Chien Huang2　Po-Chen Hung3

Chin-Hsiang Luo4　Shu-Hsien Lin4

　Kuan-Chun Lin2

1　 Center for General Education, CTBC Financial Management college2　 Center for General Education, Toko University, Toko University3　 Institute of Occupational Safety and Health, Occupational Hygiene

Division4　 Department of Safety, Health and Environmental Engineering,

Hungkuang University

Abstract

This work aims to investigate the characteristics of aerosols and heavy metal distribution in incense industry operating environments. The environmental factors, particulate matter concentrations, and heavy metal components would also be conducted in this work. Five incense plants have been selected as the test subjects. The total particulate concentration, respirable particulate concentration, and heavy metals components in the sampled dust would be measured by the suggesting methods of Institute of Occupational Safety and Health, Occupational Hygiene Division, Taiwan (CLA4002, CLA4001, and CLA3011).

Experimental results showed that the average total particulate concentration and respirable particulate concentration were around 1.96~2.32 mg/m3 and 1.23~1.96 mg/m3. According to the data, the higher particulate concentrations were sampled in pre-operating area and incense-producing area. The ratios (respirable particulate concentration/total particulate concentration) in the most incense operating environments were greater than 60%. This finding indicated that operating workers

were affected by the respirable-particulate exposure. Moreover, the heavy metals components in the sampled particulates and selected incenses were also measured, and the highest concentration of detected heavy metal were both Zn and Ba.

Keywords: Incense industry, Total suspended particulate, Respirable particulate, Heavy metal, Distribution

Accepted 9 May , 2016 Correspondence to: Shinhao Yang, Center for General Education, Toko University, No.51, Sec. 2, Xuefu Rd., Puzi City, Chiayi County 61363, Taiwan(R.O.C), Email address: [email protected]

269

落地型斜氣簾式排氣櫃性能評估

論文


李建宏1　蔡春進

1

1　國立交通大學環境工程研究所

摘要

斜氣簾式排氣櫃在櫃底工作面上加上一道上吹二維氣流，並在左右側牆內安裝一片直立的

長型導流板，配合狹縫形上吸式氣罩，使櫃內形成一道傾斜的空氣簾幕，配合上吹噴流吹氣速

度、吸氣槽吸氣速度與其它參數，能有效將污染物控制在氣櫃內部。

本研究用數種方法來評估斜氣簾式設計應用在落地型排氣櫃上。使用面速度量測法量測不

同櫃門開口度下面速度分佈情形以及其平均面速度。在prEN 14175-3：2003內部量測面示蹤氣

體測試結果顯示，在櫃門開度H=50cm時，p1~p8八個區塊的平均洩漏率小於0.005ppm，瞬間最

大洩漏值為0.027ppm。本研究中使用自行設計的示蹤氣體釋放器搭配採樣探頭進行開口逸散模

擬量測，在10cm至25cm的開口高度下，示蹤氣體SF6洩漏濃度全程小於0.005ppm。在H=30cm

及35cm，僅出現瞬間峰值0.011ppm及0.010ppm，平均值仍小於0.005ppm。

櫃門開關動作洩漏測試中，當釋放器高度Hej=60cm，櫃門H從20cm開至100cm，其階段平

均SF6洩漏濃度為0.093ppm。瞬間峰值為0.280ppm。改變吹氣槽吹氣速度的櫃門開關測試結果

Vb=1.7m/s，Cavg=0.056ppm；Vb=0.7m/s，Cavg=0.115ppm；Vb=0.2m/s，Cavg=0.179ppm。當Vb越

大，櫃門開關動作時的整體洩漏率越低。強健度測試結果中，吹氣速度Vb=1.7m/s時的強健度干

擾測試SF6洩漏平均濃度0.041ppm亦優於Vb=0.7m/s下的0.155ppm。綜合上述結果，適當的吹氣

速度能有效將污染物控制在氣櫃內。

關鍵字：排氣櫃、面速度、示蹤氣體量測、落地型排氣櫃

民國 105 年 3 月 6 日投稿，民國 105 年 4 月 20 日修改，民國 105 年 6 月 19 日接受。通訊作者：李建宏，國立交通大學環境工程研究所，33048 新竹市北區國光街104號3F，電子郵件信箱：[email protected]。


270

序言

在實驗室中，因實驗過程中的需求，實驗

室人員會使用到許多種類的化學品，包含酸、

鹼、有機揮發性溶液、粉體及氣體。在操作這

些化學品的過程中，實驗室人員會暴露在危害

性氣體、蒸氣、燻煙或粉塵污染的風險中。

為減低實驗室人員的暴露風險，化學排氣櫃

(chemical fume hood)是目前實驗室中最常見的防護設備[1-2]。

黃依照流體力學觀點，設計出斜氣簾式

(inclined air-curtain，IAC)氣櫃[3]。2011年洪的研究[4]中提到，該氣櫃在櫃內形成一道下吹上吸式的傾斜空氣簾幕，以此來加強防護櫃內污

染物的洩漏。在整體污染物的防護及捕集能力

效果上遠比傳統式氣櫃優異許多。且能源消耗

的部份較傳統型氣櫃節省40%以上，有效達到節能效果[3,5]。落地型排氣櫃為一種適用於體積大、重量重的機具或實驗設備之氣櫃[6]。本研究為瞭解斜氣簾式的設計能否應用在較高尺

寸的落地型氣櫃，採用以下數種量測方法以評

估落地型斜氣簾式氣櫃的污染物控制能力：

1. 參考prEN 14175-3：2003示蹤氣體內部量測面方法[7]，量測在櫃門開口度H=50cm時的示蹤氣體洩漏情況。

2. 利用自行設計之氣體釋放器進行示蹤氣體

測試。量測釋放器在不同高度釋放示蹤氣

體及不同櫃門開口度下，氣櫃對污染物的

控制能力。

3. 藉由示蹤氣體測試法，探討櫃門開關動作

產生之紊流，對櫃內污染物控制能力是否

造成影響。

4. 利用往復式平板於氣櫃前方往返動作，模

擬人員行走所形成之側風。搭配示蹤氣體

量測法以探討側風干擾氣流對氣櫃捕集能

力的影響。綜合以上研究結果，瞭解此落

地型斜氣簾式排氣櫃對污染物的防治能

力。透過改變橫流扇氣流吹出速度、示蹤

氣體釋放器高度及櫃門開啟高度等條件，

收集這些條件變化與污染物捕集能力的關

係。進一步定義適合落地型斜氣簾式氣櫃

的操作條件。

實驗設備與方法

1. 實驗設備

(1) 落地型斜氣簾式排氣櫃本實驗依桌面型斜氣簾式氣櫃設計

概念，製造一落地型斜氣簾式氣櫃。圖1為氣櫃立面尺寸示意圖及側面尺寸示意

圖。櫃體總高Hfull=240cm，櫃門開口寬度W=148cm。氣櫃櫃門為上、下兩片所組成。本研究中，定義櫃門開口高度為H；櫃門全開開口高度為Hmax=134cm，定義氣櫃的內部量測面為下門片之玻璃平面向下延

伸平面，由櫃門開口寬度W及櫃門開口高度H所組成之平面。氣櫃之原點座標(x,y,z)定義為內部量測面的左下角處。於櫃底工

作面前方加上一道由可調整轉速的橫流扇

所產生速度為Vb的上吹噴流(Push Jet)，吹氣槽長88cm，寬2.5cm。吸氣槽(Suction Slot)長120cm，寬2cm，設置於距工作檯面上200cm處。氣櫃內的左右兩側牆上各安裝一片直立的長型導流板(Deflection Plane)，配合氣櫃上方有一狹長的吸氣槽，使氣櫃

內部形成一道傾斜的空氣簾幕。此氣櫃為

變風量型排氣櫃(VAV hood)，風機運轉頻率會隨櫃門開關而自動調整抽氣量。變風

量控制原理是在帶動櫃門開關動作的鋼索

上聯結有一電阻尺，定義櫃門全開時電阻

271


尺上的電阻值R1對應風機設定最的高運轉頻率F1，櫃門開度20cm時（含20cm以下）的電阻值R2對應風機設定的最低運轉頻率F2。依R1至R2與F1至F2之間的線性關係做為櫃門開度與風機運轉頻率的聯動機制。

圖1　氣櫃正面及側面尺寸示意圖

(2) 熱線風速計TSI Model 9545-A熱線風速計係用以量

測櫃門開口面吸氣速度、橫流扇吹氣速度

及抽氣管內風速以換算成總抽氣量。可量

測範圍為0~30m/s；準確度為讀值的±3%或是±0.015m/s，取值大者；解析度可達到0.01m/s。

(3) 傅利葉轉換紅外線光譜儀 (FTIR)本實驗使用MESTEK的EB3000傅利葉

轉換紅外線光譜儀來偵測示蹤氣體SF6的

濃度。其主要架構由光源、干涉儀、樣品

光徑、偵測器等組成。核心的干涉儀使用

ABB Durable FTIR spectrometer，可掃瞄的紅外線頻譜範圍為6000cm-1~500cm-1

，準

確度最高可達0.01cm-1；偵測器使用液氮

冷凍式MCT偵測器；搭配的吸氣幫浦上有浮子流量計可調整氣體抽取量，範圍從5l/min~25l/min。本分析儀搭配有長短路徑兩

種樣品腔體。10m長光徑的量測SF6濃度範

圍為0~5ppm；精準度為讀值的±15%；最小有效量測值為0.005ppm。10cm短光徑的量測SF6濃度範圍為1~500ppm；精準度為讀值的±15%；最小有效量測值為0.5ppm。

2. 面速度量測

在一固定櫃門開度H下，使用熱線風速計量測該開度下內部量測面之面速度分佈情況。

接著改變櫃門開口高度，繼續量測該高度下的

面速度分佈。

面速度的量測位置皆統一在內部量測

面上，即y=0cm。氣櫃櫃門面寬148cm，依固定間距量測 x軸上5個點的面風速，依續為(14,0,z)、(44,0,z)、(74,0,z)、(104,0,z)、(134,0,z)，z依櫃門開度不同做調整及增加。共量測10cm、15cm、20cm、25cm、30cm、35cm、40cm、50cm等8種不同櫃門開度下的面速度分佈。櫃門開口高度10cm下的z為5cm，15cm開度下z為7cm，20cm開度下z為5cm、15cm，25cm開度下z為5cm、20cm，30cm開度下z為7cm、23cm，35cm開度下z為10cm、25cm，40cm開度下z為10cm、20cm、30cm，50cm開度下z為10cm、25cm、40cm。將風速計量測探頭架設於該量測位置後，靜置數秒待氣

流穩定後開始量測，量測時間參考prEN 14175-3：2003中面速度量測法[7]，每個點至少量測60秒，取其中60秒間的平均值。該開口高度面速度分佈量測完後並計算其平均面速度值。

3. prEN 14175-3：2003 測試

參考EN14175內部量測面示蹤氣體測試法，測量落地型斜氣簾式氣櫃於櫃門50cm開度下的污染物捕集能力。將50cm開口內部量測面分為p1~p8共8個區塊依次進行量測，使用的示


272

蹤氣體為10% SF6+90%N2混合氣體，釋放器位

置依次分別置於p1(13,15,13)cm、p2(54,15,13)cm、p3(94,15,13)cm、p4(135,15,13)cm、p5(13,15,37)cm、p6(54,15,37)cm、p7(94,15,37) cm 及 p8(135,15,37) cm。氣體釋放流量穩定維持在2l/min。九支濃度取樣探頭成九宮格陣列排列，探頭中心點與探頭中心點相距10cm，每根探頭由內徑1cm、長度10cm的不鏽鋼管製成。九支探頭由等長的管子連接至一圓形匯整

盤後再進入FTIR進行濃度量測。量測時九支探頭前端位於內部量測面上，中心探頭正對氣體

釋放頭出口，兩者間距離15cm。圖2為p1~p8八個區塊的探頭分佈位置及示蹤氣體釋放頭位置

示意圖。FTIR每8秒記錄一筆SF6濃度值資料，

每個點量測並記錄360秒，前59秒資料捨棄不用。依次測量p1~p8區塊的SF6濃度值並記錄。

圖2　 prEN 14175-3:2003 測試探頭及氣體釋放頭分佈位置示意圖

4. 模擬攪拌機開口示蹤氣體測試

為瞭解此氣櫃在實際使用下的污染物控制

能力，設計一不鏽鋼圓柱型示蹤氣體釋放器，

以模擬攪拌機開口逸散現象。研究釋放器置於

氣櫃中不同高度位置下，搭配不同櫃門開口面

高度變化，探討與捕集能力的關聯性。定義釋

放器高度Hej為圓柱體釋放器最上方開口面所

在高度。本實驗分別量測在H=10cm、15cm、

20cm、25cm、30cm、35cm等六個不同櫃門開口高度下，示蹤氣體釋放器放置櫃內中央位

置，即釋放器開口面中心點座標為(74,40,Hej) cm，釋放器高度Hej=60cm、80cm與100cm等三個高度時的SF6濃度。採樣探頭量測位置在

內部量測面向櫃外方向5cm處（以下稱此量測面為外部量測面），依一排四個點，視開口高

度越高增加量測點位。如(13,-5,z)、(54,-5,z)、(94,-5,z)、(135,-5,z)。櫃門開口高度10cm下的z為5cm，15cm開度下z為7cm，20cm開度下z為5cm、15cm，25cm開度下z為5cm、20cm，30cm開度下z為5cm、25cm，35cm開度下z為5cm、15cm、30cm。釋放器以4l/min的流量釋放5% SF6+95%N2混合氣體，每次測試連續釋

放示蹤氣體420秒後關閉，氣體開始釋放後即開始記錄量測值。前119秒資料捨棄不用，取120秒至420秒數據之平均值及最大值。示蹤氣體釋放時間420秒是參考EN14175內部量測面示蹤氣體測試法的360秒，加上60秒時間讓示蹤氣體先充滿此圓柱型釋放器後，才開始均勻朝

上方開口處溢出。故前119秒為使示蹤氣體在氣櫃內達到穩定狀態。

5. 櫃門開關動作示蹤氣體測試

為瞭解落地型氣簾式排氣櫃在櫃門開

關時產生的擾動氣流對櫃內污染物的影響，

使用模擬攪拌器開口逸散的釋放頭釋放5% SF6+95%N2示蹤氣體，釋放器置於櫃內正中

央處，即(74,40,z)，z分別為60cm、80cm、100cm。採樣探頭量測位置在內部量測面向櫃外方向5cm處（以下稱此量測面為外部量測面），依一排四個點，視開口高度越高增加

排數。如(13,-5,z)、(54,-5,z)、(94,-5,z)、(135,-5,z)。本實驗目的為模擬將攪拌機置於櫃內或從櫃內拉出時，須先將櫃門開啟至人員操作

273


攪拌機可進出高度，動作完畢後將櫃門拉下

至設計高度20cm處。因此本實驗共設計五個不同條件(a)~(e)。(a)Hej=60cm高度時，測試開始前櫃門拉至H=20cm開口處，示蹤氣體以4l/min流量連續釋放，240秒時將櫃門向上開啟(Sash Up)至H=100cm，420秒時拉下櫃門(Sash Down)至H=20cm，600秒時再次拉開櫃門(Sash Up)至H=100cm，780秒再拉下櫃門(Sash Down)至H=20cm，持續記錄SF6濃度至960秒停止釋放示蹤氣體。共記錄960秒，前119秒資料捨棄不用。每個動作間隔時間180秒，為確保此次櫃門動作所產生之渦漩氣流有足夠時間

復原至原始穩定流場。櫃門開關動作速度則

參考prEN 14175-3：2003示蹤氣體量測法中的0.5±0.1m/s[7]。依上述櫃門開關動作流程，依續量測(b)Hej=60cm，櫃門開啟H=120cm、(c)Hej=80cm，櫃門開啟H=100cm、(d)Hej=80cm，櫃門開啟H=120cm、(e)Hej=100cm，櫃門開啟H=134cm（全開）等情況下的SF6濃度。(a)、(c)的z=10cm、30cm、50cm、70cm、90cm，(b)、(d)、(e)的z=10cm、35cm、60cm、85cm、110cm。

吹氣槽吹氣速度Vb為影響此氣櫃性能的一

重要參數，為瞭解吹氣速度與櫃門開關動作示

蹤氣體量測結果的關聯性，依櫃門開關示蹤氣

體量測方式，比較Vb=1.7m/s、0.7m/s、0.2m/s三個不同吹氣速度條件下，櫃門開關動作的示

蹤氣體洩漏程度。

6. 強健度干擾測試

本實驗中為瞭櫃外側風對此落地型氣櫃的

影響。本研究採用一往復式平板機構，於氣櫃

前方固定距離處做來回往復動作，模擬人員走

動時所形成之側風。平板尺寸190cm×40cm× 2cm，底部距離地面20cm。往復式平板機構架

設在氣櫃正前方，平板距離櫃門外部量測面

30cm。平板啟動與停止的位置在氣櫃外左右兩側至少60cm以上。平板以1m/s的速度通過櫃門開口面前方。示蹤氣體釋放器置於櫃內中央

處，即(74,40,60)處，櫃門開口面高度20cm，以4l/min流量釋放5% SF6+95%N2示蹤氣體，連續

釋放60秒後第一次平板往復，30秒後第二次平板往復，依此間隔繼續進行共六次平板往復，

量測並記錄SF6濃度。前59秒資料捨棄不用。依上述條件分別量測吹氣速度在1.7m/s、1.2m/s及0.7m/s時的SF6濃度。接著將釋放器往櫃門方

向移動18cm，重覆上述三個吹氣速度下的測試並比較其結果。

結果與討論

1. 落地型斜氣簾式排氣櫃面速度分佈

表1為不同櫃門開口高度下的面速度分佈、平均值及總抽氣量。由其平均面速度的改

變可看出當櫃門開度增大，總抽氣量隨之提

高，平均面速度逐漸減低。

由面速度分佈結果可知面速度在x軸上的分佈，是由氣櫃左右兩側向中間遞減，符合原

先斜氣簾氣櫃設計，主要抽氣量由氣櫃兩側進

入櫃內，中間噴流與吸氣氣流形成之氣簾將污

染物包圍其中。所以開口面中心位置之面速度

較低。另外氣簾式氣櫃的吸氣槽在櫃內上方，

因氣流短流效應，櫃門開口面上端氣流流速比

下端流速高，由z方向的面速度分佈結果也確實呈現此分佈情形。

2. prEN 14175-3：2003測試結果

表 2為 p 1 ~ p 8的量測結果。 p 2、 p 3、p 6、 p 7四個區域的S F 6濃度量測結果皆小

於0.005ppm。p1與p5的量測平均值為小於


274

0.005ppm，但瞬間峰值都有0.027ppm；p4與p8的量測平均值分別為0.010ppm與0.008ppm，瞬間峰值各為0.016ppm與0.013ppm。對照H=50cm的開口面速度值，p1中心點的面速度約為為0.16m/s，p5中心點的面速度約為0.40m/s。上下端風速差異較大，速度差形成之紊流或渦漩將櫃內污染物帶出。p4及p8的中心面速度各約為0.28m/s與0.31m/s，差異不大，在面速度較低情況下有微量示蹤氣體擴散至內部量測面

而被量測到。

表1　不同櫃門開口高度下的面速度分佈及其平均值

SashOpening

(cm)

Face velocity of each measurement positioon(m/s) AverageVelocity

(m/s)

Standard Deviation

ExhaustFlow

(CMM)(14,0,z) (44,0,z) (74,0,z) (104,0,z) (134,0,z)

10 0.71 0.55 0.51 0.54 0.66 0.59 0.08 5.3115 0.58 0.46 0.4 0.42 0.53 0.48 0.07 6.48

200.47 0.38 0.38 0.39 0.44

0.38 0.07 6.840.45 0.34 0.24 0.28 0.39

250.48 0.4 0.38 0.43 0.41

0.37 0.08 8.320.46 0.27 0.23 0.29 0.4

300.48 0.39 0.33 0.37 0.43

0.34 0.08 9.180.39 0.26 0.22 0.24 0.32

350.45 0.45 0.32 0.39 0.34

0.33 0.07 10.390.3 0.31 0.22 0.26 0.31

400.43 0.42 0.3 0.34 0.33

0.31 0.07 11.160.39 0.35 0.21 0.27 0.320.26 0.31 0.19 0.23 0.28

500.4 0.4 0.33 0.33 0.31

0.28 0.07 12.600.3 0.3 0.22 0.28 0.240.16 0.27 0.14 0.21 0.28

表2　 prEN 14175-3：2003內部量測面SF6洩漏

量測結果。H=50cm櫃門開口高度

H(cm)平均面速度

Vavg(m/s) 量測位置SF6濃度平均值

Cavg (ppm)SF6濃度最大值

Cmax (ppm)

50 0.28

P1 *N.D. 0.027P2 N.D. N.D.P3 N.D. N.D.P4 0.010 0.016P5 N.D. 0.027P6 N.D. N.D.P7 N.D. N.D.P8 0.008 0.013

*N.D.:量測濃度值低於FTIR分析儀偵測SF6的最低偵測極限(0.005ppm)

3. 模擬攪拌器開口示蹤氣體測試結果

表3為櫃門開口高度H=10cm、15cm、20cm、25cm、30cm、35cm等條件下的SF6濃

度量測值。在H=10cm，Hej=60cm、80cm、100cm時，SF6濃度的平均值及瞬間峰值都小

於0.005ppm。H=15cm，Hej=60cm、80cm、100cm時，SF6濃度的平均值及瞬間峰值皆小於

0.005ppm。H=20cm及H=25cm時，釋放器高度Hej=60cm、80cm、100cm，SF6濃度的平均值

及瞬間峰值仍小於0.005ppm。H=30cm，釋放器高度Hej=60cm，FTIR量測到些微SF6濃度，

瞬間峰值為0.011ppm。H=35cm，釋放器高度Hej=60cm及80cm，也量測到些微SF6濃度，兩

個條件下的各自瞬間峰值為0.010 ppm。

表3　 H=10cm、15cm、20cm、25cm、30cm、35cm的SF6濃度量測值

櫃門開口高度H(cm)

釋放器高度

Hej(cm)平均面速度

Vavg(m/s)SF6濃度平均值

Cavg (ppm)SF6濃度瞬間峰值

Cmax (ppm)

1060

0.59N.D. N.D.

80 N.D. N.D.100 N.D. N.D.

1560

0.48N.D. N.D.

80 N.D. N.D.100 N.D. N.D.

2060

0.38N.D. N.D.

80 N.D. N.D.100 N.D. N.D.

2560

0.37N.D. N.D.

80 N.D. N.D.100 N.D. N.D.

3060

0.34N.D. N.D.

80 N.D. N.D.100 N.D. 0.011

3560

0.33N.D. N.D.

80 N.D. 0.010100 N.D. 0.010

4. 櫃門開關動作示蹤氣體測試結果

表4為(a)、(b)、(c)、(d)、(e)五個條件下的櫃門開關動作的量測分段平均值及分段最大

275


值。圖3為表4中SF6濃度與時間關係圖。由圖3結果可得知，在櫃門開啟前櫃門高度H維持在20cm，能有效將污染物控制在櫃內，達到洩漏值小於0.005ppm。240秒將櫃門向上開啟，櫃門移動造成氣流捲動帶出部份櫃內污染物而被

量測到。(c)、(d)、(e)三條件的結果顯示，櫃門移動捲出的污染物濃度在短時間達到一峰值

後即開始降低，420秒拉下櫃門後SF6濃度可降

低至接近測試開始時的洩漏值小於0.005ppm。說明原先櫃內穩定的斜氣簾流場遭櫃門移動破

壞後，短時間內斜氣簾結構再度回到穩定態，

發揮氣櫃原有的保護功能。(c)、(d)、(e)中因釋放器位置較高，櫃門開啟高度H與釋放器高度Hej較接近，因此斜氣簾結構恢復較快。條

件(a)、(b)同為Hej=60cm，櫃門H開至100cm及120cm兩個高度。條件(b)下所量測到的洩漏值較(a)大。而在條件(c)、(d)同為Hej=80cm，櫃門H開至100cm及120cm兩個高度。在第一次拉高櫃門時(c)的最大濃度上升至0.098ppm後開始降低，(d)的最大濃度值則是0.119ppm。第二次拉開櫃門時(c)的最大濃度為0.170ppm，(d)則是0.082ppm。比較(c)、(d)兩條件的結果，並不像條件(a)、(b)中，當櫃門開度高出釋放源高度較多。會產生較大的洩漏情形。

此外，為瞭解吹氣速度Vb與櫃門開關動

作所造成洩漏兩者間關聯性，藉由調整吹氣

速度Vb，觀察在不同Vb下的櫃門開關動作洩

漏情形。本實驗中的落地型斜氣簾式氣櫃吹

氣槽吹氣速度初始設定為1.7m/s，釋放器高度Hej=60cm、櫃門從H=20cm開啟至100cm的測試條件下，調整吹氣槽橫流扇的轉速以改變

吹氣速度Vb至0.2m/s及0.7m/s。表5為Vb=0.2m/s、0.7m/s及1.7m/s的SF6濃度測試結果。圖4為H=20cm~100cm、Hej=60cm條件下，Vb=0.2m/s、Vb=0.7m/s、Vb=1.7m/s三個吹氣速度下SF6

濃度與時間關係圖。表5結果可以得知Vb增大

時，櫃門向上開啟動作所測得的SF6濃度有減

低趨勢。但Vb=0.7m/s時，櫃門向上開啟動作產生的SF6濃度在較短時間內達到峰值後，較

Vb=1.7m/s時以更短時間回到零洩漏，在櫃門拉下動作前即已降到零洩漏程度。與櫃門向上開

啟動作的結果並無明顯相關性。吹氣速度0.2m/s時的SF6濃度明顯較其他兩個吹氣速度下的高

且洩漏持續時間較長，表示吹氣速度Vb只有

0.2m/s太小，無法形成有效之斜氣簾達到保護效果。

表4　 (a)、(b)、(c)、(d)、(e)等5條件櫃門開關動作SF6濃度量測值

H=20cm~100cm, Hej=60cmTime (sec) 0-119 120-240 241-420 421-600 601-780 781-960Cavg (ppm) － N.D. 0.056 0.015 0.093 0.035Cmax (ppm) － N.D. 0.170 0.057 0.280 0.150


H=20cm~100cm, Hej=80cmTime (sec) 0-119 120-240 241-420 421-600 601-780 781-960Cavg (ppm) － N.D. 0.021 N.D. 0.037 0.008Cmax (ppm) － N.D. 0.098 0.009 0.170 0.012


H=20cm~134cm, Hej=100cmTime (sec) 0-119 120-240 241-420 421-600 601-780 781-960Cavg (ppm) － N.D. 0.019 N.D. 0.011 0.007Cmax (ppm) － N.D. 0.091 0.008 0.027 0.013

表5　 Vb=0.2m/s、0.7m/s、1.7m/s下櫃門開關動作SF6濃度量測值

H=20cm~100cm, Hej=60cm, Vb=0.2m/sTime (sec) 0-119 120-240 241-420 421-600 601-780 781-960Cavg (ppm) － N.D. 0.179 0.037 0.340 0.013Cmax (ppm) － N.D. 0.516 0.178 0.902 0.091

H=20cm~120cm, Hej=60cm, Vb=0.7m/sTime (sec) 0-119 120-240 241-420 421-600 601-780 781-960Cavg (ppm) － N.D. 0.115 N.D. 0.133 0.018Cmax (ppm) － N.D. 0.575 N.D. 0.584 0.090

H=20cm~100cm, Hej=80cm, Vb=1.7m/sTime (sec) 0-119 120-240 241-420 421-600 601-780 781-960Cavg (ppm) － N.D. 0.056 0.015 0.093 0.035Cmax (ppm) － N.D. 0.170 0.057 0.280 0.150


276

圖3　(a)、(b)、(c)、(d)、(e)等5條件的SF6濃度與時間關係圖

277


圖4　吹氣速度Vb=0.2m/s、0.7m/s、1.7m/s時SF6濃度與時間關係圖


278

5. 強健度干擾測試結果

強健度干擾測試將釋放器置於櫃內中央，

釋放器上方中心點座標為(74,40,60)cm。在往復式平板機構來回動作下，當吹氣速度Vb=1.2m/s及Vb=1.7m/s時的洩漏SF6濃度平均值分別為

0.029ppm及0.041ppm，無明顯差異。當吹氣速度Vb調降到0.7m/s，側風干擾產生的洩漏SF6濃

度平均值則增加到0.155ppm。後續將釋放器往櫃門面移動18cm，高度仍維持60cm，釋放器

上方中心點座標為(74,22,60)cm，在吹氣速度Vb=1.7m/s時，SF6洩漏濃度平均值0.185ppm，較釋放器在(74,40,60)cm的平均值0.041ppm上升許多。而吹氣速度Vb調降至1.2m/s及0.7m/s時，SF6洩漏濃度平均值分別為0.356ppm及0.854ppm。由上述結果可知當污染物發生源位置越靠近櫃門時，其所受櫃外側風干擾越大。

而吹氣速度越大，對抵抗櫃外側風的能力也相

對提高。圖5為上述數個條件的SF6濃度與時間

關係圖。

圖5　釋放器在櫃內(74,40,60)cm及(74,22,60)cm位置，吹氣速度Vb為0.7m/s、1.2m/s、1.7m/s時的強健度測試洩漏SF6濃度與時間關係圖

279


結論與建議

1. 結論

(1) 　　此落地型斜氣簾式排氣櫃在開口面高度15cm~50cm間的平均面風速為0.48m/s~0.28m/s，符合絕大多數國家機構對排氣櫃的面速度建議值。在開口逸散模擬測試

中櫃門開口度在10cm~25cm高度皆能達到零洩漏的情況，在高度超過30cm後開始出現微量洩漏0.010ppm。在prEN 14175內部量測面測試結果中，整體平均洩漏率小於

0.005ppm，但左右兩側區塊的SF6濃度瞬

間峰值有0.027 ppm。綜合上述的結果，此落地型斜氣簾式

器櫃在開口面高度50cm時，對污染物的捕集能力表現仍優於一般傳統氣櫃。較低

之開口度則較易維持較佳的污染物捕集能

力且達到節能的效果，但過低的開口度如

10cm，風機雖維持最低頻運轉，但吸氣量因開口高度限制無法達到該頻率要求，長

時間運轉會造成馬達負荷過大而可能導致

風機故障。在考量能耗與污染物捕集能力

等因素之下，此落地型氣櫃的較佳操作高

度應為20~25cm間。(2) 　　櫃門開關示蹤氣體測試結果顯示，

要打開此落地型斜氣簾式氣櫃放入或取

出其中的物品，櫃門開啟的高度可視物

品高度做調整。例如欲放入的器材高度

為60cm，將櫃門開至80~100cm即可。過高開度會增加櫃內污染物的洩漏風險。

在釋放器高度80cm及100cm時，櫃門開關動作所造成的洩漏值較低於釋放器高度

60cm，可能與釋放源與吸氣槽間距離縮短有關。在Hej=80cm，櫃門分別開啟至

100cm及120cm時的洩漏量測結果也無明顯差異，可能也與此相關。吹氣槽的吹氣

速度是此斜氣簾式氣櫃的關鍵控制因素。

櫃門開關動作示蹤氣體測試及強健度干擾

測試結果都指出，當吹氣速度Vb越低時，

其洩漏量越大。在黃的研究中，一般桌面

型的斜氣簾氣櫃其Vb最佳設定為1m/s[5]。此落地型斜氣簾式氣櫃吹氣槽至吸氣槽距

離較一般桌面型氣櫃多出一倍。在吸氣槽

速度保持不變下，建議吹氣速度應高於

1.2m/s為佳，在本研究中，Vb=1.7m/s下的洩漏測試結果最佳。在Vb=1.7m/s下的櫃門開關動作測試區段平均值0.093ppm，區段最大值0.280ppm。強健度干擾測試區段平均值0.041ppm，區段最大值0.108ppm。也都符合德國化學工業技術委員會訂定的

EN14175櫃門開關及強健度測試法標準中的平均值須低於0.65ppm，最大值須小於3.25ppm[8]。此外當櫃內放置污染物發生源時，其放置位置建議在氣櫃中央至後

方，如放置太靠近櫃門處可能會破壞吹吸

氣流形成之氣簾而導致污染物洩漏。

此研究所使用之示蹤氣體均為常溫釋

放，因此並無考慮熱浮力與熱對流等會影

響櫃內流場之變因，如櫃中使用加溫設備

或擺放高溫之物品，需另行探討其性能變

化及適合之操作條件。

2. 建議

排氣櫃的主要功能是將櫃內污染物排出實

驗區域，避免污染物洩漏至人員操作區域，危

害人員及環境安全。此落地型斜氣簾式氣櫃經

實驗證明其對防止污染物洩漏有一定效果，未

來實際使用如何保持其效能及降低能耗，幾點

建議如下：


280

(1) 污染物發生源於櫃內的放置位置，以靠近櫃內後方為佳，避免擺放太靠近櫃門至氣

簾上吸路徑中，改變氣簾結構影響其捕集

能力，尤其避免將物品放置於吹氣口上。

(2) 此氣櫃最佳建議使用高度為20cm，即櫃內不論有無放置物品或器材，櫃門都拉下至

20cm高度，以維持低能耗狀態。(3) 櫃門在開啟要放入或取出櫃內物品時，建

議的開門高度為高過污染物發生源20~40 cm即可，過高的開度會大幅減低氣簾對污染物的包覆能力，使洩漏率增加。櫃門開

關動作的速度不宜過快、過大，櫃門開關

動作過快會將內部污染物被捲出至外部環

境而產生危害風險。

(4) 櫃門門把下方可裝設感應器，搭配計時裝置，如人員忘記將門拉下，一定時間後感

應器偵測無人員或物品於櫃門下方，自動

將門拉下至20cm處。

參考文獻

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Performance Evaluation of an Inclined Air-Curtain Walk-in Fume Hood

281

Research Articles

Performance Evaluation of an Inclined Air-Curtain Walk-in Fume Hood

Chien-Hung Lee1　Chuen-Jinn Tsai1

1　 Institute of Environmental Engineering ,National Chiao Tung University

Abstract

The inclined air-curtain (IAC) fume hood employed in the present work was constructed with the cross-flow fan at the bottom, deflection plate along the side walls, and a suction slot at the top of the cabinet. The containment in the cabinet was controlled effectively by using the two-dimension blow velocity and suction velocity.

A research of an IAC walk-in fume hood performance was operated in several methods. Face velocity was measured at different sash opening to know the distribution and it’s average face velocity. The mean leakage SF6 concentration is less than 0.005 ppm at p1~p8 block by inner test method based on EN14175-3. The peak concentrations are 0.027 ppm. The tracer gas concentrations are less than 0.005 ppm in 10 cm,15 cm, 20 cm and 25 cm sash opening by self-develop method. The average concentration are less than 0.005 ppm, peak concentration are 0.011 ppm and 0.010 ppm at 30 cm and 35 cm sash opening.

The average concentration of SF6 is 0.093 ppm, peak concentration is 0.280 ppm at Hej=60 cm, H=20 cm~100 cm sash movement test. The tracer gas test results in different blow jet velocity were as below: Vb=1.7 m/s, Cavg=0.056 ppm; Vb=0.7 m/s, Cavg= 0.115 ppm; Vb=0.2 m/s, Cavg=0.179 ppm. Robustness test results were: The average concentration is 0.041 ppm when Vb is 1.7 m/s. The average concentration is 0.155 ppm when Vb is 0.7 m/s. When the blow jet velocity (Vb) decreased, the containment efficiency also reduced at sash movement test and robustness test. This result showed that an adequate blow jet velocity would provide a higher containment performance.

Keywords: Fume hood, Face velocity, Tracer gas technique, Walk-in fume hood

Accepted 19 June, 2016 Correspondence to: Chien-Hung Lee, 3F. No.104, Guoguang St, North Dist, Hsinchy city 300, Taiwan(R.O.C), Email address: [email protected]


282

論文

可調鋼管支柱承載力及破壞模式之試驗研究

彭瑞麟1　林楨中

2　高崇洋

2　顏聰

3　陳豪吉

3　黃中和

4　林樹根

3

1　國立雲林科技大學營建工程系


3　國立中興大學土木工程學系

4　國立台北科技大學土木工程系

摘要

可調鋼管支柱模板支撐常用於結構內部挑空高度不大且樓版載重較小之鋼筋混凝土建築

物。由於可調鋼管支柱具有組搭容易、運送方便等特性，雖然其承載力不大，仍廣被營造商普

遍使用於建築工地。不過，由於可調鋼管支柱的結構設計資料未臻完整，致使營造工地常有倒

塌意外發生。本研究主要針對可調鋼管支柱之承載力及破壞模式進行試驗探討。研究結果顯

示，單根可調鋼管支柱有兩種破壞模式：支柱小於4m時，為制式插銷彎曲破壞；支柱大於4m

時，失敗模式為典型之挫屈破壞，可調鋼管支柱抗壓強度隨長度遞減。三號鋼筋強度不足，不

適合用以替代制式插銷。3.4m長之可調鋼管支柱配置成4、9、16、25根之結構系統，在有、無

裝設水平繫條補強的試驗結果顯示，二系統總抗壓強度值，與以單根可調鋼管支柱抗壓強度乘

上總根數之總抗壓強度相近。但超過3.4m長之25根無水平繫條補強之結構系統試驗抗壓強度，

則比單根支柱抗壓強度乘上總根數之總抗壓強度為小。工程師於支撐結構設計時需注意。依照

工地水平繫條實際組搭情況，在可調鋼管支柱3.4m長的結構系統中，對於整體抗壓強度之提

升效果並不明顯；但支柱高度超過3.4m之結構系統中，整體抗壓強度可提升約20%～50%。不

過，此種高度下建築物，可調鋼管支柱可考慮使用強度較高之框式鋼管鷹架或系統鷹架取代。

水平繫條可抵抗施工期間施加在可調鋼管支柱的水平力，防止可調鋼管支柱的傾倒。

關鍵字：承載力、挫屈、抗壓強度、模板支撐、水平繫條、可調鋼管支柱

民國 104 年 6 月 25 日投稿，民國 104 年 11 月 24 日修改，民國 105 年 4 月 19 日接受。通訊作者：林楨中，勞動部勞動及職業安全衛生研究所，22143新北市汐止區橫科路407巷99號，電子郵件信箱：[email protected]。

283


背景

房屋建築工程中由於樓版及梁等載重相較

橋梁工程小，故常採用承載力較低之可調鋼管

支柱（Tubular steel adjustable shore）作為模板支撐構材。模板支撐為營造施工過程中之臨時

結構，工程結束後即被拆除，其重要性常被施

工單位忽略，致使工地常見模板支撐倒塌的意

外發生[1]。國內可調鋼管支柱模板支撐的結構強度，

主要是由營造公司的專任工程人員（俗稱主任

技師）或工程顧問公司的技師負責設計。其設

計時多半採用美國鋼結構規範之容許應力設計

法（allowable stress design, ASD）[2]及國內鋼構造建築物鋼結構設計技術規範[3]，針對可調鋼管支柱受壓後之單根壓力構件的臨界載重

（critical load）來進行設計。不過容許應力設計法中的壓力構件假設為均質之鋼構材，此與

可調鋼管支柱是由「底管」及「接管」以插銷

續接的情況不同，設計時壓力構件應作修正，

以模擬實際可調鋼管支柱情況。

工地裡為使可調鋼管支柱穩定，施工單位

會使用水平繫條進行固定，使得可調鋼管支柱

成為一個結構系統。此外，有、無水平繫條固

結之可調鋼管支柱結構系統承載力與單根可調

鋼管支柱承載力不同，直接使用單根可調鋼管

支柱承載力推估二結構系統承載力應更進一步

評估。這些可調鋼管支柱在工地裡實際情況，

目前在模板支撐設計上多未有翔實考量。

另外，依據『營造安全衛生設施標準第

135條』[4]規定：『雇主以可調鋼管支柱為模板支撐之支柱時，應依下列規定辦理：…。

二、高度超過三點五公尺者，每隔二公尺內設

置足夠強度之縱向、橫向之水平繫條，並與

牆、柱、橋墩等構造物或穩固之牆模、柱模等

妥實連結，以防止支柱移位。三、可調鋼管支

撐於調整高度時，應以制式之金屬附屬配件為

之，不得以鋼筋等替代使用。…』

第二款為防止施工中可調鋼管支柱因施工

造成之移位，故要求過長之可調鋼管支柱（如

可調鋼管支柱長度超過3.5m），須於水平面相互垂直兩個方向上設置水平繫條，且需與牆柱

等穩固構造物妥實連結。本條款立意甚佳，但

工地實際執行上有其困難度，若可調鋼管支柱

距離牆柱過遠或無牆可供支撐固定時，水平繫

條不易直接連結至牆柱等穩固構造物上。

另外第三款中討論有關可調鋼管支柱插銷

問題，規定不得以鋼筋等替代制式之金屬附屬

配件（亦即制式插銷），本條文是禁止現場工

人拿三號鋼筋取代損壞的制式插銷。為何不能

使用三號鋼筋代替制式插銷，三號鋼筋作為插

銷會使可調鋼管支柱承載力減少很多嗎？若承

載力不會使承載力下降很多，是否可以採用三

號鋼筋取代易損壞的制式插銷？

迄今國內外鋼管鷹架模板支撐研究不少，

相較之下可調鋼管支柱模板支撐方面的研究較

少。少數研究如Peng[5]及Peng[6]曾分別針對可調鋼管支柱之單層及雙層組配力學行為及破壞

模式進行數值分析，主要採用靠桿效應檢討二

者的理論失敗機制。Peng等[7, 8]也針對可調鋼管支柱及木支撐單層組搭進行大量試驗研究，

探討可調鋼管支柱及木支撐結構系統之承載力

及破壞模式，也檢討試驗結果與理論數值解間

關係。Peng等[9]對可調鋼管支柱及木支撐之雙層組搭進行試驗研究，探討可調鋼管支柱及木

支撐雙層組搭之承載力及破壞模式。不過這些

研究由於試驗數量不足，有些試驗結果不具代

表性。

此外，Chen and Mosallam[10-11]亦曾針對鋼筋混凝土結構物中單管支柱之支撐（Shore）


284

及回撐（Reshore）問題，以數值分析的方式進行探討，檢討在不同拆模時間下之安全性。不

過研究以數值分析為主，缺乏試驗佐證，其研

究成果之可靠性需進一步確認。

由上述國內職安法規及工地實際組配情

況作檢討，可知國內營造工地可調鋼管支柱現

有問題以往研究涉入不深，且試驗數量也嫌不

足，故無法有效解決問題。而上述這些問題若

未釐清，對於國內可調鋼管支柱的使用，有引

致倒塌的潛在風險，值得深入探討。

研究目的及內容

本研究主要針對國內房屋建築工程營造施

工常用之可調鋼管支柱的承載力及破壞模式進

行探討，研究主要採用試驗的方式進行，研究

內容重點如下所示：

1. 單根可調鋼管支柱之柱曲線

中國國家標準CNS 5644及CNS 5645中規定，3.4m可調鋼管支柱採用平壓法進行抗壓強度試驗（或稱載重試驗）時，抗壓強度平均

值為4,200kgf（公斤重）（41.2 kN）以上，最小值為3,800kgf（37.3 kN）以上。技師在進行可調鋼管支柱模板支撐強度設計時，常會參考

3.4m可調鋼管支柱載重試驗的抗壓強度，並以此抗壓強度作為其他不同長度可調鋼管支柱強

度設計的依據。

由結構穩定理論得知，壓力構件越長其

挫屈時之臨界載重（critical load）越低，技師以3.4m可調鋼管支柱臨界載重，作為推估超過3.4m可調鋼管支柱臨界載重，此種推估方式得到的是外插值，為不保守的設計。

若能有比3.4m可調鋼管支柱載重試驗的抗壓強度，提供給技師作為可調鋼管支柱結構設

計之參考，則設計時採用比試驗長度短的可調

鋼管支柱，可以用內差值進行設計，則設計結

果較為接近實際情況。此外，目前國內工地現

場實際使用之3.4m可調鋼管支柱，其載重試驗的抗壓強度是否符合CNS 5644的規定，也值得進一步探究。

2. 三號鋼筋替代制式插銷

可調鋼管支柱在工地使用時，其連結下

部「底管」與上部「接管」之制式插銷，常有

毀損情況發生。由於可調鋼管支柱制式插銷插

孔之孔徑，恰適合工地普遍使用之三號鋼筋直

徑，故工地常以三號鋼筋來代替此已損壞之制

式插銷。

營造安全衛生設施標準第135條有規定，禁止使用鋼筋取代制式插銷。工地實務上有需

求，究竟為何規定不准以三號鋼筋取代制式插

銷，是否因為三號鋼筋作為插銷使用，會引致

可調鋼管支柱抗壓強度降低，有必要作確認。

3. 結構系統強度與單根計算強度間關係

進行可調鋼管支柱結構設計時，技師常是

針對單根可調鋼管支柱抗壓強度進行設計，並

據以推估可調鋼管支柱整體結構系統之抗壓強

度，亦即是以單根可調鋼管支柱抗壓強度乘上

總根數得整體可調鋼管支柱結構系統之抗壓強

度。這種以單根承載力乘上總根數的直接推估

方式是否適當，亦有必要作檢討。

事實上對於一個可調鋼管支柱結構系統，

宜直接求此可調鋼管支柱整體結構系統之抗壓

強度。本研究針對可調鋼管支柱整體結構系統

進行載重試驗，以確認不同數量可調鋼管支柱

之整體結構系統抗壓強度。試驗可求得整體結

構系統抗壓強度，此數據可與單根可調鋼管支

柱抗壓強度乘上總根數之整體抗壓強度作比

較，以確認技師計算整體可調鋼管支柱結構系

285


統強度的正確性。

4. 水平繫條對結構系統強度之影響

為防止施工中之可調鋼管支柱受撞擊等

因素產生移位，亦或是為提升可調鋼管支柱結

構系統之承載力，工地常使用水平繫條來補強

可調鋼管支柱。然而實際工地裡，使用水平繫

條固結有其困難，常無法與牆柱等穩固構造物

連結。除因某些地方無牆或柱外，另也因續接

之水平繫條影響施工通路，致使不易續接至牆

柱。因此水平繫條此種工地實際組搭問題，對

可調鋼管支柱結構系統強度的影響，實有必要

進行檢討。

試驗規劃


本研究採用CNS 5644及CNS 5645中規定之平壓法進行可調鋼管支柱抗壓強度試驗，而

可調鋼管支柱則是由下部之底管與上部之接管

以制式插銷連結而成。本試驗可調鋼管支柱的

底管長度為171cm，搭配六種不同長度接管，即：199.5cm、246.0cm、300.5cm、450.5cm、550.5cm、650.5cm等六種，管徑之尺寸及試片彈性模數試驗數據分別如表1、表2所示。本研究以此六種接管長度與171cm底管組成六類配置，此六類配置若以可調鋼管支柱可伸展

之長度為依據分類（亦可看成同一高度下之可

調鋼管支柱，接管插入底管會有不同的重疊

長度），則分為類型I、類型II、類型III、類型IV、類型V及類型VI。

表3顯示此六種類型可調鋼管支柱伸展長度。六種類型之最小伸展長度及最大伸展長度

分別介於：(1).類型I：200cm~350cm；(2).類型II：250cm~400cm；(3).類型III：300cm~450cm；

(4) .類型 IV：455cm~600cm；(5) .類型V：555cm~700cm；(6).類型VI：655cm~800cm。本研究分別進行2.0m、2.5m、3.0m、3.4m、3.5m、4.0m、4.5m、6.0m、7.0m、8.0m等10種長度抗壓強度試驗（載重試驗）。

受限於結構實驗室萬能試驗機垂直加載高

度不足，於垂直施載之載重試驗時，可調鋼管

支柱長度上限值取4.5m。因此當可調鋼管支柱長度超過4.5m，由於無法在萬能試驗機內垂直施載，故採用水平方式加載。最後將可調鋼管

支柱兩種試驗之抗壓強度與其長度，繪製成可

調鋼管支柱之柱曲線。

表1　可調鋼管支柱之管徑尺寸

類型底管管徑接管管徑

外徑(mm) 厚度(mm) 外徑(mm) 厚度(mm)

第 I 型 59.75 1.77 47.66 1.89

第 II 型 59.78 1.71 47.90 1.81

第 III 型 59.74 1.75 48.01 2.12

第 IV 型 59.95 1.65 48.09 2.24

第 V 型 59.97 1.61 48.04 2.09

第 VI 型 59.96 1.56 48.00 2.14備註：1. 第I類型可伸展長度2.00m~3.50m。2. 第II類型可伸展長度2.50m~4.00m。3. 第III類型可伸展長度3.00m~4.50m。4. 第IV類型可伸展長度4.55m~6.00m。5. 第V類型可伸展長度5.55m~7.00m。6. 第VI類型可伸展長度6.55m~8.00m。

表2　可調鋼管支柱接管與底管之試驗彈性模式種類 E值

編號 ECT EBT

試驗組別 A組 B組 C組 A組 B組 C組

試驗值 206.049 233.608* 207.096 204.432 201.173 204.731

平均值 206.573 203.445

標稱值 200 200

誤差 3.18％ 1.69％備註：1. *誤差過大，不予考慮。2. 單位為kN/mm2

。3. E：Elastic Modulus。4. CT：Connecting Tube（接管）、BT：Base Tube（底管）。


286

表3　六種類型可調鋼管支柱相關配置情形

類型伸長範圍

(cm)

試驗高度h (m)

重疊長度

a (cm)

底管長度

b (cm)

接管長度

c (cm)

重疊長度範圍(cm) 加壓方式

I 200~3502.0 170.5

171 199.5 170.5→20.5 垂直加壓2.5 120.53.4 30.5

II 250~4003.0 117.0

171 246.0 167.0→17.0 垂直加壓3.4 77.03.5 67.0

III 300~4503.4 131.5

171 300.5 171.5→21.5 垂直加壓4.0 71.54.5 21.5

IV 455~600 6.0 21.5 171 450.5166.5→21.5

水平加壓

V 555~700 7.0 21.5 171 550.5 水平加壓

VI 655~800 8.0 21.5 171 650.5 水平加壓

備註：1. 試驗高度：h。2. 重疊長度：a。底管長度：b。接管長度：c。3. 垂直加壓限制高度最高為5.6m。4. 高度5.6m以上，加壓方式改為水平加壓。


工地常用三號鋼筋選用之SD280及SD420兩種型號。SD280鋼筋降伏強度為280N/mm2

以

上，抗拉強度為420N/mm2以上；SD420鋼筋

降伏強度為420~540N/mm2，抗拉強度為550N/

mm2以上。

由於工地可調鋼管支柱是將接管插入

底管以插銷連結，一般底管長度均固定均為

1.71m，但因接管長度不同，故接管與底管重疊長度會有變化。本試驗採用前述類型I、類型II及類型III等三種不同重疊長度配置成之3.4m可調鋼管支柱進行試驗。因工地SD280使用較多，故SD280鋼筋進行類型I、類型II及類型III等三種可調鋼管支柱試驗；SD420鋼筋則進行類型I之可調鋼管支柱試驗作比較。


本研究針對未設置水平繫條之可調鋼管支

柱整體結構系統，進行抗壓強度試驗，為符合

CNS 5644及CNS 5645之規定，本研究採用高度為3.4m之可調鋼管支柱，進行4根、9根、16根、25根等四種不同數量可調鋼管支柱結構系統進行試驗。

此外，為確認不同高度變化對可調鋼管支

柱整體結構系統抗壓強度之影響，本研究針對

4.0m、4.5m、5.5m等三種不同高度結構系統進行試驗。受限於經費，此三種不同高度試驗，

均使用25根可調鋼管支柱。


本研究探討可調鋼管支柱結構系統採用

GIP管作為水平繫條之強度，水平繫條配置在水平面之橫向及縱向之兩個相互垂直方向上，

以直角（90度）活扣固結在可調鋼管支柱。本研究針對4.0m、4.5m、5.5m三種不同高度之25根可調鋼管支柱結構系統進行試驗，以確認水

平繫條對整體結構系統抗壓強度的影響。

試驗結果與討論


依據可調鋼管支柱六種不同類型伸展長度

（即類型I~VI），分別進行不同長度的抗壓強度試驗。分為垂直加載的長度為2.0m、2.5m、3.0m、3.4m、3.5m、4.0m、4.5m等七種，4.5m垂直加載可調鋼管支柱試驗結果如表4及圖1所示，與水平加載的長度為4.5m、6.0m、7.0m、8.0m等四種。4.5m長度則進行垂直及水平二加載方式，以確認此兩種不同施載方式間差異，

4.5m水平加載可調鋼管支柱試驗結果如表5及圖2所示。

287


表4　不同長度單根可調鋼管支柱垂直加載試驗結果

試驗內容類型I

（垂直加壓）類型II

（垂直加壓）類型III

（垂直加壓）

可調鋼管支柱2.0m、重疊長度

170.5cm


120.5cm


117.5cm

可調鋼管支柱3.5m、重疊長度67cm

可調鋼管支柱4.0m、重疊長度71.5cm


試驗配置

試驗值(tonne) 9.242* 2.989 2.896 2.985 3.070 1.562

垂直變形量(mm) 11.127 11.614 10.446 10.995 12.468 6.571

圖1　可調鋼管支柱垂直加載試驗之荷重-垂直變形圖

表5　不同長度單根可調鋼管支柱水平加載試驗結果

試驗內容類型III

（水平加壓）類型IV

（水平加壓）類型V

（水平加壓）類型VI

（水平加壓）





試驗配置

試驗值(tonne) 0.874 0.476 0.401 0.250垂直變形量

(mm) 3.801 14.091 12.818 30.021

圖2　可調鋼管支柱水平加壓試驗之荷重-垂直變形圖

(1) 單根垂直加載(A)可調鋼管支柱2.0m（重疊長度170.5cm）

如表4及圖1所示，試驗之抗壓強度為9.242 tonne（公噸力），不過破壞模式明顯因插銷無法承載而失敗，插銷彎曲破壞時約為

2.7tonne。但插銷彎曲破壞後承載力卻持續上升未下降，此因插銷加載垂直向下變形後，導

致上部接管已觸碰到底管底部，故承載力隨即

上升，最後因重疊之接管與底管同時承壓挫屈

而承載力下降。

(B)可調鋼管支柱2.5m（重疊長度120.5cm）如表 4及圖 1所示，抗壓強度為 2 . 9 8 9

tonne，破壞模式與可調鋼管支柱2.0m試驗結果相似，均為插銷撓曲失敗。本試驗可調鋼管支

柱重疊長度為120.5cm，承壓後較不易發生明顯挫屈變形。

(C)可調鋼管支柱3.0m（重疊長度117cm）如表4及圖1所示，加載後之抗壓強度為

2.896 tonne，破壞模式為插銷彎曲破壞，與2.5m試驗結果類似。由於長度不長，同樣可調鋼管支柱相較下不易產生挫屈變形。由(A)、(B)、(C)三項試驗結果得知，插銷之所能承擔之壓力約介於2.8 tonne~3.0 tonne。


288

(D)可調鋼管支柱3.4m（重疊長度30.5cm）依據中國國家標準CNS 5644及CNS 5645

之規定，取可調鋼管支柱平壓法試驗之支柱高

度為340cm，平均承載力須大於4.2 tonne，最小值不得小於3.8 tonne。

本試驗抗壓強度為2.941 tonne，如表6所示，破壞模式為插銷彎曲破壞。因插銷承載強

度較弱，可調鋼管支柱未能達挫屈行為，致使

本次試驗未能達到中國國家標準可調鋼管支柱

要求強度。

表6　 3.4m單根可調鋼管支柱及以#3鋼筋替代插銷之試驗結果

試驗內容

可調鋼管支柱3.4.m、重疊長度

30.5cm


30.5cm


30.5cm


30.5cm


77cm

可調鋼管支柱3.4.m、重疊長度131.5cm

類型I總長

2.5m~4m

類型I總長

2.5m~4m（水平加壓）

類型I總長

2.5m~4m

類型I總長

2.5m~4m

類型II總長

2.5m~4m

類型III總長

2.5m~4m#3鋼筋代替制式插銷

SD280 SD420 SD280 SD280

試驗配置

試驗值(tonne) 2.941 3.230 1.958 2.178 1.969 2.242

垂直變形量(mm) 11.447 9.724 9.642 9.242 9.205 12.334

(E)可調鋼管支柱3.5m（重疊長度67.0cm）如表4及圖1所示，加載後抗壓強度為2.985

tonne，破壞模式與前幾組試驗結果相似，皆為插銷彎曲失敗，挫屈變形不明顯。

(F)可調鋼管支柱4.0m（重疊長度71.5cm）如表4及圖1所示，試驗之抗壓強度為3.070

tonne，破壞模式為插銷受彎曲破壞，試驗結果與前幾組相似，可調鋼管支柱並未產生明顯挫

屈變形。

(G)可調鋼管支柱4.5m（重疊長度21.5cm）如表4及圖1所示，試驗之抗壓強度為1.562

tonne，可調鋼管支柱破壞模式為挫屈變形，可調鋼管支柱挫屈時可看出，上部接管有明顯彎

曲，但底管呈直線無明顯挫屈變形，底管以底

鈑變形為主。此外，插銷變形不明顯。

(2) 單根水平加載(A)可調鋼管支柱3.4m（重疊長度30.5cm）

如表6所示，3.4m可調鋼管支水平加載後之抗壓強度為3.230 tonne，由於破壞模式為插銷彎曲破壞。水平加載結果與垂直加載結果相近。

(B)可調鋼管支柱4.5m（重疊長度21.5cm）如表5及圖2所示，本試驗之試驗抗壓強度

為0.874 tonne，可調鋼管支柱破壞模式為挫屈變形。此水平加載之抗壓強度0.874 tonne與垂直加載之抗壓強度1.562 tonne（見表4），二者誤差不小。主要是水平加載時，可調鋼管支柱

長度過長，可調鋼管支柱自重因懸空而造成向

下彎曲變形，此可視為可調鋼管支柱之起始不

完美或起始缺陷（initial imperfection），依照結構穩定理論，越大之起始缺陷會引致較小之

臨界載重。因此理論上，水平加載時可調鋼管

支柱抗壓強度會較垂直加載結果為小。

(C)可調鋼管支柱6.0m（重疊長度21.5cm）如表5及圖2所示，本試驗之抗壓強度為0.476

tonne，破壞模式與4.5m長度試驗結果相似，為可調鋼管支柱挫屈失敗。亦即支柱變形，以上部接

管彎曲變形為主，底管呈直線變形且底管亦以底

鈑變形為主，插銷變形不明顯。

(D)可調鋼管支柱7.0m（重疊長度21.5cm）如表5及圖2所示，本試驗加載後之抗壓強

度為0.401 tonne，此試驗結果與可調鋼管支柱6.0m長的破壞模式相似，且可調鋼管支柱失敗時插銷並未產生明顯變形。

289


(E)可調鋼管支柱8.0m（重疊長度21.5cm）表5及圖2顯示本試驗抗壓強度為0.250

tonne。載重試驗破壞模式如同前幾組水平加載試驗結果，當可調鋼管支柱長度越長時，其破

壞之挫屈變形也越明顯。

(3) 可調鋼管支柱之柱曲線根據上述垂直及水平加載之單根可調鋼管

支柱載重試驗結果，將試驗所得之抗壓強度與

其高度繪製成單根可調鋼管支柱之柱曲線，如

圖3所示。此柱曲線顯示，本研究所選取用之可調鋼管支柱構材，在4.0m以下時，主要是因為制式插銷失敗造成可調鋼管支柱破壞，承載

力趨向一定值，3.01 tonne。至於長度超過4.0m時，可調鋼管支柱有壓

力構件挫屈失敗的行為。此柱曲線（ln(Pcr)=-0.53L+2.74）可提供技師，在進行可調鋼管支抗壓強度設計時作參考。另外，長度340cm可調鋼管支柱之抗壓強度試驗結果顯示，並不符

合CNS 5644及CNS 5645之規定：340cm可調鋼管支柱以平壓法試驗，平均承載力須大於4.2 tonne，最小值不得小於3.8 tonne。技師在進行可調鋼管支柱設計時，需要多注意。

圖3　可調鋼管支柱之柱曲線


依照CNS 5644及CNS 5645之設置規定，採用3.4m可調鋼管支柱以平壓法進行載重試驗，但將原使用之制式插銷改成三號鋼筋，三

號鋼筋則取工地使用之SD280及SD420兩種型號。

(1) SD280三號鋼筋(A)類型I可調鋼管支柱（重疊長度30.5cm）

試驗結果如表6與圖4所示，加載後之抗壓強度為1.958 tonne，破壞模式為鋼筋插銷之彎曲破壞。試驗結果顯示，3.4m可調鋼管支柱採用SD280三號筋來取代制式插銷，其可調鋼管支柱抗壓強度約為制式插銷配置之67% (=1.958/2.941)，二者強度差距約為1 tonne，此顯示SD280三號鋼筋無法替代制式插銷。

圖4　 3.4m可調鋼管支柱以三號鋼筋代替插銷試驗之荷重-垂直變形圖

(B)類型II可調鋼管支柱（重疊長度77.0cm）此種重疊配置試驗之抗壓強度為1 .969

tonne，試驗結果如表6與圖4所示。本試驗之抗壓強度及破壞模式與前組鋼筋替代試驗結果相

似，同樣為三號鋼筋之彎曲破壞，顯示重疊長

度30.5cm與77.0cm對可調鋼管支柱抗壓強度的


290

影響不明顯。

(C)類型III可調鋼管支柱（重疊長度131.5cm）此種重疊配置加載後之抗壓強度為2.242

tonne，試驗結果如表6與圖4所示。本試驗之破壞模式同樣為三號筋彎曲破壞，不過抗壓強

度較前(B)、(C)兩類試驗稍高，這可能是因為類型III之接管插入底管重疊長度較長，接觸斷面增積增大，能抵抗彎矩的勁度也增大所致，

故造成抗壓強度有約略上升。此種配置浪費構

材，實用上較不理想。

(2) SD420三號鋼筋(A)類型I可調鋼管支柱（重疊長度30.5cm）

使用SD420三號鋼筋為插銷之可調鋼管支柱加載後之抗壓強度2.178 tonne，試驗之破壞模式同樣為三號筋彎曲破壞，試驗結果如表6與圖4所示。(3) 試驗結果比較

圖5　不同型號三號筋替代制式插銷之抗壓強度

由上述可調鋼管支柱試驗結果顯示，

SD280及SD420兩種型號不同特性之三號鋼筋替代制式插銷，承載能力並沒有很大的差別，

僅提升約0.22 tonne(=2.178-1.958)，如表6及圖

5所示。雖然SD280與SD420三號鋼筋之降伏強度不同，但試驗結果顯示二者抗壓強度差異不

大，抗壓強度均比使用制式插銷小，承載力約

為制式插銷的三分之二。三號鋼筋在工地現場

雖然取得方便，顯然並不適合取代制式插銷，

營造安全衛生設施標準第135條規定禁止使用鋼筋取代制式插銷，甚為合理。


本試驗探討可調鋼管支柱結構系統之抗

壓強度及破壞模式，試驗主要分成兩種配置進

行，即：(1).可調鋼管支柱高度固定為3.4m，但組成根數不同，(2).可調鋼管支柱總根數固定為25根，但不同高度配置。可調鋼管支柱結構系統之總抗壓強度與單根計算強度之比較，

將可調鋼管支柱結構系統試驗之總抗壓強度

(A)，除上相同高度之單根可調鋼管支柱試驗值(B)與總根數之乘積(D)((D)=(B)×總根數)，可得其比值(A)/(D)。

另為方便設計用，亦以3.4m單根可調鋼管支柱試驗值(C)為基礎，與不同長度可調鋼管支柱結構系統試驗之總抗壓強度(A)作比較。亦即將不同長度可調鋼管支柱結構系統試驗之總抗

壓強度(A)，除上3.4m單根可調鋼管支柱試驗值(C)與總根數之乘積(E)((E)=(C)×總根數)，可得其比值(A)/(E)。兩種比值可作為工程師以單根可調鋼管支柱抗壓強度，推估整體可調鋼

管支柱結構系統總抗壓強度之參考。

(1) 不同組成根數之3.4m可調鋼管支柱結構系統

本試驗結果如表7及圖6所示，試驗時依照不同根數之可調鋼管支柱，分別進行3.4m可調鋼管支柱之4根、9根、16根、25根之載重試驗，以下重點說明。

291


表7　 3.4m可調鋼管支柱群組有／無圍束水平繫條之試驗結果

試驗內容

無水平繫桿具水平繫桿

（使用90度活扣連接）可調鋼管支柱3.4m(4根)

可調鋼管支柱3.4m(9根)

可調鋼管支柱3.4m

(16根)


(25根)




(16根)


(25根)

試驗配置

試驗值(A)

(tonne) 11.651 25.721 46.918 72.027 11.919 27.017 47.381 75.293

垂直變形量(mm)

9.833 9.319 13.162 15.143 10.872 12.927 13.944 16.093

相同長度之單根試驗值(B)

2.941 2.941 2.941 2.941 2.941 2.941 2.941 2.941

3.4m長之單根試驗值

(C)

2.941 2.941 2.941 2.941 2.941 2.941 2.941 2.941

(D)=(B)

×總根數11.764 26.469 47.056 73.525 11.764 26.469 47.056 73.525

(E)=(C)

×總根數11.764 26.469 47.056 73.525 11.764 26.469 47.056 73.525

(A)/(D) 0.99 0.97 0.997 0.98 1.01 1.02 1.01 1.02(A)/(E) 0.99 0.97 0.997 0.98 1.01 1.02 1.01 1.02

圖6　 3.4m可調鋼管支柱無水平繫條固結試驗之之荷重-垂直變形圖

(A)4根3.4m可調鋼管支柱結構系統（類型I）如表7及圖6所示，試驗之4根3.4m可調鋼

管支柱試驗抗壓強度為11.651 tonne(A)。此與單根3.4m可調鋼管支柱試驗之抗壓強度2.941

tonne與4根之11.764 tonne(=2.941×4)(D)甚為接近，二者比值(A)/(D)約為0.99，如表7所示。結構系統強度與3.4m可調鋼管支柱計算之比值(A)/(E)亦為0.99，如表7所示。表中比值(A)/(E)與比值(A)/(D)相同，以下不再作說明。

本試驗破壞模式基本上是以制式插銷之抗

彎強度不足所致，試驗情形顯示外圍一根可調

鋼管支柱因達到臨界載重後，可調鋼管支柱有

挫屈彎曲變形產生。

(B)9根3.4m可調鋼管支柱結構系統（類型I）表7及圖6顯示9根3.4m可調鋼管支柱結構

系統加載後之抗壓強度為25.721 tonne(A)，此與9根可調鋼管支柱乘上3.4m單根可調鋼管支柱試驗強度之26.469 tonne(=2.941×9)(D)，二者比值(A)/(D)約為0.97，如表7所示。此外，9根3.4m可調鋼管支柱試驗之破壞模式與4根試驗之失敗行為相似，均為插銷承受彎曲破壞。

(C)16根3.4m可調鋼管支柱結構系統（類型I）表7及圖6顯示16根3.4m可調鋼管支柱試驗

加載後之抗壓強度為46.918 tonne。此強度與16根可調鋼管支柱乘上單根可調鋼管試驗承載力

所得之47.056 tonne甚為接近，二者比值(A)/(D)約為0.997，如表7所示。

16根破壞模式與4根及9根結構系統失敗模式相似，皆以插銷彎曲破壞為主。不過當某些

插銷彎曲破壞時，可調鋼管支柱結構系統力量

會重新分配，單根可調鋼管支柱承載力達其臨

界載重時，單根可調鋼管支柱仍會產生挫屈變

形。

(D) 25根3.4m可調鋼管支柱結構系統（類型I）表7及圖6顯示25根3.4m可調鋼管支柱加載

結果後之抗壓強度為72.027 tonne，。此強度與單根可調鋼管試驗承載力乘上25根後所得之73.525 tonne接近，二者比值(A)/(D)約為0.98，如表7所示。


292

25根可調鋼管支柱結構系統試驗中，可調鋼管支柱仍以插銷彎曲變形為主，不過仍有

4~6根可調鋼管支柱有挫屈變形產生，挫屈變形方向皆在不同方向，不過仍以外圍支柱發生

較為明顯。

(E)結果討論上述3.4m可調鋼管支柱結構系統主要受制

式插銷彎曲強度控制，故不論是4根、9根、26根或25根，結構系統整體抗壓強度，可用單根可調鋼管支柱直接乘上相應根數，即經由計算

得到整體結構系統之抗壓強度。此數據是以本

試驗所購買的材料為主，其他不同公司材料，

則需要經由相同步驟之試驗確認，方可使用本

章節得之結論。

(2) 不同高度配置之25根可調鋼管支柱結構系統

試驗結果如表8及圖7所示，在高度分別為4.0m、4.5m、5.5m情況下進行25根可調鋼管支柱之載重試驗，以確認此三種高度下可調鋼管

支柱結構系統之抗壓強度及破壞模式。

圖7　 25根可調鋼管支柱無水平繫條固結試驗之荷重-垂直變形圖

表8　不同長度可調鋼管支柱25根群組有／無圍束水平繫條之試驗結果

試驗內容無水平繫桿具水平繫桿

（使用90度活扣連接）可調鋼管支柱4.0m（25根）

可調鋼管支柱4.5m（25根）





試驗配置

試驗值(A)

(tonne)57.141 39.633 35.596 70.996 56.595 54.984

垂直變形量(mm) 10.969 8.645 6.098 12.934 10.870 9.764

相同長度之單根試驗值(B)

3.070 2.070 1.419 3.070 2.070 1.419

3.4m長之單根試驗值(C)

2.941 2.941 2.941 2.941 2.941 2.941

(D)=(B)×總根數

76.750 51.75 35.475 76.750 51.75 35.475

(E)=(C)×總根數

73.525 73.525 73.525 73.525 73.525 73.525

(A)/(D) 0.74 0.77 1.00 0.93 1.09 1.55(A)/(E) 0.78 0.54 0.48 0.92 0.77 0.75

(A) 25根4.0m可調鋼管支柱結構系統（類型II）由表8及圖7顯示，試驗所得類型II之25

根可調鋼管支柱結構系統抗壓強度為57.141 tonne(A)。此結構系統抗壓強度與單根4.0m可調鋼管支柱試驗值3.07 tonne乘上25根所得之76.75 tonne(D)有段差距，二者比值(A)/(D)約為0.74，如表8所示。

單根3.4m可調鋼管支柱試驗值2.941 tonne乘上25根後，可得計算之結構系統抗壓強度73.525 tonne。試驗之結構系統抗壓強度與計算之結構系統抗壓強度的比值(A)/(E)約為0.78，如表8所示，其與4.0m承載力之(A)/(D)為0.74差異不大。可調鋼管支柱長度越長，越容易受挫

屈失敗控制，相較下此時制式插銷彎曲失敗則

不明顯。本試驗可調鋼管支柱長度為4.0m，鋼管大多數破壞為挫屈失敗，顯示4.0m長之可調鋼管支柱已足夠會先引致挫屈。當結構系統受

293


壓達其臨界載重時，可調鋼管支柱會產生瞬間

挫屈而終至破壞。

(B) 25根4.5m可調鋼管支柱結構系統（類型III）由表8及圖7顯示，試驗所得類型 I I I之

25根4 .5m可調鋼管支柱抗壓強度為39 .633 tonne(A)。又單根4.5m可調鋼管支柱試驗值2.07 tonne乘上25根可得51.75 tonne(D)，本試驗之結構系統強度與計算之結構系統強度的比值(A)/(D)約為0.77，如表8所示。

單根3.4m可調鋼管支柱試驗值2.941 tonne乘上25根後，可得計算之結構系統抗壓強度73.525 tonne。試驗之結構系統抗壓強度與計算之結構系統抗壓強度的比值(A)/(E)約為0.54，如表8所示。

此25根試驗結果與前組4.0m試驗類似，系統失敗之破壞模式為大多數的可調鋼管支柱發

生挫屈變形，且支柱挫屈時大多數插銷未產生

變形。加載過程中，可調鋼管支柱由少數幾根

的挫屈變形，逐漸演變至其他可調鋼管支柱產

生挫屈變形，最後造成整體結構系統失敗。

(C) 25根5.5m可調鋼管支柱結構系統（類型IV）由表8及圖7顯示，試驗所得類型IV之25

根5.5m可調鋼管支柱結構系統之抗壓強度為35.596 tonne(A)。

此長度計算之結構系統抗壓強度，為單根

5.5m可調鋼管支柱試驗值1.419 tonne乘上25根可得35.475 tonne(D)，試驗之結構系統強度與計算之結構系統強度的比值(A)/(D)約為1.00，如表8所示。

單根3.4m可調鋼管支柱試驗值2.941 tonne乘上25根後，可得計算之結構系統抗壓強度73.525 tonne。本試驗之結構系統抗壓強度35.596 tonne與計算之結構系統抗壓強度73.525 tonne，二者的比值(A)/(E)約為0.48，如表8所

示。此25根試驗破壞模式與4.5m可調鋼管支柱試驗結果相似，均是受挫屈行為控制。結構系

統中可調鋼管支柱挫屈失敗時，插銷彎曲破壞

不明顯，甚至未破壞。


本試驗針對多根可調鋼管支柱結構系統，

以相互垂直兩個方向配置之水平繫條作補強，

以確認水平繫條提升抗壓強度的補強效果。此

相互垂直配置之水平繫條在實驗配置時並未頂

至側邊穩固物，這是模擬工地實際組搭情況，

即相互垂直配置之水平繫條，並未頂至已經乾

固之鋼筋混凝土柱或牆上。試驗結果如表7及表8所示。

本試驗以90度活扣連接水平繫條於可調鋼管支柱上，針對3.4m可調鋼管支柱進行4根、9根、16根、25根等之可調鋼管支柱結構系統之載重試驗，試驗結果如圖8所示。

圖8　不同根數之3.4m可調鋼管支柱具水平繫條固結試驗之荷重-垂直變形圖

此外，也在高度4.0m、4.5m、5.5m不同情況下，進行25根可調鋼管支柱連接水平繫條之載重試驗，以確認水平繫條在不同可調鋼管支

柱高度下之影響，試驗結果如圖9所示。


294

圖9　不同長度25根可調鋼管支柱具水平繫條試驗之荷重-垂直變形圖

(1) 不同組成根數之 3.4 m 可調鋼管支柱結構系統

(A)4根3.4m可調鋼管支柱結構系統（類型I）如表7及圖8所示，試驗之具水平繫條之

4根3.4m可調鋼管支柱結構系統抗壓強度為11.919 tonne(A)。此抗壓強度與單根3.4m可調鋼管支柱試驗之抗壓強度2.941 tonne與4根之11.764 tonne(=2.941×4)(D)甚為接近，二者比值(A)/(D)約為1.01，如表7所示。此結構系統抗壓強度與3.4m可調鋼管支柱計算之比值(A)/(E)亦為1.01，如表7所示。由於表7中比值(A)/(E)與比值(A)/(D)相同，故以下不再作說明。

4根具水平繫條之3.4m可調鋼管支柱結構系統抗壓強度11.919 tonne，與無水平繫條之抗壓強度11.651 tonne比較，二者比值約為1.02(=11.919/11.651)，如表9所示。此顯示水平繫條對4根3.4m可調鋼管支柱結構系統之抗壓強度的提升效果有限。

由試驗結果可得知，比較無水平系調之4根3.4m可調鋼管支柱結構系統，水平繫條無法明顯大幅提升承載力，且其破壞模式為插銷彎

曲破壞。

表9　不同根數3.4m可調鋼管支柱結構系統有／無圍束水平繫條之抗壓強度

試驗內容無水平繫桿(A)可調鋼管支柱3.4m（4根）

(A1)


(A2)


(A3)


(A4)

試驗配置

試驗值(tonne) 11.651 25.721 46.918 72.027(B)/(A) -- -- -- --試驗內容具水平繫桿（使用90度活扣連接）(B)


(B1)


(B2)


(B3)


(B4)

試驗配置

試驗值(tonne) 11.919 27.017 47.381 75.293(B)/(A) 1.02 1.05 1.01 1.05

(B)9根3.4m可調鋼管支柱結構系統（類型I）如表7及圖8所示，試驗之9根具水平繫

條之3.4m可調鋼管支柱結構系統抗壓強度為27.017 tonne(A)。此強度與9根可調鋼管支柱乘上3.4m單根可調鋼管支柱試驗強度之26.469 tonne(=2.941×9)(D)甚為接近，二者比值(A)/(D)約為1.02，如表7所示。

9根具水平繫條之3.4m可調鋼管支柱結構系統抗壓強度27.017 tonne，與無水平繫條之抗壓強度25.721 tonne比較，二者比值約為1.05(=27.017/25.721)，如表9所示。此顯示水平繫條對9根3.4m可調鋼管支柱結構系統之抗壓強度的提升效果有限。

本9根可調鋼管支柱結構系統試驗之破壞模式主要為插銷之彎曲失敗，試驗結果與4根具水平繫條之3.4m可調鋼管支柱失敗相似，水平繫條無法明顯提升結構系統之抗壓強度。(C)16根3.4m可調鋼管支柱結構系統（類型I）

表7及圖8顯示16根具水平繫條之3.4m可調鋼管支柱結構系統試驗之抗壓強度為47.381 tonne(A)，此強度與16根乘上3.4m單根試驗強

295


度之47.056 tonne(=2.941×16)(D)，二者比值(A)/(D)約為1.01，如表7所示。本試驗之破壞模式與前幾組試驗相似，主要為插銷彎曲破壞，

結構系統整體挫屈不明顯。

16根具水平繫條之3.4m可調鋼管支柱結構系統抗壓強度47.381 tonne，與無水平繫條之抗壓強度46.918 tonne比較，二者比值約為1.01 (=47.381/46.918)，如表9所示。此顯示水平繫條對16根3.4m可調鋼管支柱結構系統之抗壓強度的提升不明顯。

(D) 25根3.4m可調鋼管支柱結構系統（類型 I）如表7及圖8所示，試驗之25根具水平繫條

3.4m可調鋼管支柱結構系統抗壓強度為75.293 tonne(A)。此強度與25根乘上3.4m單根試驗強度之73.525 tonne(=2.941×25)(D)，二者比值(A)/(D)約為1.02(=75.293/73.525)，如表7所示。本試驗之破壞模式也與前幾組試驗相似，主要

為插銷彎曲破壞，結構系統整體挫屈行為不明

顯。

25根具水平繫條之3.4m可調鋼管支柱結構系統抗壓強度75.293 tonne，與無水平繫條之抗壓強度72.027 tonne比較，二者比值約為1.05(=75.293/72.027)，如表9所示。此顯示水平繫條對25根3.4m可調鋼管支柱結構系統之抗壓強度的提升不明顯。本試驗失敗模式與前幾組

試驗結果相似，主要為插銷彎曲破壞。

(2) 不同高度配置之 25 根可調鋼管支柱結構系統

(A) 25根4.0m可調鋼管支柱結構系統（類型 II）表 8及圖 9所顯示具水平繫條之 2 5根

4.0m可調鋼管支柱試驗之抗壓強度為70.996 tonne。本結構系統抗壓強度與單根4.0m可調鋼管支柱試驗值3.07 tonne乘上25根所得之76.75 tonne有段差距，二者比值(A)/(D)約為0.93(=70.996/76.75)，如表8所示。

單根3.4m可調鋼管支柱試驗值2.941 tonne乘上25根後，可得計算之結構系統抗壓強度73.525 tonne。本試驗4.0m長之結構系統抗壓強度與計算之結構系統抗壓強度的比值(A)/(E)約為0.92，如表8所示，其與4.0m承載力之(A)/(D)為0.93甚為接近。

25根具水平繫條之4.0m可調鋼管支柱結構系統抗壓強度70.996 tonne，與無水平繫條之抗壓強度57.141 tonne比較，二者比值約為1.24 (=70.996/57.141)，如表10所示。此顯示水平繫條對25根4.0m可調鋼管支柱結構系統之抗壓強度有部分提升效果。

表10　不同長度25根可調鋼管支柱結構系統有／無圍束水平繫條之抗壓強度

試驗內容無水平繫桿(A) 具水平繫桿（使用90度活扣連接）(B)


(A1)


(A2)


(A3)


(B1)


(B2)


(B3)

試驗配置

試驗值(tonne) 57.141 39.633 35.596 70.996 56.595 54.984

(B)/(A) -- -- -- 1.24 1.43 1.54

此25根之4.0m高度試驗與前組同樣數量3.4m試驗結果不同，由於可調鋼管支柱增長，可調鋼管支柱產生挫屈變形。某些可調鋼管支

柱的挫屈變形會牽動水平繫條，最後引致整體

結構系統中可調鋼管支柱產生相互水平拉扯，

進而造成整體結構系統的挫屈。

(B) 25根4.5m可調鋼管支柱結構系統（類型 III）如表8及圖9所示，25根具水平繫條之4.5m

可調鋼管支柱試驗之抗壓強度為56.595 tonne。單根4.5m可調鋼管支柱試驗值2.07 tonne乘上25根可得51.75 tonne(D)，本試驗之結構系統


296

強度與計算之結構系統強度的比值(A)/(D)約為1.09，如表8所示。

單根3.4m可調鋼管支柱試驗值2.941 tonne乘上25根後，可得計算之結構系統抗壓強度73.525 tonne。本試驗4.5m長之結構系統抗壓強度與計算之結構系統抗壓強度的比值(A)/(E)約為0.77，如表8所示。

25根具水平繫條之4.5m可調鋼管支柱結構系統抗壓強度56.595 tonne，與無水平繫條之抗壓強度39.633 tonne比較，二者比值約為1.43(=56.595/39.633)，如表10所示。此顯示水平繫條對25根4.5m可調鋼管支柱結構系統之抗壓強度能有提升效果。

本試驗結果與4.0m試驗結果相似，挫屈變形造成水平繫條牽動連結其上之可調鋼管支

柱，進而而造成群體整個結構之整體挫屈。

(C) 25根5.5m可調鋼管支柱結構系統（類型IV）表8及圖9顯示25根具水平繫條之5.5m可調

鋼管支柱試驗抗壓強度為54.984 tonne。此長度計算之結構系統抗壓強度，為單根

5.5m可調鋼管支柱試驗值1.419 tonne乘上25根可得35.475 tonne(D)，試驗之結構系統強度與計算之結構系統強度的比值(A)/(D)約為1.55，如表8所示。

單根3.4m可調鋼管支柱試驗值2.941 tonne乘上25根後，可得計算之結構系統抗壓強度73.525 tonne。本試驗之結構系統抗壓強度54.984 tonne與計算之結構系統抗壓強度73.525 tonne，二者的比值(A)/(E)約為0.75，如表8所示。

25根具水平繫條之5.5m可調鋼管支柱結構系統抗壓強度54.984 tonne，與無水平繫條之抗壓強度35.596 tonne比較，二者比值約為1.54(=54.984/35.596)，如表10所示。此顯示水平繫條對25根5.5m可調鋼管支柱結構系統之抗

壓強度能有提升效果。

本試驗結果顯示，5.5m可調鋼管支柱結構系統抗壓強度及破壞模式，與4.5m試驗結果之挫屈失敗情況差異不大。

(3) 試驗結果比較(A)水平繫條影響

本研究依據CNS 5644及CNS 5645中平壓法規定，採用3.4m可調鋼管支柱進行結構系統載重試驗，確認水平繫條對結構系統之影響。

如表9所示，3.4m長之可調鋼管支柱在有、無圍束水平繫條之結構系統抗壓強度非常接近。

主要是因此長度下，可調鋼管支柱主要是受插

銷強度控制，致使水平繫條對整體結構系統抗

壓強度提升效果不明顯。

至於水平繫條對長度大於3.4m之可調鋼管支柱結構系統承載力之影響，顯示25根不同高度可調鋼管支柱結構系統試驗抗壓強度，可調

鋼管支柱長度越長時，圍束之水平繫條對於提

升結構系統抗壓強度越明顯，此與3.4m之可調鋼管支柱結構系統情況極為不同。

(B)單根抗壓強度表11顯示本研究各種不同配置結構系統單

根可調鋼管支柱之平均抗壓強度，亦即整體結

構系統抗壓強度除上總根數。由表11中可以發現，可調鋼管支柱長度為3.4m時以插銷破壞為主；有、無圍束水平繫條之可調鋼管支柱結構

系統的單根平均抗壓強度，與單根可調鋼管支

柱抗壓強度之試驗值甚為接近。

不過，當可調鋼管支柱的長度增加後，

可調鋼管支柱結構系統單根平均抗壓強度要比

3.4m單根可調鋼管支柱抗壓強度之試驗值低，無水平繫條圍束情況要比有水平繫條圍束的抗

壓強度低。此表示水平繫條圍束效果對提升整

體結構系統抗壓強度有限，可以考慮採用其他

強度較高之支撐構材處理，如框式鋼管鷹架或

297


系統鷹架等。

表11　可調鋼管支柱結構系統試驗之平均單根承載力

結構系統可調鋼管支柱類型


無水平繫桿








根數(A) 1根 4根 9根 16根 25根 25根 25根 25根試驗值

tonne(B) 2.941 11.651 25.721 46.918 72.027 57.141 39.633 35.596

平均單根承載力

tonne(B)/(A)2.941 2.913 2.858 2.932 2.881 2.286 1.585 1.424

結構系統可調鋼管支柱類型


具水平繫桿








根數(A) 1根 4根 9根 16根 25根 25根 25根 25根試驗值

tonne(C) 2.941 11.919 27.017 47.381 75.293 67.898 51.997 54.984

平均單根承載力

tonne(C)/(A)2.941 2.980 3.002 2.961 3.012 2.716 2.080 2.199

結論與建議

本研究主要針對可調鋼管支柱承載力及破

壞模式進行試驗研究，由於僅向一家可調鋼管

支柱廠商採構材料，故研究結果有其拘限性。

另外，本研究採用制式GIP鋼管搭配直角活扣作為水平繫條，且水平繫條兩端沒有連結在穩

固結構體上，此為模擬工地水平繫條不易固結

在已乾固RC牆柱之現況，而與營造安全衛生設施標準第135條規定不同。綜合本試驗研究結果可得以下結論：

1. CNS 5644及CNS5645中規定可調鋼管支柱平壓法之抗壓強度之平均值在4.2 tonne以上、最小值在3.8 tonne以上。本研究單根3.4m可調鋼管支柱試驗之抗壓強度為2.941 tonne，低於CNS 5644規範之規定值。

2. 單根可調鋼管支柱長度低於4.0m時，主要為插銷彎曲失敗；可調鋼管支柱長度大於

4.0m時，為典型之挫屈失敗。

3. 單根可調鋼管支柱之柱曲線，受制於插銷

之彎曲強度，於高度4.0m（含）以下時抗壓強度約為固定值，柱曲線中抗壓強度為

一水平線；但高度介於4m～8m間，柱曲線會隨可調鋼管支柱長度增加，其抗壓強

度呈遞減趨勢。

4. 3.4m單根可調鋼管支柱使用三號鋼筋取代制式插銷，將使抗壓強度下降約三成

以上。工地不宜使用三號鋼筋替代制式插

銷。制式插銷遺失或毀損時，應向原廠商

訂購符合規範規定之制式插銷。此外，亦

可考慮將制式插銷改用較強材質，以提升

插銷之抗彎強度。

5. 無水平繫條圍束補強之3.4m可調鋼管支柱結構系統（4根、9根、16根、25根）之整體抗壓強度，約為單根3.4m可調鋼管支柱抗壓強度乘上相應結構之總根數。這主要

是因3.4m可調鋼管支柱是因插銷彎曲失敗控制所致。

6. 無水平繫條圍束補強之不同長度25根可調鋼管支柱結構系統（4.0m、4.5m、5.5m）試驗結果顯示，可調鋼管支柱長度4.0m（含）以上容易產生挫屈。

7. 以水平繫條圍束補強時，可調鋼管支柱結

構系統（4根、9根、16根、25根）之整體抗壓強度，與單根3.4m可調鋼管支柱抗壓強度乘上相應結構之總根數之計算所得之

抗壓強度相比，也逐漸增加趨勢。且水平

繫條對4.0m以上之可調鋼管支柱，較能發揮補強效果防止側向變形。

8. 水平繫條固結在3.4m可調鋼管支柱結構系統時，整體結構抗壓強度與無水平繫條固

結之結構系統情況差異不大，此顯示此時

水平繫條無法有效提升整體結構系統抗壓

強度，但能有效防止施工時之水平側力的


298

影響。

9. 水平繫條固結在長度超過4m之可調鋼管支柱結構系統時，整體結構抗壓強度，約

可提升20～50%無水平繫條固結之結構系統抗壓強度，且隨著支柱高度的增加承載

力補強效果有增加的趨勢。此顯示較高支

柱之水平繫條能提升部分結構系統抗壓強

度，且結構系統能有效防止施工時水平側

力。

10. 在工程實務上，組搭水平繫條需要大量的人力與工時，且水平繫條大範圍固結後將

有影響送料通路等施工問題，工程施工單

位在組搭水平繫條補強時需一併考量。此

時或許可以考慮採用強度較高之支撐構材

取代可調鋼管支柱，如框式鋼管鷹架或系

統鷹架等構材。

11. 將可調鋼管支柱結構系統除上相應總根數之抗壓強度，與單根可調鋼管支柱抗強度

相比，可以發現3.4m情況，抗壓強度前者與後者二數值相近；但是超過3.4m時，抗壓強度前者要比後者小，且無水平繫條者

要比有水平繫條要少更多。

致謝

本研究經費由勞動部勞動及職業安全衛生

研究所「IOSH102-S313建築工程模板支撐穩定性及安全設計規範之探討」研究計畫提供，可

調鋼管支柱之載重試驗，由研究生吳忠衛及林

永泉等人協助完成，特此予以致謝。

參考文獻

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Experimental Study on Load Capacities and Failure Models of Tubular Steel Adjustable Shores

299

Research Articles

Experimental Study on Load Capacities and Failure Models of Tubular Steel Adjustable Shores

Jui-Lin Peng1　 Chen-Chung Lin2

　Chong-Yang Kao2　Tsung Yen3

How-Ji Chen3　Chung-Ho Huang4

　Shu-Ken Lin3

1　 Department of Civil and Construction Engieering, National Yunlin University

2　 Institute for Occupational Safety & Health, Ministry of Labor3　 Department of Civil Engineering, National Chung Hsing University4　 Department of Civil Engineering, National Taipei University of

Technology

Abstract

The falsework of tubular steel adjustable shore (TSAS) is typically adopted in reinforced concrete

buildings which have a low headroom and insignificant slab loads. The TSAS is easily setup and

conveniently conveyed, so contractors commonly use it in construction sites in spite of the low bearing

capacity of TSAS. However, the structural design information of TSAS is insufficient. Thus, the TSAS

usually collapses on construction sites. This study mainly focuses on the bearing capacities and failure

models of TSAS based on experimental tests. The research result shows that the failure of TSAS has

two types. The connecting tube-lock of TSAS fails when the shore length is less than four meters. The

TSAS is typically buckling when the shore length is greater than four meters and the the compressive

strength of TSAS reduces with the increase of the shore length. It is found that the reinforcing

steel of number 3 is not appropriate for using as a connecting tube lock due to its low strength. The

compressive strengths of TSAS systems of 3.4-meter height based on four, nine, sixteen, twenty-

five shores with and without horizontal braces in tests were close to the compressive strength of an

isolated shore times the total shore numbers. However, the compressive strength of TSAS systems of

3.4- meter height based on twenty-five shores without horizontal braces in test was less than that of

an isolated shore times the total shore numbers. The engineers need to pay attention to this specific

Accepted 19 April, 2016 Correspondence to: Chen-Chung Lin, Institute of Labor, Occupational Safety and Health, Ministry of Labor, No.99, Lane 407, Hengke Rd., Sijhih District, New Taipei City 22143, Taiwan(R.O.C.), Email address: [email protected]


300

issue in shoring structural design. Based on horizontal braces setup on shoring systems on actual

construction sites, the compressive strength of the TSAS system with the shore length of 3.4 meters

increases insignificantly. However, the compressive strength of the TSAS system with the shore length

of greater than 3.4 meters tied by horizontal braces increases about 20% ~ 50%. However, frame-

type scaffolds or system scaffolds are apporpriate for substituting the TSAS in the same headroom of

buildings. The horizontal braces can provide the TSAS from the failure induced by the lateral forces

during construction.

Keywords: Bearing capacity, Buckling, Compressive strength, Falsework, Horizontal brace, Tubular

steel adjustable shore

301

配電箱（盤）電弧閃光灼傷之危害分析

論文


蘇文源1　辜志承

2　賴皓鋒

2


2　國立臺灣科技大學

摘要

電弧閃光灼傷危害係從事配電箱（盤）作業時，僅次於感電危害之電氣災害，但國內目前

欠缺有關電弧閃光灼傷危害之相關文獻及技術資料，且未有相關國家標準，而一般事業單位或

電機技師等大都也沒有實施相關配電箱（盤）之電弧閃光灼傷危害分析。

本文首先探討IEEE 1584標準之電弧閃光灼傷危害分析方法，並彙整有關NFPA-70E有關

電弧閃光個人防護裝備之選用及危險警告標示等規定，最後以供電系統包含22.8kV、380V及

220V等三個電壓等級之某電子工廠，建立進行配電箱（盤）電弧閃光灼傷危害分析之實際範

例，以提供電氣配線設計者、電業、半導體業、石化業、鋼鐵業等電力用戶事業單位進行電弧

閃光灼傷危害評估與計算參採，及勞動檢查單位檢查參考，以降低配電箱（盤）電氣作業之電

弧閃光灼傷危害事故。

關鍵字：電弧閃光、個人防護裝備、配電箱

民國 104 年 11 月 12 日投稿，民國 105 年 3 月 16 日修改，民國 105 年 4月 19 日接受。通訊作者：蘇文源，勞動部勞動及職業安全衛生研究所，22143新北市汐止區橫科路407巷99號，電子郵件信箱： [email protected]。


302

前言

配電盤發生電弧閃光事故，其電弧閃光

能量會造成人員與設備嚴重的傷亡與損失。電

弧閃光的燃燒常常發生在盤門、盤壁及匯流排

等地方，燃燒效應會熔斷設備與導線，因而釀

成火災。在配電盤附近的工作人員，身體會因

高溫而灼傷，衣服也因為著火熔化，使傷勢加

重，爆出的氣體可能含有一氧化碳、銅或鋁氣

化等有毒氣體，造成身體的傷害。因此電弧閃

光危害一直是現場電氣工作人員除感電外的最

大隱藏風險，其嚴重性和感電一樣可能會致

命，但國內過去卻未被重視予以研究與積極防

範。

美國及加拿大自1980年代即開始投入大量資金研究電弧事故與防範措施，其電力業

界也早在2000年以前就已有實施防範電弧的相關措施。這些措施在美國防火協會（National Fire Protection Association, NFPA）、美國電機與電子工程師協會（Institute of Electricaland Electronics Engineers, IEEE）、美國國家電氣規範（National Electrical Code, NEC）、美國國家電氣安全規範（National Electrical Safety Code, NESC）及美國職業安全衛生署（Occupational Safety and Health Administration, OSHA）等之相關法規與標準，皆有相關之規定與要求。

IEEE 1584[1]是美國電機與電子工程師協會專為計算電弧閃光之危害距離與能量而編製

的指導應用文件，在2002年提出電弧閃光能量數學計算模型，這些計算式係根據1990年起執行的實驗資料，經過分析研究後而發展出之電

弧閃光能量分析公式，主要功能為分析電弧閃

光能量與電弧閃光危險距離，而其與另一經常

被引用之美國防火協會NFPA 70E[2]之電弧閃光能量計算式或查表法等比較，IEEE 1584之

計算結果較為準確，且應用範圍也較廣泛。

危害分析

目前IEEE 1584與NFPA 70E是國際間弧光分析之重要參考標準，因此有關電弧閃光危害

分析，主要係根據IEEE 1584與NFPA 70E所提供之弧光分析能量模型及表格等，決定其弧

光能量（Incident energy）大小或等級（NFPA 70E-2012[3]稱為危險等級，NFPA 70E-2015[2]稱為個人防護具等級）及弧光保護邊界（Arc flash boundary），以提供依照NFPA 70E之建議，選用相對應之個人防護裝備，此外，在弧

光危險區也需標示弧光警告標示。

IEEE 1584之弧光能量計算方程式的適用範圍，電壓從208V到15kV，短路電流從0.7kA到106kA，而NFPA 70E附錄D中，有關電壓等級600V以上之開放式無箱體設備（open air），其弧光能量與弧光危險距離之計算參考Lee所提出的計算公式，且其計算之能量隨電壓等級增加而越趨保守；另電壓等級600V以下，則參考Doughty, et al.提出之計算公式，適用範圍短路電流從16kA到50kA。因此IEEE 1584適用範圍明顯比NFPA 70E寬廣許多，且IEEE 1584方程式的變數較NFPA 70E的變數多，而NFPA 70E在弧光能量計算，則相對保守許多，但IEEE 1584因為計算繁複，其準確度也比較高，所以本文也採用IEEE 1584進行危害分析與計算，分析流程如圖1。

1. 分析流程

(1) 蒐集系統與現場安裝資料收集系統單線圖，包括變壓器、傳輸

線、迴路分佈、保護電驛、電容器、含保

護設備之斷路器、無熔絲開關型號、電壓

等級等等，各元件之參數。

303


(2) 決定系統操作方式除了系統參數外，系統的操作方式

也將影響短路電流的大小，例如系統含一

個或多個饋線、備用匯流排斷路器開關狀

態、一個或多個饋線供應、發電機使用中

或備用等。

(3) 計算三相短路電流根據系統單線圖，計算出短路電流，

而弧光分析所需之短路電流為三相短路電

流。

(4) 蒐集系統電壓及導線間距蒐集每個匯流排之系統電壓及導線間

距，IEEE 1584有導線間距典型值之相關規範。

(5) 計算弧光閃絡電流利用三相短路電流依IEEE 1584建議之

公式推算弧光閃絡電流，由於電弧產生時

將帶有電弧阻抗，因此一般而言弧光電流

將會比三相短路電流小，在1kV以下之低壓系統尤其明顯。

(6) 依據保護方式預測故障清除時間電弧閃光燃燒時間將影響電弧能量的

大小，根據電流反時特性曲線及不同保護

設備，須選用不同的時間，如保險絲由清

除時間來決定持續時間，斷路器則由跳脫

時間來決定。

(7) 蒐集工作距離電弧閃光能量定義為電弧閃光發生地點

與人員之臉與胸接觸面之距離，而非與手的

距離，IEEE 1584有工作距離之典型值。(8) 計算弧光能量

透過IEEE 1584之經驗公式，帶入以上參數，計算弧光能量。

(9) 計算弧光保護邊界利用計算弧光能量之公式反推，並帶

入人可承受之最低弧光能量1.2 cal/cm2，得

到弧光保護邊界。

(10) 產生警告標籤參考NFPA 70E 之規範產生警告標籤。

圖1　電弧閃光之危害分析流程圖


304

2. 能量模型

IEEE 1584的弧光分析方程式，係透過三相短路電流計算，以討論弧光電流、弧光能量

與弧光危險距離之關係，表1、表2及表3分別為設備與電壓等級之距離係數、設備種類與

典型的工作距離及設備種類與典型母線間距表

[1]。

表1　設備與電壓等級之距離係數[1]系統電壓(kV) 設備種類典型導體間距(mm) 距離係數(x)

0.208~1

開放式 10~40 2.000開關箱 32 1.473

馬達控制中心與配電盤 25 1.641電纜 13 2.000

>1~5開放式 102 2.000開關箱 13~102 0.973電纜 13 2.000

>5~15開放式 13~153 2.000開關箱 153 0.973電纜 13 2.000

表2　設備種類與典型的工作距離[1]設備種類典型工作距離(mm)

15kV開關箱 9105kV開關箱 910低壓開關箱 610

低壓馬達控制中心及配電盤 455電纜 455其他依現場情況決定

表3　設備種類與典型母線間距[1]設備種類典型母線間距(mm)

15kV開關箱 1525kV開關箱 104低壓開關箱 32

低壓馬達控制中心及配電盤 25電纜 13其它未要求

(1) 弧光電流IEEE 1584依短路電流推算弧光電流(Ia)

之公式，係根據電壓範圍來區分，分別為

208V~1.0kV與1.0kV~15kV，而超過15kV以上，則使用Lee Method之公式來計算。不

同電壓範圍的弧光電流公式分別如式(1)、式(2)及式(3)所示[1]。(A) 系統電壓：0.208kV~1.0kV

lgIa= K+0.662 lgIbf+0.0966V+0.000526G+

0.5588V(lgIbf)-0.00304G(lgIbf) …… (1)

(B) 系統電壓：1.0kV~15kV

lgIa=0.00402+0.983 lgIbf …………… (2)

(C) 系統電壓：15kV以上

Ia=Ibf ……………………………… (3)

lg：log10

Ia：弧光電流(kA) K：開放式取-0.153，密閉式取-0.097 Ibf：短路電流(kA) V：系統額定電壓(kV) G：導體間距離(mm)

(2) 弧光能量IEEE 1584依短路電流計算弧光能量

(En)之公式，亦根據電壓範圍來區分，為0.208kV~15kV與15kV以上，而超過15kV以上，則使用Lee Method之公式來計算。不同電壓範圍的弧光能量公式分別如式(5)及式(6)所示。

(A) 系統電壓：0.208kV~15kV

lgEn=K1+K2+1.081 lgIa+0.0011G … (4)

E=CfEn (t

0.2)(610x

Dx ) ………………… (5)

當系統電壓小於1kV時，需額外計算0.85Ia弧光電流時之能量，並取兩者間較大者。

305


(B) 系統電壓：15kV以上

E=5.12×105VIbf (t

D2 ) …………… (6)

lg：log10

En：在弧光持續 0 . 2秒，工作距離610mm條件下之弧光能量(J/cm2)

E：弧光能量(Incident Energy)(cal/cm2) Cf：電壓大於1kV取1，電壓小於1kV

取1.5 D：弧光故障點到人接觸面的距離(mm) x：距離係數 t：弧光電流持續時間(sec) K1：開放式取-0.792，密閉式取-0.555 K2：接地系統為-0.113，非接地及高

阻抗接地系統為0(3) 弧光危險距離

NFPA 70E規定的危險距離標示如圖2所示，由中心點開始，分別為活電區、限

制區（Restricted space）、限制接近邊界（Restricted Approach Boundary）、管制區（Limited space）、管制接近邊界（Limited Approach Boundary）與弧光保護邊界（Flash Protection Boundary）[2]。

圖2　電弧閃光接近邊界

(A) 弧光保護邊界定義為弧光能量等於1.2 cal/cm2 (5J/cm2)時，人員與弧光發生處的距離。

(B) 管制接近邊界僅受訓合格人員，方可接近可能暴露活

電設備部分的邊界地區，未具資格人員

除非有合格人員陪同，否則不可進入。

(C) 限制接近邊界唯有合格人員並需具有適當的電擊防護

及個人防護設備，才可進入可能接觸到

暴露活電部分的邊界地區。

表4　接近邊界距離表[2]系統電壓管制接近邊界

限制接近邊界相對相電壓

外露的可移動導體

外露的固定線路部分

0~50V 無明確規定無明確規定無明確規定

50~150V 3.0 m (10 ft 0 in.) 1.0 m (3 ft 6 in.) 避免接近

151~750 3.0 m (10 ft 0 in.) 1.00 m (3 ft 6 in.) 0.3 m(1 ft 0 in.) 751~15kV 3.0 m (10 ft 0 in.) 1.5 m (5 ft 0 in.) 0.7 m(2 ft 2 in.)15.1~36kV 3.0 m (10 ft 0 in.) 1.8 m (6 ft 0 in.) 0.8 m(2 ft 7 in.)36.1~46kV 3.0 m (10 ft 0 in.) 2.5 m (8 ft 0 in.) 0.8 m(2 ft 9 in.)

46.1~72.5kV 3.0 m (10 ft 0 in.) 2.5 m (8 ft 0 in.) 1.0 m(3 ft 3 in.)72.6~121kV 3.3 m (10 ft 8 in.) 2.5 m (8 ft 0 in.) 1.0 m(3 ft 4 in.)138~145kV 3.4 m (11 ft 0 in.) 3.0 m (10 ft 0 in.) 1.2 m(3 ft 10 in.)161~169kV 3.6 m (11 ft 8 in.) 3.6 m (11 ft 8 in.) 1.3 m(4 ft 3 in.)230~242kV 4.0 m (13 ft 0 in.) 4.0 m (13 ft 0 in.) 1.7 m(5 ft 8 in.)345~362kV 4.7 m (15 ft 4 in.) 4.7 m (15 ft 4 in.) 2.8 m(9 ft 2 in.)500~550kV 5.8 m (19 ft 0 in.) 5.8 m (19 ft 0 in.) 3.6 m(11 ft 10 in.)765~800kV 7.2 m (23 ft 9 in.) 7.2 m (23 ft 9 in.) 4.9 m(15 ft 11 in.)

個人防護具選用

NFPA 70E提供能量分析方法及電弧閃光個人防護具等級兩種方法，以選用個人防護具。

1. 能量分析方法

透過IEEE 1584或NFPA 70E公式計算可得弧光能量，並以1.2cal/cm2

及12cal/cm2為基準，

簡單分為3個能量等級，在個人防護具的選擇上，只需依據計算所得之及弧光能量，選用足

夠承受該能量之個人防護具即可，如表5弧光


306

危險等級與個人防護具選用。

表5　弧光危險等級與個人防護具選用[2]弧光能量防護衣物其他個人防護具

小於1.2 cal/cm2

不會融化（符合 ASTM F 1506）或未經處理之天然纖維的長袖上衣與長褲或衣褲相連工作服（coverall）

防護射出物之面罩（視情況穿戴）安全眼鏡或安全護目鏡聽力保護（耳塞）厚（heavy-duty）皮革手套或橡膠絕緣手套與皮革保護套（視情況穿戴）

介於1.2到12 cal/cm2

AR等級長袖上衣與長褲或AR等級衣褲相連工作服或電弧閃光套裝（arc flash suit）AR等級套裝頭罩或AR等級面罩與AR等級大絨帽（balaclava）AR等級夾克、風雪大衣（parka）、雨衣、硬殼帽內襯（視情況穿戴）

硬殼帽安全眼鏡或安全護目鏡聽力保護（耳塞）厚（heavy-duty）皮革手套或橡膠絕緣手套與皮革保護套皮革工作鞋

大於12 cal/cm2

AR等級長袖上衣與長褲或AR等級衣褲相連工作服（coverall）及/或電弧閃光套裝（arc flash suit）AR等級套裝頭罩A R等級夾克、風雪大衣、雨衣、硬殼帽內襯（視情況穿戴）

硬殼帽安全眼鏡或安全護目鏡聽力保護（耳塞）AR等級手套或橡膠絕緣手套與皮革保護套皮革工作靴

2. 電弧閃光個人防護具等級方法

NFPA 70E-2015表130.7(C)(15)(A)(b)根據不同電壓等級、短路電流及電弧燃燒時間等參

數，訂定查詢表格，若所有參數都符合規定與

條件，可直接選用該防護等級與弧光保護邊

界，透過該表取得個人防護具等級後，參考

NAPA 70E-2015表130.7(C)(16)選用對應之個人防護具，如表 6個人防護具分級。

表6　個人防護具分級[2]個人防護具分級 AR等級衣物其他個人防護具

1最小弧光額定能量

4 cal/cm2

AR等級長袖上衣與長褲或AR等級衣褲相連工作服（coverall）AR等級面罩或AR等級套裝頭罩AR等級夾克、風雪大衣（parka）、雨衣、硬殼帽內襯（視情況穿戴）

硬殼帽安全眼鏡或安全護目鏡聽力保護（耳塞）厚（heavy-duty）皮革手套皮革工作鞋（視情況穿戴）

表6　個人防護具分級[2]（續）個人防護具分級 AR等級衣物其他個人防護具


8 cal/cm2

AR等級長袖上衣與長褲或AR等級衣褲相連工作服AR等級套裝頭罩或AR等級面罩與AR等級大絨帽（balaclava）AR等級夾克、風雪大衣、雨衣、硬殼帽內襯（視情況穿戴）

硬殼帽安全眼鏡或安全護目鏡聽力保護（耳塞）厚皮革手套皮革工作鞋


25 cal/cm2

AR等級長袖上衣AR等級長褲AR等級衣褲相連工作服AR等級套裝夾克AR等級套裝長褲AR等級套裝頭罩AR等級手套AR等級夾克、風雪大衣、雨衣、硬殼帽內襯（視情況穿戴）

硬殼帽安全眼鏡或安全護目鏡聽力保護（耳塞）皮革工作鞋


40 cal/cm2

AR等級長袖上衣AR等級長褲AR等級衣褲相連工作服AR等級套裝夾克AR等級套裝長褲AR等級套裝頭罩AR等級手套AR等級夾克、風雪大衣、雨衣、硬殼帽內襯（視情況穿戴）

硬殼帽安全眼鏡或安全護目鏡聽力保護（耳塞）皮革工作鞋

電弧閃光危險警報標籤

NFPA 70E-2012內詳細規範弧光危險警告標示內應包含下列三點：

1. 該設備之電壓等級

2. 禁止接近邊界、限制接近邊界、管制接近

邊界及弧光保護邊界

3. 至少應包含下列一項:(1) 弧光電流(2) 防護衣物最少應承受之能量(3) 個人保護裝備等級（Hazard/Risk Category

and PPE Level）新版NFPA 70E-2015中，將禁止接近邊界

移除，危險警告標籤不須註明此項，此外計算

所得之弧光能量不得與查表所得之個人防護具

等級同時存在。

307


實際範例分析

範例系統係某電子工廠，其供電系統包含

22.8kV、380V、220V及110V四個電壓等級，本文依IEEE 1584進行22.8kV、380V及220V三個電壓等級之Bus1、Bus2、Bus3、Bus4、Bus5、Bus7共六個匯流排之弧光能量分析與計算，其單線圖如圖3所示。

圖3　範例系統單線圖

1. 三相短路電流

各匯流排發生三相短路故障時，故障電流

分別為12.8kA、12.8 kA、32.9 kA、32.3 kA、8.1 kA與0.844kA，如圖4所示

圖4　範例系統之三相短路電流圖

2. 弧光能量分析與計算

Bus1與 Bus2為開關箱，電壓等級22.8kV，導線間距G為153mm，工作距離D為910mm；Bus3為開關箱，電壓等級380V，導線間距G為32mm，工作距離D為610mm；Bus4與Bus5皆為配電盤，電壓等級380V，導線間距G為25mm，工作距離D為455mm；Bus7為配電盤，電壓等級220V，導線間距G為25mm，工作距離D為455mm，其他參數視不同電壓等級，參考IEEE 1584而有所不同，如表7所示。各匯流排上弧光能量與弧光危險距離如表8與表9所示。

表7　範例系統之設備參數表匯流排

電壓(kV)

設備類型

K K1 K2 CfG

(mm)D

(mm) x

Bus1 22.8 開關箱 153 910 0.973Bus2 22.8 開關箱 153 910 0.973Bus3 0.38 開關箱 -0.097 -0.555 -0.113 1.5 32 610 1.473Bus4 0.38 配電盤 -0.097 -0.555 -0.113 1.5 25 455 1.641Bus5 0.38 配電盤 -0.097 -0.555 -0.113 1.5 25 455 1.641Bus7 0.22 配電盤 -0.097 -0.555 -0.113 1.5 25 455 1.641

表8　範例系統之弧光能量分析匯流排電壓 (kV) 短路電流(kA) 弧光燃燒時間

(s)弧光能量(cal/cm2)

Bus1 22.8 12.8 0.355 64.3Bus2 22.8 12.8 0.13 23.6Bus3 0.38 32.9 0.986 24.5Bus4 0.38 32.3 0.06 3Bus5 0.38 8.1 0.03 0.5Bus7 0.22 0.844 0.024 0.1

表9　範例系統之弧光危險距離匯流排電壓(kV) 弧光保護邊界

(mm)限制接近邊界

(mm)管制接進邊界

(mm)Bus1 22.8 6662 1830 788Bus2 22.8 4031 1830 788Bus3 0.38 4727 1068 305Bus4 0.38 793 1068 305Bus5 0.38 251 1068 305Bus7 0.22 66 1068 305

3. 弧光警告標籤

警告標籤參考NFPA 70E 2012規範，如圖


308

5至圖7，然而最新版本NFPA 70E- 2015已將禁止接近距離刪除，未來警告標籤無須呈現限制

接近距離，且弧光能量與危險等級不得同時標

示。另本範例電壓等級380V弧光危險等級3之電弧閃光個人防護具可參考圖8所示。

圖5　電壓等級22.8kV之弧光警告標籤

圖6　電壓等級380V之弧光警告標籤

圖7　電壓等級220V之弧光警告標籤

圖8　弧光危險等級3之電弧閃光個人防護具

結論與建議

1. 電弧閃光事故的發生，其所伴隨的高溫、

高壓及爆裂物，將可能對對工作人員造成

包括身體燒傷、灼傷或視力、聽力的損

害，更嚴重的話甚至導致死亡。其發生原

因主要可歸納於人為因素、設備因素或系

統因素，雖透過各種努力改善，但僅能降

309


低其發生之機率，無法完全避免。

2. 電弧閃光事故之預防，必須先進行弧光分

析與危險等級評估，以為資方與勞方於弧

光事故預防與改善之參考，國外弧光危害

分析主要仍依據IEEE 1584與NFPA 70E。 IEEE 1584於考慮的環境條件比NAPF 70E嚴謹許多，於危害等級分析，NFPA 70E採用查表方式雖較為簡單與快速，但較難

完整的涵蓋所有的電氣條件，而導致判斷

上的誤差較大，例如：NFPA 70E 查表方式，針對同一電壓等級之只採最大短路電

流、最大故障清除時間及固定工作距離之

參數，另不考慮導線間距之參數。因此本

文建議國內未來於弧光危害等級之評估與

分析方式，包含電弧閃光保護界限之決定

與個人防護具之選用，採用IEEE 1584標準較為適當。

3. 短路電流與弧光燃燒時間為決定弧光能量

的最主要因素，在整個系統架構確定的情

況下，短路電流為定值，因此縮短弧光燃

燒時間為減少弧光能量的主要方法，然而

傳統的過電流保護，因為選擇性保護，必

須延遲跳脫動作時間，因此在不更動設備

設定的情況下，建議加裝弧光保護電驛，

透過偵煙偵光等方法，可有效的降低弧光

燃燒時間，亦即降低弧光能量。

誌謝

本計畫由勞動部勞動及職業安全衛生

研究所 1 0 3年度研究經費（研究計畫編號ILOSH103-S302）支持，謹此敬表謝忱。

參考文獻

[1] Institute of Electrical and Electronics Engineers. IEEE 1584: IEEE Guide for Performing Arc Flash Hazard Calculations; 2002.

[2] National Fire Protection Association. NFPA 70E: Standard for Electrical Safety in the Workplace. Ma, U.S.A.; 2015.

[3] National Fire Protection Association. NFPA 70E: Standard for Electrical Safety in the Workplace. Ma, U.S.A.; 2012.


310

Research Articles

Hazard Analysis of Electric Arc Flash Burns from Panelboards

Wen-Yuan Su1　Jyh-Cherng Gu2

　Hao-Fong Lai2

1　 Institute of Labor, Occupational Safety and Health, Ministry of Labor2　 National Taiwan University of Science and Technology

Abstract

Aside from electric shocks, burns from electric arc flash are the most common injury suffered

by electricians operating on panelboards. However, Taiwan is lacking in standards and technical

documents on electric arc flash burns. Therefore, most of the companies or electric technicians have

not performed the hazard analysis caused by electric arc flash from panelboards.

We discuss the IEEE 1584 analysis methods of burns from electric arc flash, and the NFPA 70E

selection of personal protective equipment and the warning label of hazard. Finally, to establish an

example of panelboard arc flash analysis, the IEEE 1584 base program is applied to an electronic plant

which the electric system including 22.8kV, 380V and 220V.

Keywords: Electric arc flash, Personal protective equipment, Panelboard

Accepted 19 April, 2016 Correspondence to: Wen-Yuan Su, Institute of Labor, Occupational Safety and Health, Ministry of Labor, No.99, Lane 407, Hengke Rd., Sijhih District, New Taipei City 22143, Taiwan(R.O.C.), Email address: [email protected]

311

LED製程化學清洗設備使用安全性調查

論文


施元斌1　王子奇

2　張承明

3　莊宗奇

3

1　桃園創新技術學院機械工程系

2　中國文化大學化學工程與材料工程學系


摘要

國內LED產業之化學清洗設備(wet bench)無論在採購規格、操作以及維護保養等情況與一

般半導體與光電產業之wet bench均有所差異，本研究針對LED產業使用之wet bench實施風險評

估分析及使用安全性調查，主要目的在於提供該產業在採購、維修保養等查核基準。

本研究針對化學清洗設備(wet bench)，進行使用安全性調查與風險評估分析。研究主要成

果如下：1. 針對國內LED產業蒐集相關職災案例共15件，並進行災因分析；2. 針對國內LED產

業6個廠進行wet bench使用安全性調查，並完成統計分析；3. 依照國內LED產業web bench使用

狀況及需求將設備分成27種類型，並參照國內外相關法規與標準、蒐集之職災案例、以及產業

設備使用安全調查結果，針對現場情況進行FTA與FMEA風險評估分析；4. FTA與FMEA風險評

估的結果，可供國內LED產業在web bench設備之採購、操作與使用維護之參考基準。

研究的建議如下：1. 國內LED產業wet bench設備採購主要以客製化為主，建議業者在採

購、操作與維護上應多加注意電氣安全；2. 有關化學清洗槽系統運作之管理及安全措施，建議

須有一套評估化學品不相容性之標準作業流程，及設定操作人員權限，並確保維修作業或異常

狀況排除時之互鎖功能。

關鍵字：化學清洗設備、危害預防、安全性調查

民國 104 年 12 月 3 日投稿，民國 104 年 12 月 26 日修改，民國 105 年 4 月 13 日接受。通訊作者：張承明，勞動部勞動及職業安全衛生研究所，22143新北市汐止區橫科路407巷99號，電子郵件信箱：[email protected]。


312

前言

工廠之重大工安事件或製程之重大損失，

根據[1]，統計過去30年來石化工業重大損失案例中發現，來自於系統之基本設計、設備故障

因素、人為操作因素、製程因素、外力環境與

天然災害等六大原因約佔85%以上。若再加上動力源管制，以及考慮軟體因素，則工廠之重

大工安事件或製程之重大損失，主要來自於系

統之基本設計、動力源管制、設備故障因素、

軟體因素、人為操作因素、製程特性（火災爆

炸、毒性、腐蝕性）及外力環境（外人、外物

及外在因素，外在因素例如台電停電）與天然

災害（地震、颱風、海嘯）等八大原因。

科技工廠在製程中會運用到「濕式化學設

備」（Wet Bench或Wet Chemical Equipment）來進行顯影製程、蝕刻製程、去光阻製程、洗

淨製程、光罩清洗製程。而上述製程中會使用

濕式化學品如過氧化氫、濃硫酸、濃鹽酸與異

丙醇（IPA）等酸性溶劑，甚至在半導體與面板產業製程設備零組件清洗與表面處理亦是使

用類似方法以過氧化氫、氨水、氫氟酸來清洗

設備，以提升產品良率及提高製造設備的稼動

率。為了提高清洗製程的效果，化學清洗設備

（Wet Bench）常採用加熱製程，但是因所使用的化學溶劑不僅具有易燃特性，且清洗槽大多

採用耐酸鹼卻易燃的塑膠材質，使得化學清洗

設備發生火災爆炸事故的頻率大幅提高。

根據[2]及[3]，美國FMRC（Factory Mutual Research Corporation）的統計資料，1977 至1997 年20年間全球半導體工廠發生的407件有紀錄之工安事故。以區域而言，北美地區

267起工安事故，台灣發生7起工安事故，其中『華邦』及『聯瑞』兩起工安事故造成台

幣近200億元損失。以發生原因而言：火災佔

47%，流體外洩佔22%，爆炸佔5%，其中造成火災事件中以易燃易爆氣體佔32%，電子元件佔30%，製程流體加熱器佔27%。以製程使用的機台而言，濕式化學設備有70多起工安事故，並以濕式化學清洗製程（Wet Chemical Cleaning Processes）為火災事故率最高，而加熱器故障為主要火災發生因素。

根據文獻[3]及[4]，日本半導體產業協會（Electronic Industry Association of Japan, EIAJ）針對日本半導體業從1980年至2000年間由氣體引起的83件製程意外事件的統計資料發現：設備引發之意外事故頻率仍以溼式清洗機台為最

高。而國內半導體業由溼式清洗機台所引發之

火災案例，則以華邦電子與天下電子分別在民

國85年及86年所發生之火災較引人注目，其分別損失了50億及3億。

基於以上理由，溼式清洗台之重要性及危

險性不言可喻，國內關於溼式化學清洗設備的

研究，有半導體Wet Bench清洗製程火災預防研究-過氧化氫不相容性探討[5]，濕式清洗檯操作危害及安全防範[6]，以及濕式化學設備電器起火案例分析[7]，在溼式清洗台的安全基準，亦有研究人員投入心力進行探討[8-10]。本研究針對化學清洗設備（wet bench），完成使用安全性調查與風險評估分析。運用到的方法有

FMEA及FTA，較詳細之方法應用描述，請參考文獻[11]至文獻[19]。

化學品特性

按Semi定義：閃火點低於37.8℃為易燃液體；可燃燒的液體且閃火點高於37.8℃為可燃液體。故化學方面包含易燃性、可燃性及不可

燃性三種。LED製程之危害特性主要來自於有機溶劑因加熱器溫控不佳或加熱器空燒所引起

之火災，或化學品之不相容問題導致火災的發

313


生…等，故化學品種類相當重要。針對LED產業在Wet Bench常用之化學品，按其危險性及不相容性之說明如下：

1. 易燃化學品

(1) 丙酮（易燃）A. 氧化劑（如過氧化物、硝酸鹽、過氯酸鹽）強還原劑及氯化溶劑和鹼的混合物

（如氯仿和氫氧化鈉）：劇烈反應，增

加火災和爆炸的危險。

B. 三級丁酸鉀、六氯三聚氰胺、二氯化硫：強烈反應。

(2) 異丙醇（易燃）A. 強氧化劑（例硝酸鹽、過氯酸鹽、過氧化物）：增加火災爆炸危害性。

B. 光氣：生成氯甲酸異丙酯和鹽酸。C. 鐵鹽：發生爆炸性熱分解反應。D. 氫－鈀：在空氣中混合會著火。E. 強酸：可能劇烈反應。F. 鹼金屬或鹼土金屬：可能釋出易燃毒體。

2. 可燃化學品

N-甲基-2-吡咯酮 NMP（可燃）(1) 強氧化劑與強還原劑：增加火災爆炸危害

性。

(2) 強酸：可能劇烈反應。3. 不可燃化學品

(1) 鹽酸（不可燃）A. 避免過度高溫（150℃以上），以免分解生成氫及氯。

B. 其本身不會聚合，但與某些不相容物（例如環氧化物）接觸，則會發生聚合

反應。

C. 金屬：會反應生成易燃性氫氣。D. 鹼（如氫氧化鈉、胺）：劇烈反應生成熱及壓力。醛、環氧化物：可能造成劇

烈的聚合作用，產生熱及壓力。E. 還原劑：起反應，可能釋出熱量，引起火災並放出易燃性氫氣。

F. 氧化劑：可能起反應，放出熱及具腐蝕性與毒性的氯氣。

G. 爆炸物：會生熱而造成爆轟。H. 乙炔化物、溴化物、碳化物、矽化物：可能反應生成易燃性氣體（例如乙

炔）。

I. 氰化物、硫化物：可能反應生成毒氣（氫化氰或硫化氫）。

J. 磷化物：可能反應放出毒性且易燃的磷化氫。

(2) 硝酸（不可燃）A. 大部份的金屬、金屬氧化物及金屬粉末（如銻、鉍、鋁、錳、鎂、鈦）：可能

造成劇烈或爆炸反應而生熱，也可能釋

出氮氧化物。 B. 有機物（如酐、酮、醇、胺、醛、醚、碳氫化合物、硝基芳香族、烷）：可能

造成劇烈或爆炸性反應或自燃。 C. 有機固體（如紙、衣服、木炭、鋸屑、各種硫化物、非金屬氫化物及碳化

物）：會立即或遲發引起爆炸或劇烈反

應或自燃。

D. 還原劑：產生劇烈或爆炸性反應。(3) 硫酸（不可燃）

A. 水、丙烯、鹼性溶液、電石、氯酸鹽、雷酸鹽、硝酸鹽、過氯酸鹽、過錳酸

鹽、苦味酸鹽、活性金屬、金屬炔化

物、金屬電石、表氯烷、苯胺、二乙

胺、醇、過氧化氫、氯磺酸、環戊烯、

氰氟酸、硝基甲烷、4-硝基甲苯、氧化磷、鉀、鈉、乙二醇、異戊二烯、苯乙

烯。會起激烈或爆炸性反應。


314

B. 乙醛、氯丙烯：硫酸存在下會起聚合反應。

C. 對大部分金屬（包含不鏽鋼、鋁、鎳及合金）具強烈腐蝕性。其腐蝕性與濃

度、溫度、純度有關。 (4) 氫氟酸（不可燃）

A. 鹼（如苛性鈉）：劇烈反應。 B. 氟氣：與50% HF 溶液劇烈反應，可能引起火災。

C. 三氧化砷：反應產生大量熱。 D. 玻璃、陶器、含矽石金屬、天然橡膠及天然皮：此酸可將其溶解。

E. 除臘、鉛及白金外大部份金屬：此酸可將其腐蝕。

(5) 磷酸（不可燃）A. 強鹼（如氫氧化鉀）：會刺激反應，引起噴濺或是放大量熱。

B. 強氧化劑、強還原劑或有機過氧化物：會發生潛在危險性反應。

C. 偶氮化合物、環氧化物、醛類和其它可聚合的化合物：會起激烈的聚合反應。

D. 金屬：形成可燃性及潛在爆炸性的氫氣。

E. 氟化物、有機鹵化物、氰化物、硫化物、硫醇類、氮化物、金屬磷化物、炔

化物、矽化物和電石：形成毒性、腐蝕

性和可燃性的氣體。 F. 硝甲烷：將磷酸加到硝甲烷中將導致硝甲烷易被引燃。

G. 硼氫化鈉：混合會釋放大量熱。 (6) 雙氧水（30%）（不可燃）

A. 對各種無機化合物及有機化合物產生氧化作用。

B. 對鐵、銅、黃銅、鉻、鋅、鉛、鎂、銀及其他催化性金屬（或其鹽類）迅速分

解放出氧及熱，會增加容器。

C. 會侵蝕某些塑膠、橡膠及塗料。D. 經分解後產生水及氧氣此時會產生

2900(690cal)/g-H2O2的熱量。

(7) 氨水（不可燃）A. 氧化劑（如過氯酸鹽、氯酸鹽、過氧化氫、三氧化鉻、氧化氮、次氯酸鈣、次

氯酸鈉）－起激烈或爆炸性反應。

B. 重金屬及其鹽類（如銀、金、鉛、汞、鋅及其鹵化物）－形成對撞擊的化合

物，於乾燥下可能爆炸。 C. 鹵化物（如氯、溴、氟、碘）或鹵素間化合物（五氟化溴、三氟化氯）－會激

烈反應或形成爆炸性化合物。 D. 硝基甲烷－增加硝基甲烷被引爆的敏感度。

E. 酸、酸酐、氯酸－起激烈或爆炸性反應。

F. 二甲基硫酸鹽－起激烈反應。 G. 鈣－放熱反應，於高溫下可能引燃。 H. 丙烯醛、丙內脂、環氧丙烷－於密閉容器下與28%氨水混合會引起溫度和壓力上升。

(8) 二氧化矽蝕刻液BOE（不可燃）A. 鹼（如苛性鈉）：劇烈反應。 B. 三氧化砷：反應產生大量熱。 C. 玻璃、陶器、含矽石金屬、天然橡膠及天然皮：此酸可將其溶解。

D. 除臘、鉛及白金外大部份金屬：此酸可將其腐蝕。

(9) 氧化銦錫蝕刻液 ITO（不可燃）A. 避免過度高溫（150℃以上），以免分解生成氫及氯。

B. 其本身不會聚合，但與某些不相容物（例如環氧化物）接觸，則會發生聚合

315


反應。

C. 金屬：會反應生成易燃性氫氣。D. 鹼（如氫氧化鈉、胺）：劇烈反應生成熱及壓力。醛、環氧化物：可能造成劇

烈的聚合作用，產生熱及壓力。E. 醛、環氧化物：可能造成劇烈聚合作用。

F. 還原劑：起反應，可能釋出熱量，引起火災並放出易燃性氫氣。

G. 氧化劑：可能起反應，放出熱及具腐蝕性與毒性的氯氣。

H. 爆炸物：會生熱而造成爆轟。I. 乙炔化物、溴化物、碳化物、矽化物：可能反應生成易燃性氣體（例如乙

炔）。

J. 氰化物、硫化物：可能反應生成毒氣（氫化氰或硫化氫）。

K. 磷化物：可能反應放出毒性且易燃的磷化氫。

研究步驟

有關研究步驟分述如下：

1. 蒐集化學清洗設備國內外相關職災案例

並做災因分析

此工作大項包含兩個工作項目如下：

(1) 蒐集化學清洗設備國內外相關職災案例職災案例資料之取得來源為職災系統、國

內外網站、半導體工會、廠商訪視等。

(2) 災因分析蒐集到之案例並不足以多到作關聯分析，

究其原因，在災情未擴大情形下廠商基

於保險理由（保險金之高低與系統之安全

性有關）及公司形象，往往未對外發佈而

列為內部檢討之機密事件。因此在災因分

析上，本研究以每個案例之屬性作分析，

分析之類別包含動力源管制（亦即在正常

作業、異常狀況或定期維修保養作業中之

機台啟停及關係到掛籤與上鎖作業之因

素）、硬體失效、軟體失效、製程特性

（火災、爆炸、毒性、腐蝕及物質之不

相容性）、設計因素（是否為fail-safe之設計）、人為操作（正常作業、異常狀況

或定期維修保養作業之人為操作）、外力

環境（外人、外物如貓狗或外在環境因素

如台電停電）及天然災害（颱風淹水、地

震、海嘯…等因素）。災因分析結果，

一個事故可能同時具備上述多種因素，例

如：動力源的管制因素可能同時由於人為

操作失當，但人為操作範圍太廣，將其歸

類於動力源的管制時在解決問題上之目標

較明確。

2. 辦理工廠現場訪視並進行化學清洗設備

使用安全性調查

(1) 製作調查表調查表之內容包含：

A. 廠商基本資料（依廠商之意願或隱匿不填寫）。

B. 過去廠商在清洗台設備之購買基準或依據（例如：參照何種基準或廠商自訂基

準或由製造商提供…等）。

C. 廠商之清洗台設備基本資料調查（清洗設備之機台數、及各機台之屬性調查，

例如：化學品種類；加熱槽容量；所屬

製程階段、機台之自動化程度屬全自

動、半自動或手動…等）。

D. 機台驗收之安全防護查核（查核項目包含火災防止之預防措施、矯正措施及消

減措施。預防措施例如：加熱器達一定


316

之溫度即停止加熱；矯正措施例如：萬

一加熱器無法停止加熱時之降溫手段；

削減措施例如：火災已發生之削減災害

範圍措施）。

E. 正常作業下之火災及人員傷亡之潛在風險調查。

F. 異常作業下之火災及人員傷亡之潛在風險調查（是否考慮硬體失效）。

G. 目前廠商較重視之安全項目調查（安全項目包含：製造商所提供之安全符合標

準、第三者之認證）。

H. 過去廠內曾發生的化學清洗設備之工安事件及虛驚事件。

(2) 針對6個廠家進行現場訪視之設備使用安全性調查。

此次安全性調查，在機械方面，包

含自動、半自動及手動傳送物料；在化學

方面包含易燃性、可燃性及不可燃性；系

統方面，以加熱器之種類與熱交換型式，

依Semi S3-0307附錄一所提之九大類型分類，分為：1.液體加熱交換器-雙層結構、2.液體加熱交換器-設計獨立的逆流式換熱器、3.液體加熱交換器-透過容器壁發生熱交換作用、4.電阻元件加熱器-熱傳導加熱器（浸入式加熱器）、5.電阻元件加熱器-熱傳導加熱器（外部包覆式加熱器）、

6.電阻元件加熱器的遠端加熱器-熱傳導加熱器（浸入式加熱器）、7.電阻元件加熱器的遠端加熱器-熱傳導加熱器（外部加熱器）、8.電阻元件加熱器-輻射加熱器、9.電阻元件加熱器之遠端式加熱型-輻射加熱器；人員包含正常作業下之人為操作、

異常作業之人為操作及維修保養作業之人

為操作。

3. 針對27種不同規格之化學清洗設備辦理

危害分析

(1) 選定27種不同規格之化學清洗設備，並比較其規格與功能之差異

27種不同規格之化學清洗設備選定，其不同規格之選定因素包含：化學品種

類、自動化程度以及加熱型式。

(2) 檢視已有的基準與分析報告，結合本研究實施的分析與評估（分析方法包含：

FMEA及FTA兩種方法）。評估目標為防止火災及降低人員傷亡

之頻率，評估內容包含：材料之選用、感

測器之設置、火災防止與降低人員傷亡之

硬體連鎖防護、軟體失效防護、緊急停車

裝置、安全標示…等製造階段需評估之項

目與內容。

研究成果

1. 化學清洗設備國內外相關職災案例與災

因分析

根據美國FMRC（Factory Mutual Research Corporation）的統計資料，1977 至1997 年20年間全球半導體工廠發生的407件有紀錄之工安事故，以製程使用的機台而言，濕式化學設備有

70多起工安事故，並以濕式化學清洗製程（Wet Chemical Cleaning Processes）為火災事故率最高，加熱器故障為主要火災發生因素。

工廠之重大工安事件或製程之重大損失，

主要來自於系統之基本設計、動力源管制、設

備故障因素、軟體因素、人為操作因素（操

作、維修、故障排除…等）、製程特性（製程

或化學品本身之火災爆炸、毒性、腐蝕性）及

外力環境（外人、外物及外在因素，外在因素

317


例如台電停電）與天然災害（地震、颱風、海

嘯）等八大原因。不同原因，其防制手段會有

所不同，本研究在災因分析方面，以上述之八

大分類為基礎作災因分類。

共計蒐集LED產業近年內15個案例，這15個案例雖有些案例造成重大財產損失，但並未

發生死亡職災，故在致災經過上，並非每個案

例皆有詳細描述，故僅能根據現有資料，推測

其致災因素。針對職災案例分析，主要目的在

藉由致災之災因，提供防制之方向與手段。15個案例中，與硬體因素較有相關性的有6件；與設計不當因素較有相關性的有6件；與製程特性化學品腐蝕較有相關性的有1件；與人為操作之維修作業較有相關性的有案例2件。災因分析的結果如下：

(1) 從案例中發現災因屬硬體因素及設計因素較多。硬體因素可利用改變設計或增加維

修保養頻率方式加以解決，設計不當亦可

由改變設計或增加維修保養頻率方式降低

發生頻率，故判斷災因為硬體因素或設計

因素，其認定上較為主觀。

(2) 除了傳統上加熱器失效外，清洗製程所用到的化學藥品在各種人為失誤或設備不當

設計下，可能造成不相容混合反應，以及

濕式化學設備在未作業或關閉加熱器電源

時，可能因電氣短路或化學品之腐蝕或靜

電未消除而導致火災發生。電氣短路或化

學品腐蝕或靜電消除確實須特別注意，尤

其這三種情形可能在機台沒運作的情況下

導致火災，此時自動偵測的滅火系統更顯

得其重要性。

2. 化學清洗設備使用安全性調查

利用安全性調查表，針對光電業6個廠家進行訪視與調查表填寫，六個廠家調查表內容

之數據統計如表1。

表1　六個廠家調查表內容之數據統計廠家1 廠家2 廠家3 廠家4 廠家5 廠家6 6個廠家共計資料

（或計分，分數越高越重要）

1. Wet Bench 基本資料

機台總數小計 34 36 25 21 58 32 206

自動化程度

全自動 0 0 18 16 0 22 56半自動 34 26 2 0 0 0 62手動 0 10 5 5 58 10 88難界定 0 0 0 0 0 0 0

化學品

易燃 16 18 15 0 17 0 66可燃 1 7 3 11 1 3 26不可燃 17 11 7 9 32 29 105難界定 0 0 0 1 8 0 9

加熱方式

間接加熱 13 6 12 19 33 12 95直接加熱 17 17 9 1 0 14 58無加熱裝置 4 13 4 1 16 6 44難界定 0 0 0 0 9 0 9

2. 採購基準

購買Wet Bench主要採取之基準或依據

□以Semi S2為主要依據 ✓(1分) 1分□ 已有自訂之各類機台採購基準

✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 3分

□其它基準，請說明： ✓(1分) ✓(1分) 2分

購買Wet Bench之細部規格大部分採取哪種方式？

□ 依需求客製化(含第三方及顧問公司) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 6分

□ 已有自訂之各類機台採購基準

0分

□ 依設備製造商已有之功能規格挑選


318

廠家1 廠家2 廠家3 廠家4 廠家5 廠家6 6個廠家共計資料（或計分，分數越高越重要）

3. 安全基準

化學品為易燃或可燃液體之機台採購或使用時，在化學品特性之安全防護上較重視哪些項目？（至多勾選兩項）

□ 不相容化學物質之潛在混合

✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 5分

□ 日常作業之潛在化學物質逸散

✓(1分) ✓(1分) 2分

□ 維護作業之潛在化學物質逸散

✓(1分) ✓(1分) 2分

□ 潛在關鍵性故障點及問題位置（例如物料、幫浦）

✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 3分

化學品為易燃或可燃液體之機台採購或使用時，在加熱化學槽之安全防護上較重視哪些項目？（至多勾選五項）

□ 加熱器有接地或GFCI電路斷電保護

✓(1分) ✓(1分) 2分

□電路中斷 ✓(1分) ✓(1分) 2分□手動復歸 ✓(1分) ✓(1分) 2分□自動溫度控制器 ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 3分□液位偵測器 ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 6分□過溫度失效安全保護 ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 5分□適當的構造材料 ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 6分□排氣故障連鎖裝置

□過電流保護 ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 5分

化學品為易燃或可燃液體之機台採購或使用時，在火災警報系統上較重視哪些項目？（至多勾選四項）

□ 火災警報系統已由認可的實驗室驗證

✓(1分) 1分

□ 火警偵測器、警報及控制系統之位置與安裝

✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 6分

□ 火警警報具聲響及可見到的訊號

✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 5分

□ 火警偵測系統與廠務警報系統之介面連接

✓(1分) ✓(1分) 2分

□ 火災警報發出後之處置（含人員巡察、製程晶片處置與停機程序）

✓(1分) 1分

□ 火災滅火器之可動作時機（包含主設備無法操作與維修期間）

✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 5分

□ 可維持偵測系統24小時之電池或緊急備用電力

✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 3分

化學品為易燃或可燃液體之機台採購時，在電氣設計上較重視哪些項目？

（至多勾選三項）

□設備接地 ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 5分□過電流保護裝置 ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 6分□ 電力與控制迴路及電路之電氣配線按工業標準

✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) ✓(1分) 5分

□ 不斷電系統之設置與供應時機

□電力安全測試 ✓(1分) ✓(1分) 2分

4. 火災及人員傷亡之潛在風險調查

您認為化學品為易燃或可燃液體之機台，在正常作業下發生火災或人員傷亡之最可能位置或原因？（依填入代碼之順序，分別佔分10、8、6、5、4、3、2、1）

1.化學品特性 6分 6分 10分 8分 10分 10分 50分2.加熱槽或加熱系統 8分 10分 8分 10分 6分 6分 48分3.電氣設計不當或停電 5分 8分 6分 5分 3分 2分 29分4.電源管制 4分 4分 1分 3分 2分 5分 19分5.硬體故障 2分 2分 5分 6分 5分 4分 24分6.軟體故障 3分 3分 4分 2分 4分 3分 19分7.人為誤操作 10分 5分 2分 4分 8分 8分 37分8.天然災害 1分 1分 3分 1分 1分 1分 8分

您認為化學品為易燃或可燃液體之機台，在定期維修作業下發生火災或人員傷亡之最可能原因？（依填入代碼之順序，分別佔分10、8、6、5、4、3、2、1）


表1　六個廠家調查表內容之數據統計（續）

319


無論在廠商基本資料、過去廠商在清洗台

設備之購買基準或依據、廠商之清洗台設備基

本資料調查、機台驗收之安全防護查核、正常

作業下之火災及人員傷亡之潛在風險調查、異

常作業下之火災及人員傷亡之潛在風險調查以

及目前廠商較重視之安全項目，我們都可以由

調查結果了解到目前業界的需求狀況，獲得以

下結論：

(1) 在自動化程度、化學品之易燃性及加熱型式，表中所統計之機台數量並無明顯差

距。

(2) 在購買Wet Bench主要採取之基準或依據上，廠商已有其主要依據，但根據現場訪

視與廠方主要人員討論結果，其主要依據

仍以Semi標準為主。而在細部規格上，則皆採取客製化之方式。

(3) 化學品為易燃或可燃液體之機台採購或使用時，在化學品特性之安全防護上廠商較

重視之前兩名為：不相容化學物質之潛在

混合，以及潛在關鍵性故障點與問題位置

（例如物料、幫浦）。

(4) 化學品為易燃或可燃液體之機台採購或使用時，在加熱化學槽之安全防護上廠商較

重視之前四名為：液位偵測器、過溫度失

效安全保護、適當的構造材料及過電流保

護。

(5) 化學品為易燃或可燃液體之機台採購或使用時，在火災警報系統上廠商較重視之前

四名為：火警偵測器、警報及控制系統之

位置與安裝、火警警報具聲響及可見到的

訊號，以及火災滅火器之可動作時機（包

含主設備無法操作與維修期間）。

(6) 化學品為易燃或可燃液體之機台採購時，在電氣設計上廠商較重視之前三名為：設

備接地、過電流保護裝置，以及電氣配線

按工業標準。

(7) 化學品為易燃或可燃液體之機台，在正常作業下發生火災或人員傷亡之最可能位置

或原因依序為：化學品特性、加熱槽或加

熱系統，以及人為誤操作。

(8) 化學品為易燃或可燃液體之機台，在定期維修作業下發生火災或人員傷亡之最可能

位置或原因依序為：人為誤操作、化學品

特性，以及加熱槽或加熱系統。

(9) 化學品為易燃或可燃液體之機台，在異常狀況處置作業下發生火災或人員傷亡之最

可能位置或原因依序為：加熱槽或加熱系

統、人為誤操作、電源管制，以及硬體故

障。

3. 化學清洗設備危害評估

27種規格化學清洗設備之選取以機械方面、化學方面及加熱型式組成不同規格。在機

械方面，包含自動、半自動及手動傳送物料三

種；在化學方面包含易燃性、可燃性及不可燃

性三種；加熱型式方面，為便於進行訪視調查

廠家1 廠家2 廠家3 廠家4 廠家5 廠家6 6個廠家共計資料（或計分，分數越高越重要）

4. 火災及人員傷亡之潛在風險調查

您認為化學品為易燃或可燃液體之機台，在異常狀況處置作業下發生火災或人員傷亡之最可能原因？（依填入代碼之順序，分別佔分10、8、6、5、4、3、2、1）


表1　六個廠家調查表內容之數據統計（續）


320

及概分大類，將加熱方式分為間接加熱、直接

加熱及無加熱裝置三種型式。

檢視既有的基準與分析報告，主要為Semi標準，另包含廠商之採購基準、本所研究報

告、勞工安全設施規則、以及網路查詢之發

表文章…等資料，並結合FTA與FMEA。另針對火災爆炸以FTA分析大項，並針對硬體採FMEA作細項分析。因FTA針對火災大項分析，並針對Wet Bench機台之重要元件及組件以FMEA分析。(1) FTA初步分析

針對火災爆炸事件以FTA分析安全連鎖系統、緊急停機、電氣設計、電力安全測

試、消防系統、加熱化學槽、危害性能量

的隔離、地震保護、自動物料傳輸設備、

排氣通風、化學物質、安裝、操作、保養

與維修等項目，而針對火災防制所採取的

思考方向，則朝四道關卡：預防措施、矯

正措施、保護措施與消減措施，與兩個改

善手段：工程面與管理面著手，如表2。

表2　危害防制表（四道關卡與兩個改善手段）工程管理

A. 預防措施 (一)本質安全—硬體(二)本質安全—軟體(三)失效也安全之設計理念

(一)正常操作及作業之SOP(二)落實人員訓練　 — 系統軟、硬體及化學危害

之認識　 —正常操作之作業流程　 — 正常操作流程所可能產生

之危害(三)落實作業權限之實施(四) 稽核或現場CCTV之監視與錄影

B. 矯正措施 (一)警報系統(二)連鎖關斷系統

(一)警報排除及維修作業之SOP(二)落實人員訓練(三)事後之事故調查(四)稽核

C. 保護措施 (一)個人防護裝備 (一)落實人員穿戴訓練及考核

D. 消減措施 (一)消防(二)除毒(三)洩爆口

(一)緊急應變SOP(二)落實人員訓練(三)稽核

易燃性化學品發生大火之FTA分析如圖1所示，根據上述所列之路徑，局部火災防制

之重點有：電氣走火、電氣火花、化學品

不相容反應、排氣通風不佳、加熱化學槽

昇溫異常，及加熱器空燒。而大火則為局

部火災＋消防系統失效（火災偵測失效或

滅火器失效…等）+人為處置火災無作為。

圖1　易燃性化學品發生大火之FTA分析

321


(2) FMEA分析本系統以G2 Wet Bench為分析例，關於系統、分系統，以及模組間之相互關係如圖

2與圖3所示。A. 系統簡述—G2 wet bench目的在於去除光阻。如圖2所示，清洗時，先由操作人員將晶片置於機器手臂上之晶片置

放架上，之後由機器手臂依照ACT1、ACT2、IPA的順序進行製程，最後經Q D R清洗後再由操作人員將晶片取

出。其中IPA為一緩衝（buffer）製程步驟，其目的在於避免經ACT清洗完後，晶片上殘留之ACT溶液，直接與去離子水（DI water）接觸起化學反應產生金屬離子污染。

B. 系統劃分―如圖2所示，依據功能不同，將G2 wet bench分成ACT加熱槽、IPA槽、QDR槽、機械手臂、二氧化碳滅火、局部排氣、支援分系統、PLC等八個分系統。細部元件規格如圖3。

圖2　G2 wet bench平面結構圖


322

圖3　G2 wet bench系統方塊圖

C. FMEA風險等級表格―嚴重性等級、可能性等級及風險等級表格，如表3至表5。

表3　美國半導體協會風險評估規範（SEMI S10-0307）之嚴重性等級

嚴重性分類人員設備／設施化學品洩漏

1 重大的 1人以上死亡系統或設施損失化學物質洩漏，具有立即或持續對環境或大眾健康造成傷害

2 嚴重的永久失能主要次系統損失或設施損壞

化學物質洩漏，具有暫時性對環境或大眾健康造成傷害

3 中度的醫療傷害或暫時失能

次要次系統損失或設施損壞

化學物質洩漏，需對外界說明事故調查報告

4 輕度的僅需一般性治療

非重要設備或設施損壞

化學物質洩漏，僅需例行性的清除，未執行事故調查報告

表4　美國半導體協會風險評估規範（SEMI S10-0307）之可能性等級

可能性分類預期的發生機率（每年發生次數的百分比）

A 頻繁的超過 1%B 經常的超過0.2%但未超過1%C 可能的超過0.04%但未超過0.2%D 也許的超過0.02%但未超過0.04%E 稀少的超過0.002%但未超過0.02%F 極不可能的不超過0.002%

表5　美國半導體協會風險評估規範(SEMI S10-0307)之風險等級

風險評估矩陣

可能性

嚴重性 A B C D E F1(重大的) 非常高非常高高中低非常低

2(嚴重的) 非常高高中低低非常低

3(中度的) 高中低低非常低非常低

4(輕度的) 低低低非常低非常低非常低

323


D. FMEA分析結果因篇幅關係，本文僅附上五個重要分析

表，包含ACT Tank加熱系統之加熱導線、加熱棒及石英護套組；ACT Tank

補充系統之供應系統，以及機械手臂，

如表6至表10。其它較不重要之FMEA分析表詳見文獻[20]之附錄B。

表6　ACT tank—加熱系統—加熱導線之FMEA記錄表分系統 ACT tank 模組加熱系統件號名稱加熱導線功能規格傳輸加熱器之電源編號 01

失效模式失效原因失效效應偵測方法警報聯鎖嚴重等級發生頻率處置措施改善建議

1.短路2.斷路

1.1 絕緣被破壞（老化、受潮）1.2 絕緣被破壞（化學腐蝕）1.3 絕緣被破壞（負載電流過大）2. 接觸不良（鬆脫、地震）

1.1 電線走火，嚴重導致火災（除正常作業外，亦可能發生於設備停機時）1 . 2 初期冒煙，電線走火，嚴重導致火災（除正常作業外，亦可能發生於設備停機時）1.3 電線走火，嚴重導致火災2. 終止加熱，無法達製程溫度，影響晶片品質

1.電流偵測2.電流偵測1.,2. 火災偵測(UV或TD)

1,2 過電流保護連鎖停機1.,2. UV或TD其中一個啟動，即啟動CO2滅火器及Wet Bench 機台電源關斷

1.：12.：4

1.1 F1.2 E1.3 E2. E

1. 2. 停機檢查 1.1，2 定期檢修機台電線絕緣與鬆脫1.2 化學品相容性需確實分析，製程化學品變更時須有一套評估之SOP，避免化學品不相容性發生1.3 加熱導線電流負載變更時，重新評估導線規格1.4 UV或TD其中一個啟動至CO2滅火器啟動路徑需定期測試或並聯加裝CO2

滅火器

表7　ACT tank—加熱系統—加熱棒之FMEA記錄表分系統 ACT tank 模組加熱系統件號名稱加熱棒功能規格加熱ACT溶液，使之到達製

程溫度。編號 02


1. 過熱碳化或熔著變形（持續加熱）2. 無法加熱或不加熱

1. 持續加熱且RTD失效2.1 加熱棒本身故障2.2 喪失電源2.3 加熱導體斷路或短路

1.1 液體溫度持續上升，若超過有機溶液沸點，大量氣化，遇電氣火花，可能發生火災1.2 液體溫度持續上升，若超過有機溶液沸點，大量氣化，使得液面降低，液面位於加熱器下方時，可能導致加熱器空燒，達爆炸下限及自燃溫度時，發生火災2. 製程無法繼續進行，晶片品質不良

1.1, 1.2,2 溫度偵測1.1, 1.2,2 通風排氣裝置1.2 液位偵測1.1,1.2 火災偵測(UV或TD)

1.1，1.2 溫度過高停止加熱器加熱1.1, 1.2,2 通風排氣不良，達燃燒下限25%時，連鎖Wet Bench機台關機1.2 液位過低停止加熱1.1.,1.2 UV或TD其中一個啟動，即啟動CO2滅火器及Wet Bench 機台電源關斷

1. 12. 4

1. B2. E

1.1, 1.2, 2如警報連鎖1,2 通風不良及液位過低警報時，人員察看及處置

1. 加熱器停止加熱機制及其控制迴路需定期測試2. 通風設備需定期維修保養3. 機台關斷機制需定期測試4. UV或TD其中一個啟動至CO2滅火器啟動路徑需定期測試或並聯加裝CO2

滅火器

表8　ACT tank—加熱系統—石英護套組之FMEA記錄表分系統 ACT tank 模組加熱系統件號名稱石英護套組功能規格安全保護，避免有機溶液直

接與加熱器接觸。編號 03


1.裂縫2.破裂

1.老化或外力撞擊2.外力撞擊

1. 因為N2 purge之壓力高過tank底部壓力，因此即使石英護管有裂縫產生，裡面所充之氮氣對ACT而言為一正壓，會將ACT往外推，不會造成重大危害，但有可能導致石英護套破裂2. 有機溶液直接與加熱器作用，嚴重可能造成火災

1. N2 purge，利用氮氣壓力變化測得2 . 火災偵測(UV或TD)

1. 氮氣壓力過低停止加熱器加熱2. UV或TD其中一個啟動，即啟動CO2滅火器及Wet Bench 機台電源關斷

1. 42. 1

1. F2. F

停機檢查 1. 加地震規量測，地震達一定級數時連鎖Wet Bench機台電源關斷2. UV或TD其中一個啟動至CO2滅火器啟動路徑需定期測試或並聯加裝CO2

滅火器


324

表9　ACT tank—補充系統—ACT local supply system之FMEA記錄表分系統 ACT tank 模組補充系統件號名稱 ACT local supply system

（含supply tank、輸送管線及控制閥A02）

功能規格將ACT溶液由補充槽輸送至製程槽本體。從ACT local supply tank至機台間之輸送管線為雙套管，機台內部至ACT槽間則為單套管。

編號 11


1. supply tank裂縫或破裂2. 輸送至ACT槽之管線破裂3. A02閥無法開啟或關閉

1. 老化、地震或外力撞擊2. 老化、地震或外力撞擊3. 閥本身機件故障或喪失動力源

1. ACT經由破口處洩漏至周圍環境；除對環境造成污染外，若遇點火源，可能發生火災。2. 在輸送過程中，須雙套管均破裂，才會造成如1之效應；但若破口處為機台內之輸送管線，ACT從破口流出，leak sensor偵測到洩漏，製程將停止。3. 若閥無法開啟，無法補充ACT，可能使製程無法進行；反之，若無法關閉，則ACT持續進入ACT tank 中，將造成ACT溢流，除污染環境外，若遇點火源，可能發生火災。

1.,3. 火災偵測(UV或TD)

1.,3. UV或TD其中一個啟動，即啟動CO2滅火器及Wet Bench 機台電源關斷

1. 12. 43. 1

1. E2. E3. D

停機檢查 1. 加地震規量測，地震達一定級數時連鎖Wet Bench機台電源關斷2. 補充系統附近裝設該有機溶劑(ACT)之感測器並設定25%燃燒下限警報及連鎖關斷有機溶劑(ACT)之供應3. UV或TD其中一個啟動至CO2滅火器啟動路徑需定期測試或並聯加裝CO2

滅火器

表10　Robot system—Z軸模組—Z軸servo motor之FMEA記錄表分系統 Robot system 模組 Z軸模組件號名稱 Z軸servo motor 功能規格供給機械手臂上、下動作之動力編號 16


1. 馬達不能啟動2. 馬達運轉不順暢3. 馬達定位不正確

1.1 無電源供應或斷線或電容器損壞1.2 驅動器故障 ,不能啟動馬達1.3 煞車電路失效使煞車器持續煞車,故馬達不能啟動2.1 馬達內部線圈局部短路

2.2 馬達軸承及連軸器等處未定期添加油潤滑2.3 馬達驅動的皮帶老化鬆弛馬達電源電壓過低或電流不足3.1 馬達定位之極限開關機械疲乏造成接觸不良3.2 馬達定位之極限開關電氣性能老化,反應延遲3.3 人為設定錯誤

1. 機械手臂不能升降,引起製程中斷,但無重大危害2. 位於機械手臂架上之晶片受振動,可能使晶片受損3. 當機械手臂降下時, 若其定位不正確 ,則該機械手臂及晶片,均可能撞擊槽體,造成槽體破裂或使晶片受損，嚴重導致有機溶劑化學品之洩漏，遇火源可能發生火災

1. 馬達電流 1. 電流過低警報 1. 42. 43. 1

1. F2. E3.1 E3.2 E3.3 C

檢查Robot system

1. Robot system之功能定期測試2. UV或TD其中一個啟動至CO2滅火器啟動路徑需定期測試或並聯加裝CO2滅火器3. Robot system之參數設定應設定操作人員權限(操作人員須經過教育訓練)及設定錯誤之系統警告值

325


透過FMEA對於Wet Bench細部規格之分析，針對重要元件進行重點分析，以找出更多

的火災爆炸事件組合，由初步分析結果發現：

除了FTA所找到的火災爆炸組合外，尚須注意下列事項：

1. 製程化學品變更時須有一套評估化學品

不相容性之SOP，避免化學品不相容性發生，可能引發火災。

2. 加熱導線電流負載變更時，重新評估導線

規格，以避免過電流造成絕緣劣化導致短

路引發火災。

3. 地震造成撞擊嚴重可導致火災，故地震達

一定級數時須連鎖Wet Bench機台電源關斷。

4. 溫度警報值之人為設定錯誤，可能導致加

熱器持續加熱，嚴重時可能引發火災，故

溫度顯示設定應設定操作人員權限（操作

人員須經過教育訓練）及設定錯誤之系統

警告功能。

5. 有機溶劑之補充系統導致化學品的洩漏，

進一步可能引發大火，因此，補充系統附

近應裝設該有機溶劑（ACT）之感測器並設定25%燃燒下限警報及警報連鎖關斷有機溶劑（ACT）之供應。

6. 有機溶劑之廢液排放導致化學品的洩漏，

進一步可能引發大火，因此，廢液排放附


7. 機械手臂撞壞化學品槽體導致化學品的洩

漏，可能進而引發大火，除硬體應定期維

修保養外，有關操作變數設定屬人為操作

作業部分，亦應設定操作人員權限（操作

人員須經過教育訓練）及設定錯誤之系統

警告功能。

有關人員傷亡部分，相關事項如下：

(1) 維修作業或異常狀況排除時，窗戶之互鎖功能需確保。

(2) 補充溶液之人為作業穿戴個人防護裝備。(3) 各電力系統包含機台、通風排氣、製程感

測器（溫度、液位）、火災偵測器（UV或TD）及消防系統之主電力、UPS及緊急發電備用奠立之串接需確保每個系統之功

能正常。

結論與建議

由本研究內容如下：

1. 針對國內LED產業蒐集相關職災案例共15件，並進行災因分析。

2. 針對國內LED產業6個廠進行web bench使用性安全調查，並完成統計分析。

3. 依照國內LED產業web bench使用狀況需求將設備分成27種類型，並參照相關國內外法規與標準、蒐集之產業職災案例、以及

產業設備使用安全調查結果，針對現場情

況進行FTA、FMEA風險評估分析。4. FTA、FMEA風險評估分析結果，可供國

內LED產業在web bench設備之採購、操作與維護使用之基準。

由本研究所得結果，提出以下建議：

1. 加熱器失效、化學品不相容反應、電氣短

路以及靜電等因素建議業者將其作為採用

Semi標準時的重點項目。2. 採購時廠商已經考量之重點為設備構造材

質、液位偵測器與過溫失效安全連鎖，建

議業者在採購、操作與維護上應多加注意

電氣安全。

3. 有關化學清洗槽系統運作之管理及安全措

施建議如下：

(1) 製程化學品變更時須有一套評估化學品不


326

相容性之標準作業流程。

(2) 加熱導線電流負載變更時，重新評估導線規格，以避免過電流造成絕緣劣化導致短

路引發火災。

(3) 溫度警報值之人為設定錯誤，可能導致加熱器持續加熱，嚴重可能引發火災，故溫

度顯示設定應設定操作人員權限（操作人

員須經過教育訓練）及設定錯誤之系統警

告功能。

(4) 有機溶劑之補充系統導致化學品的洩漏，進一步可能引發大火，因此，補充系統附


(5) 廢液排放附近應裝設該有機溶劑（ACT）之感測器並設定25%燃燒下限警報及警報連鎖關斷有機溶劑（ACT）之排放。

(6) 機械手臂撞壞化學品槽體導致化學品的洩漏，進一步可能引發大火，除硬體應定期

維修保養外，有關操作變數設定屬人為操

作作業部分，亦應設定操作人員權限。

(7) 維修作業或異常狀況排除時，窗戶之互鎖功能需確保。

(8) 補充溶液之人為作業穿戴個人防護裝備。(9) 各電力系統包含機台、通風排氣、製程感

測器（溫度、液位）、火災偵測器（UV或TD）及消防系統之主電力、UPS及緊急發電備用電力之串接需確保每個系統之功

能正常。

誌謝

本研究由行政院勞工委員會勞工安全衛生

研究所102年度研究計畫(IOSH102-S320)經費支持，謹此敬表謝忱。

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衛生研究所；2013。


328

Research Articles

The Study of Safety Survey for Wet Bench inLED Process

Yuan-Pin Shih1　Tzu-Chi Wang2

　Cheng-Ming Chang3　Tsung-Chi Chuang3

1　 Department of Mechanical Engineering, Taoyuan Innovation Institute of Technology

2　 Department of Chemical Engineering and Materials Engineering, Chinese Culture University


Abstract

In terms of procurement requirements, operation, and maintenance, the wet benches used in

domestic LED industry are very different from those used in the semiconductor and optoelectronic

industries. This study conducted hazard analysis and safety investigation on wet benches in LED

industry with the aim of providing LED industry with checking standards for wet bench procurement

and maintenance.

The results are as follows: 1. Fifteen occupational incidents in domestic LED industry were

collected and analyzed; 2. Safety investigations on wet benches were conducted in six LED plants,

and statistical analysis was completed; 3. Wet benches used by domestic LED industry were

classified into 27 types according to their functions, and FTA/FMEA risk assessment were carried out

through different types of equipment in reference to domestic and foreign regulations and standards,

occupational incident cases collected, and the results of safety investigations; 4. The results of

FTA/FMEA risk assessment can be used by LED industry as the checking standards for wet bench

procurement, operation, and maintenance.

The recommendations resulting from this study are as follows: 1. Domestic LED industry usually

purchase customized wet bench equipment, it is recommended that more attention should be paid to

electrical safety in the process of wet bench procurement, operation, and maintenance; 2. In regard

to management and safety measures of wet bench system operation, it is recommended that standard

Accepted 13 April, 2016 Correspondence to: Cheng-Ming Chang, Institute of Labor, Occupational Safety and Health, Ministry of Labor, No.99, Lane 407, Hengke Rd., Sijhih District, New Taipei City 22143, Taiwan(R.O.C.), Email address: [email protected]

The Study of Safety Survey for Wet Bench in LED Process

329

operating procedures for assessing the incompatibility of chemicals and the process for authorizing

operators to set operation conditions are established, and the interlock function is assured during

maintenance and troubleshooting abnormal situations.

Keywords: Wet bench, Hazard prevention, Safety survey


330

綜論

奈米微粒危害測試技術與生物毒性指標之探討

李宥萱1　方春詠

1　陳春萬

2　王應然

1

1　國立成功大學環境醫學研究所


摘要

隨著奈米科技的精進發展，奈米材料已經被廣泛的應用在生活環境中。然而，奈米微粒對

生物體產生的毒性與危害，至今仍未十分瞭解。奈米微粒有許多獨特的物化特性，而這些特性

可能會影響其細胞毒性反應。雖然毒性測試的方法種類甚多，但是目前尚缺少合理且共通的生

物毒性指標、毒性測試系統與危害評估平台等，以作為奈米物質管理機制的參考。本研究選用

在生活上已廣泛被應用且可能具有生物毒性之奈米銀進行實驗。合成的奈米銀微粒會依照我們

所設定的測試流程，先分析其物化特性再以細胞株進行體外實驗。奈米銀經物化特性分析後，

皆符合我們進行實驗所需之材料要求。體外試驗中，我們使用人類支氣管上皮細胞（BEAS-2B

cell line）進行實驗，並利用MTS與Live/Dead cell viability分析方法進行細胞毒性分析。細胞毒

性測試結果顯示，奈米銀曝露細胞後會誘導活性氧物種（ROS）生成、血基質氧化酶（HO-1）

基因表現、細胞自體吞噬與細胞凋亡的產生。由於在細胞未產生顯著死亡毒性前，便可觀察到

一些生物指標的改變，因此我們建議可利用偵測ROS、HO-1之基因表現並藉由分析細胞自體吞

噬現象作為危害效應之初步指標。本研究依據過去經驗及文獻提供一個初步細胞毒性篩選流程

項目，經由奈米銀的測試結果，本研究所提出之流程可能也可以進一步應用於其它奈米物質的

危害效應測試。

關鍵字：奈米微粒、物化特性、細胞毒性、生物指標

民國 104 年 6 月 8 日投稿，民國 105 年 3 月 3 日修改，民國 105 年 5 月 2 日接受。通訊作者：王應然，國立成功大學環境醫學研究所，台南市北區勝利路 138 號，電子郵件信箱： [email protected]。

331


前言

奈米科技是目前科技發展的趨勢，因為奈

米改變了許多以往我們對其原有的物理原理與

化學性質的認知。由於相同的物質在傳統大小

下或是變成奈米尺度之後，會產生截然不同的

效應，顛覆了其原有的特性，也讓奈米科技的

發展存在更多潛力，因而被視為第四波的工業

革命。在眾多的奈米材料中，因為奈米銀具有

良好的抗菌活性[1]，近年來廣泛地被應用於生物醫學各項產品，此外，許多的日常生活用

品（包括化妝品、紡織衣物）也都會添加奈米

銀以兼具抗菌的效果，雖然奈米科技是目前科

技發展的顯學，但對人類的健康與自然環境也

可能會有負面的衝擊，因此近幾年來各國（包

括英、美與歐盟等國）對奈米微粒的風險議

題，均採取因應措施（制定風險評估與管理規

範），以保護民眾與勞工的健康並維護國土環

境的安全。

由於奈米物質的曝露風險與日俱增，而且

目前尚未有標準的方法進行奈米材料的安全性

評估，目前科學界與相關管理機關皆提出在進

行任何的毒理學研究之前，都必須提供物化特

性數據[2]。近幾年的一些研究報導也提出在奈米毒性研究中，其它因奈米微粒的物化特性所

產生需要評估的影響，例如奈米微粒對分析平

台與偵測系統的干擾[3-5]，或者在細胞試驗中添加血清對奈米微粒於溶液中均散程度以及微

粒表面的吸附性影響[6]。當我們選擇進行奈米微粒毒性的評估模式

時，必須考慮其標的器官（如肺臟）以及參與

作用或受到影響的標的細胞（如上皮細胞、巨

噬細胞）。目前可使用體外（in vitro）或體內（in vivo）試驗來進行奈米毒性機制之評估。為了建立合適的評估標準，必須了解奈米微粒

種類、特性、曝露方式以及危害風險。目前針

對奈米微粒發展的毒性評估策略包括：1. 物化特性分析；2. 細胞外評估模式，如溶解度、活性氧物種產生能力、聚集程度、zeta potential等；3. 細胞培養模式，如腫瘤細胞株、初代細胞（primary cells）、或是co-cultures；4. 動物實驗[7]。為了得到正確且可重覆比較的結果，建立體外試驗模式評估奈米微粒毒性是有必要

的。肺臟上皮細胞是曝露奈米微粒的第一防

線，與奈米微粒直接接觸產生交互反應，肺臟

上皮細胞不只維持肺臟重要功能，也參與調節

呼吸道發炎反應，因此研究常使用肺臟上皮細

胞BEAS-2B及巨噬細胞作為呼吸道健康及奈米微粒毒性評估的細胞模式。

奈米微粒進入細胞後可能造成生物毒性

（toxicity），所謂毒性，意指對生物體結構造成破壞或功能紊亂的一種性質，因而當生物

體受到微粒曝露後，若未造成細胞或生物體死

亡，並非不具有毒性，需再進一步進行生物毒

性測試（biological toxicity test）[8]。生物體受到奈米微粒曝露後，會經由細胞內清除外來

物之機制，將微粒送至溶酶體（lysosome）進行水解，但水解過程亦可能造成微粒釋出本身

帶有之離子[9]；或經由微粒所具有之催化作用，於細胞內產生多餘之自由基，造成氧化壓

力（oxidative stress）上升[10]，此皆與微粒誘發之生物毒性有關。自體吞噬(Autophagy)是一個降解細胞蛋白及細胞質胞器的過程，由

於autophagy易受到微環境及外來物所誘導，比細胞死亡的現象提早發生，因此我們認為

autophagy可當作早期生物毒性之指標[11, 12]。奈米材料的改良與精進使得奈米商品遍

佈於我們的生活環境之中，然而，奈米微粒對

生物體的毒性與危害至今仍未十分瞭解。面對

迅速發展的奈米科技，及其可能衍生的各種問


332

題，我們必須加緊腳步，利用新的實驗技術與

文獻整理來一一了解各種奈米微粒所可能造成

的生物體危害影響。為了能夠研擬奈米微粒細

胞毒性篩選平台之流程與項目，我們將依序進

行(1)奈米微粒物化特性分析之項目介紹與測定；(2)細胞毒性測試方法之選擇；(3)微粒造成細胞重要生物效應指標等結果之呈現，提供本

研究之建議流程與方法。

研究方法及步驟

1. 收集並追蹤「國際標準化組織（International Organization for Standardization, ISO）」、「歐盟（European Union, EU）」及「經濟合作與發展組織（Organization for Economic Co-Operation Development, OECD）」等國際組織所公佈之細胞株危害測試方法及相

關安全規範與管理策略。

2. 水合粒徑、分散性及表面電荷（Z e t a potential）

取適量濃度約1ml的奈米銀溶液放置於樣品槽（Cuvette）中，再放入Beckman Coulter Delsa Nano（Particle size analyzer）儀器中，分別根據動態光散射法以及相位

分析光散射法，分析奈米微粒在溶液狀態

（以水或培養基作為溶劑）下的粒徑平均

值與分佈以及粒子的表面電位。

3. UV-Vis藉由UV-Vis來進行奈米銀微粒的吸收

光譜測量，以確保所合成之奈米銀微粒的

長期穩定度，將空白試劑MQ water放入超微量分光光度計NanoDrop 2000c儀器中進行blank，再取適量濃度約1ml的奈米銀溶液放置於樣瓶槽（Cuvette）中，再放入儀器進行分析。

4. 奈米銀真實粒徑測量與元素分析

將合成後的奈米銀溶液取適當濃

度及體積，將其滴在銅網上，放置在鋪

有乾淨紙張的10cm dish中，再放入烘箱中使水分揮發，再以穿透式電子顯

微鏡（transmission electron microscope, TEM），觀察奈米微粒的型態以及真實的粒徑大小，再利用X射線能譜儀（Energy Dispersive X-ray, EDX）進行元素分析。

5. 奈米銀粒子在培養液中的溶離狀態

將100ppm奈米銀配置於DMEM培養液中，經過24小時，37℃靜置之後（模擬細胞暴露奈米銀的情況）進行樣品分析。

進行分析前須先將樣品以離心的方式過

濾未解離的奈米銀粒子（Amicon Ultra-4 centrifugal filters (3 KD)），然後收集離心液並以2%(v/v)硝酸水溶液在95˚C的溫度下進行消化動作兩次以分解離心溶液中干擾

物，最後再稀釋成合適的濃度後進行AAS（PerkinElmer AAnalyst 600）的分析。實驗結束後，須將含有銀離子的液體集中至

重金屬廢液回收桶，代日後交給專門公司

進行廢液處理工作。

6. 細胞培養（Cell culture）BEAS-2B是經過SV40 early-region

genes轉染所建立之不朽化正常人類支氣管上皮細胞株，培養於LHC-9培養液中，由於LHC-9培養液成分曾報導會促使奈米微粒聚集，影響細胞毒性及生物效應的評

估，因此曝露奈米微粒前，BEAS-2B則繼代培養到DMEM培養液中（含有5%胎牛血清及penicillin-streptomycin抗生素），並於奈米微粒溶液中添加BSA（0.1-1%）以減輕奈米微粒聚集的現象。

333


7. 細胞存活率（Cell viability）[13,14]：依細胞培養步驟收集培養之細胞，離

心後去掉上清液，加入適量的medium，取適量的細胞液種於96 well中，每個孔盤中的細胞數量為1x104

，24小時後給予不同濃度的奈米銀，等作用時間結束後，將含

有奈米銀微粒的medium移除，以PBS清洗1~2次，之後加入MTS solution 200 μl，於37℃培養箱靜置1小時，混合均勻後，以ELISA Reader讀取490nm波長的吸光值分析細胞存活情況。

8. Live/Dead cell viability assayBelyanskaya等人的研究並認為，應

至少使用兩種細胞毒性分析方法來得到可

靠的實驗結果[14]。Live/Dead cell viability assay，此方法是利用方便快捷的雙色分析試劑盒，可用於測定細胞群中細胞的活

性。依細胞培養步驟收集培養之細胞，離

心後去掉上清液，加入適量的medium，取適量的細胞液種於6 well中，每個孔盤中的細胞數量為6x105

，24小時後給予不同濃度的奈米銀，等作用時間結束後，將含有奈

米銀微粒的medium移除，以PBS清洗1~2次，之後加入calcein acetoxymethyl （calcein AM）和ethidium homodimer（EthD-1），於37℃培養箱靜置20分鐘，以流式細胞儀分析細胞存活以及細胞攝入奈米銀情形。

9. 氧化壓力（Oxidative stress）分析[15]將BEAS-2B細胞曝露奈米銀微粒1、

3、6小時後，以1,500rpm進行離心，將細胞離心並除去medium，以PBS進行清洗1~2次，再次以1,500rpm離心，再以含有5 μM H2DCFDA 500ml之PBS進行回溶，染劑作用時間約15分鐘，再利用流式細胞儀進行分析。

10. 生物毒性指標分析利用高解析之精密儀器驗證奈米微粒

在特定曝露條件及濃度下是否會誘發不同

程度的細胞毒性。以Real-time PCR分析與抗氧化系統相關之HO-1基因之表現，此外也利用螢光顯微鏡觀察生物效應指標（自

體吞噬，AO）及特定的死亡模式（細胞凋亡，DAPI染色質濃縮）表現。由分析之結果中，篩選出適合作為奈米微粒毒性

之建議測試方法。

結果與討論

1. 國際組織與文獻對於奈米安全管理策略之

發展與建議探討

隨著各式各樣的奈米化產品在我們

日常生活中日趨普及化，國際間許多政府

單位與民間機構都開始注意到，奈米科技

發展對人類與自然環境可能產生的衝擊與

潛在危害效應，因而針對相關產業的發展

建立法規進行管理。經濟合作與發展組織

（Organization for Economic Co-operation and Development, 簡稱OECD）在2006年設立了工程奈米物質工作小組（Working Party on Manufactured Nanomaterials, 簡稱WPMN）。在2011年2月份，OECD發表了「奈米安全報告書」，整理了WPMN五年的重大成果，包括奈米材料資料庫建

立以及其對「環境（environment）、健康（health）、安全（safety）」的研究、奈米材料的安全性測試、奈米毒性測試方

法、奈米材料測試準則、自願性申報與法

規合作案、風險評估合作案、曝露測量

合作案、奈米科技環境永續性等。2013年二月份，OECD又發表了「各代表國於人造奈米材料安全的發展現況（Current


334

Developments in Delegations on the Safety of Manufactured Nanomaterials）」整合了澳洲、奧地利、加拿大、丹麥、芬蘭、法

國、德國、義大利、日本、韓國、荷蘭、

南非、泰國、美國、歐盟等國的針對奈米

安全發展的回應。最近，美國環境保護協

會（Environmental Defense Fund）與杜邦公司（DuPont）間就共同提出一套奈米微粒風險管理的架構，以分析新發展出的奈

米材料對環境健康與安全（environment, health and safety, EHS）之風險，提高奈米科技產品的社會接受度。此架構包含

六個步驟： ( 1 )描述材料與它的應用性（Describe material and its applications）。(2)建立奈米材料的盛衰過程（life-cycle）（包括：原料來源、原料處理、製造合成、應用、廢棄處理）中它們的物化特性、危害與曝露影響的輪廓資料。(3)評估奈米材料的風險性。(4)製定風險管理方法。(5)組成跨領域決策小組建立相關法條。(6)建立審閱團隊確認相關資訊保持更新。（參考http://www.nano-riskframework.com）。國際標準組織（ Internat ional Organization for Standardization, 簡稱 ISO）制定了奈米技術的工作定義，並且發佈了奈米技術相關詞彙的標準。於

2005年，ISO成立了TC229技術委員會（Technical Committees），以負責奈米物質的標準制定，而在這個技術委員會下

又再設立了四個工作小組（Joint Working Groups），分別負責奈米物質的術語與命名（JWG 1）、奈米物質的量測與特性分析（JWG 2）、奈米物質的EHS效應（JWG 3）與奈米物質的規範（JWG 4），其中關於奈米的「環境、健康與安

全」效應部份又分成5個工作重點：(1)監控奈米物質職場曝露的標準方法，(2)決定奈米物質的相對毒性/潛在危害的標準方法，(3)奈米物質毒性篩選的標準方法，(4)判定奈米物質對環境的友善使用性的標準方法，以及(5)確保奈米產品安全性的標準方法。這個技術委員會公佈了37件奈米科技相關技術的標準指南，可上網路查

詢。

針對「奈米物質毒性篩選的標準方

法」，ISO在2014年時釋出最新公告的技術報告ISO/TR16197，其內容包含體外細胞和體內動物實驗的建議項目。體外細胞

實驗包括：(1)細胞毒性篩選方法；(2)細胞內氧化壓力篩選方法：(3)發炎及免疫反應篩選方法：(4)基因毒性篩選方法：(5)皮膚毒性測試；體內動物實驗則包括：(1)斑馬魚胚胎模式：(2)其他動物模式（如水蚤和大鼠）等的建議。目前毒性物質

（如化學品）的風險評估方式仍舊相當依

賴動物模式所提出的不良健康影響，然而

利用體外的試驗結果推估體內的結果已然

成為研究毒性效應的趨勢，許多細胞損傷

反應機制已可作為定量工具，進行工程

奈米材料危害特性的評估[16]。美國國家職業安全及健康研究院（National Institute of Occupational Safetyand Health, 簡稱NIOSH）於2004年設立奈米技術研究中心（Nanotechnology Research Center, 簡稱NTRC），以整合NIOSH內部對安全奈米技術的研究；NIOSH在2005年提出「奈米物質操作安全指引」，以針對職業奈米曝

露之毒性與危害風險，提出了跨領域的研

究計畫；在2012年6月份，NIOSH又發表另一份指南，名為「研究工程奈米材料之

335


實驗室通用安全準則」，提出工程控管與

安全措施之建議，以供實驗室或小規模實

驗操作人員處理奈米材料之參考。美國職

業安全與健康管理局（Occupational Safety and Health Administration, 簡稱OSHA）近日發表「奈米物質安全使用概要

（Working Safety with Nanomaterials）」，希望藉此報告提供工作人員關於目前奈米

技術潛在危害的基本資訊與避免曝露風險

的安全管理方法。OSHA表示目前對工作場的曝露量限制是針對一般的塊材物質，

但可能不適用於同物質的奈米微粒，所

以雇主應善用OSHA所提出的曝露控制措施，以降低從事奈米技術的研發人員或奈

米物質生產的工人的奈米曝露量。目前針

對奈米物質的危害測試技術世界各國仍缺

乏一套較為可行之流程架構，雖然部份國

際組織已有提出相關內容，但仍缺乏實際

驗證與執行的方法，為此，本研究期望利

用下列之成果嘗試擬定奈米物質危害測試

分析流程。

2. 奈米微粒物化特性分析

奈米微粒的物化特性對於後續in vitro的毒性分析相當重要，因此實驗會先分析

自行合成之不同粒徑與表面修飾的奈米

銀微粒，其項目包含粒徑大小與分佈、外

形、化學組成、表面化學、表面電位、溶

解度、比表面積等特性。奈米銀微粒曝露

細胞時，需分散在細胞培養液中（含1% FBS），因而亦會測試奈米微粒分散於培養液中之物化特性。

本研究主要是以表面修飾檸檬酸鹽

（citrate）的奈米銀進行實驗，透過穿透式電子顯微鏡（TEM）的圖像分析奈米銀微粒。本實驗室製備之奈米銀微粒，其外

觀為球形，其晶形為六角晶格（hexagonal lacctice）排列（圖1）。

圖1　以TEM進行奈米銀微粒顯微觀察之結果(a)奈米銀的外形；(b)單顆奈米銀微粒經X-ray繞射之晶形（六角晶形）。

從TEM結果中計算奈米銀顆粒的實際大小，其平均值約為26.2±7.6nm（表1），此外奈米微粒分散於細胞培養液中（DMEM）之水合粒徑相較於在純水中均有明顯的增大，可能是因為培養液中的蛋

白質成分貼附在奈米銀微粒表面而造成粒

徑增加。

表1　奈米銀微粒之物化特性物化特性分析方法a 分析條件分析結果

實際粒徑大小 TEM 乾燥 26.2 ± 7.6 nm

外形 TEM 乾燥球形

水合粒徑大小 DLS 水分散液 45.7 ± 1.9 nm

聚散狀態（分散指數b） DLS 水分散液 0.363 ± 0.04

水合粒徑大小 DLS 細胞培養液(DMEM) 64.8 ± 1.8 nm

聚散狀態（分散指數） DLS 細胞培養液(DMEM) 0.360 ± 0.01

表面電位（Zeta電位c） PALS 水分散液 -28.4mV

表面電位（Zeta電位c） PALS 細胞培養液(DMEM) -18.2mV

化學組成與純度 EDX 乾燥 99.5%(Ag)

最大吸收波長（λmax） UV-Vis 水分散液 389 nm

最大吸收波長（λmax） UV-Vis 細胞培養液(DMEM) 398 nm

溶解度 AAS 細胞培養液(DMEM) 0.08%a 穿透式電子顯微鏡（Transmission Electron Microscopy, TEM）；動態光散射分析（Dynamic Light Scattering, DLS）；相位分析光散射（Phase Analysis of Light Scattering, PALS）；能量分散X光光譜（Energy-dispersive X-ray spectroscopy, EDX）；紫外光可見光吸收光譜（UV-Visible light spectroscopy, UV-Vis）；原子吸收光譜分析（Atomic Absorption Spectrometry, AAS）

b 分散指數（polydispersity index）數值小於0.2為極佳分散性。c Zeta電位大於30mV或小於-30mV之懸浮液粒子進行布朗運動時彼此不易吸附聚集。


336

分散指數（Polydisperisity Index, PI）可代表粒子在溶液中的聚散狀態，其值越

小代表分散程度越佳，如表1之統整結果可以發現我們合成的奈米銀雖然實際的粒

徑約為20奈米，但在水中仍會發生些微的附聚現象（agglomeration），而分散在含1% FBS的細胞培養液中時，可能因為吸附培養中的鹽類或蛋白質，讓測出來平均

粒徑變得較大（約60奈米）。分析其表面電位與聚散狀態時，我們

分成兩種條件進行討論：(1)水溶液與(2)含1% FBS之培養液。如圖2所示，此奈米銀分散在水中的最大吸收光值（λ max）為389nm，但分散在含1% FBS的培養液時，其最大吸收光值變為398nm，此結果顯示奈米銀在含1% FBS的培養液中，可能吸附培養液中的鹽類離子或者FBS的蛋白質成分，而使粒徑稍微變大，並改變

其光譜特性［奈米銀分散在含1% FBS培養液中之全波長（UV-Vis）光譜在600nm附近多了一由培養液所產生的吸收小波

峰］。在不含1% FBS的培養液中，可能因為奈米微粒在沒有1% FBS的均散作用下，與培養液中的蛋白形成不具有吸收光

的物質，而造成奈米銀的最大吸收波峰的

下降與位移。

由於以氮吸附法測定表面積，需要耗

掉大量的樣品，所以我們改以計算方法推

算奈米銀的比表面積。比表面積的公式為

表面積除以體積，因此奈米銀微粒的比表

面積即為微粒表面積除以其微粒的體積。

假設合成奈米銀微粒均為球體，先計算出

重量為一克之銀原子的總體積，再除以我

們所合成的奈米銀微粒之體積，便可以

推算出每克奈米銀微粒共含有多少顆奈米

銀微粒，並計算出每克中總顆數的奈米銀

粒子的總表面積，再除以其總體積，即可

得重量為一克之奈米銀粒子之比表面積，

本實驗室製備之奈米銀微粒比表面積為

0.114504 m2/g。

圖2　小粒徑奈米銀分散在純水與含1% FBS培養液與不含1% FBS培養液的UV-Vis吸收光譜。

3. 不同超音波震盪時間與不同分散條件之物化特性

奈米銀以不同時間之水浴超音波震

盪，或伴隨探針震盪為不同的測試條件

下，進行小粒徑奈米銀微粒的粒徑與聚散

狀態的分析（表2），自行合成之小粒徑奈米銀微粒在水中透過水浴的超音波震盪

時間的增加能夠降低其粒徑，在serum free的培養液中其粒徑有明顯放大了近10倍，可能是因為培養液中的蛋白質與奈米銀微

粒發生反應結合，而造成的影響，而再含

有1% FBS培養液的組別透過不同震盪條件下均沒有明顯的改變，代表合成的奈米

銀微粒穩定性高，後續以含1% FBS培養液水浴超音波震盪10分鐘的條件做為細胞毒性測試的條件。

337


表2　不同震盪時間及方式下在不同介質中的奈米銀微粒水合粒徑及聚散狀態

Water bath 5min 10min 15min 20minIn water

水合粒徑大小

(nm)67.7±1.915 45.7±1.9 41.3±1.49 29.6±1.715

聚散狀態（分散指數）

0.382±0.005 0.363±0.04 0.344±0.028 0.355±0.016

In Serum free水合粒徑大小

(nm)609.3±53.82 501.3±78.21 613.2±58.0 729.0±31.12


0.246±0.017 0.232±0.023 0.25±0.021 0.282±006

In 1% FBS medium水合粒徑大小

(nm)64.5±2.02 64.8±1.82 70.2±2.35 68.3±2.5


0.34±0.02 0.36±0.015 0.35±0.02 0.34±0.0125

Water bath & probe

10minprobe 30s

10minprobe 5min

20minprobe 30s

20minprobe 5min

In 1% FBS medium水合粒徑大小

(nm)67.86±2.34 77.7±1.71 71.633±0.832 77.466±2.081


0.326±0.005 0.291±0.00288 0.2933±0.0076 0.2963±0.0098

4. 細胞存活率分析

圖3　以細胞毒性測試方法MTS assay分析BEAS-2B細胞存活率。不論是18小時或24小時曝露，合成奈米銀皆隨著劑量的上升而使得細胞毒性增加。（*,#p<0.05, control V.S合成奈米銀）

利用MTS assay分析BEAS-2B細胞之存活率，細胞曝露合成奈米銀18與24小時之後，為了降低奈米銀對MTS之干擾作用，我們經由離心1080×g，10分鐘後，

吸取培養盤內之細胞上清液，利用ELISA reader測定490nm之吸光值並加以計算細胞存活率。其結果呈現出明顯的劑量效

應關係，而其顯著的毒性反應開始於2μg/ml。以24小時曝露之條件而言，奈米銀對BEAS-2B細胞影響之IC50（concentration of 50% inhibition）介於2-7.5μg/ml（圖3）。

5. Live/Dead cell viability assay我們進一步使用Live&Dead細胞存

活率分析試劑來確認MTS assay之分析結果。以流式細胞儀分析細胞染色與細胞攝

入奈米微粒之情形。BEAS-2B細胞曝露合成奈米銀24小時之後，收集各組細胞並進行染色。其結果顯示奈米銀能造成顯著

的細胞死亡情形，並且在5μg/ml的劑量下便有58.95%的死亡率（圖4a）。此結果與MTS細胞存活率的數據雷同。分析流式細胞儀中FSC與SSC的圖形後可以發現，隨著細胞處理奈米銀的劑量上升，一部份

FSC向左位移而SSC則有向上位移之情形（圖4b），證實奈米銀曝露確時會因細胞攝入奈米銀而造成細胞內複雜度增加。

圖4　以流式細胞儀合併使用Live/Dead cell viability assay，分析細胞存活率及細胞攝入奈米顆粒之現象。BEAS-2B細胞曝露不同劑量之合成奈米銀，於24小時後以流式細胞儀分析(a)細胞死亡情形與(b)細胞攝入奈米微粒之情況。X軸：Calcein-AM表示活的細胞；Ethidium表示死的細胞。FSC表示細胞大小；SSC表示細胞內顆粒。


338

6. 生物效應指標―氧化壓力

(1) 以流式細胞儀測量R O S之生成情形BEAS-2B細胞給予不同劑量奈米銀曝露之後，分別在1、3、6小時進行ROS生成之測量，其結果顯示隨著處理的劑

量增加，在不同時間點皆有濃度依賴效

應，此外在時間方面第1小時曝露即會顯著增加ROS含量，於第3小時達最高含量且持續到第6小時（圖5）。

圖5　 BEAS-2B細胞曝露不同劑量之合成奈米銀造成ROS上升。(a)曝露合成奈米銀1小時後之分析結果。(b)曝露合成奈米銀3小時後之分析結果。(c)曝露合成奈米銀6小時後之分析結果。*p<0.05 versus Control。

(2) 以Real-time PCR進行HO-1 mRNA表現量之分析

Real-time PCR是一種具有即時定量基因表現量的分析儀，將BEAS-2B細胞給予不同劑量奈米銀曝露之後，在12

小時收取細胞進行RNA的純化，純化後之細胞RNA先逆轉錄成cDNA，再進行HO-1基因表現量之分析。結果顯示隨著奈米銀之處理劑量的增加，HO-1的表現量也隨之上升，Control組之基因表現則未達最低偵測閥值（圖6）。

圖6　 BEAS-2B細胞曝露不同劑量之合成奈米銀誘發HO-1之基因表現。細胞於曝露合成奈米銀12小時後抽取細胞之mRNA進行Real-Time PCR之分析。N.D.:Not Determined，**p<0.01 vs. Control; ***p <0.001 vs. Control。

7. 生物效應指標―細胞自我吞噬與細胞凋亡

為了確認細胞自體吞噬與細胞凋亡之

現象存在，分別使用AO與DAPI兩種染劑對細胞進行染色。AO染劑於顯微鏡下觀察若產生橘紅色螢光，則表示細胞產生自

體吞噬之情形；此外DAPI是一種對細胞核進行染色的染劑，當細胞核有很明顯的

螢光產生時，可發現染色質濃縮的現象，

此現象可表示細胞凋亡之產生。本計畫之

研究結果發現處理小粒徑奈米銀微粒24小時後，皆可自螢光顯微鏡中觀察到細胞自

體吞噬與細胞凋亡之現象產生（圖7）。

339


圖7　 BEAS-2B細胞曝露奈米銀之後發生細胞自體吞噬與細胞凋亡的現象。(a)曝露10μg/ml奈米銀24小時後，細胞產生明顯之橘紅色亮點，表示酸性小泡之生成而有細胞自體吞噬的現象。(b)曝露15μg/ml奈米銀24小時後，細胞核產生明顯的螢光反應，且“箭頭＂所指的地方有染色質濃縮的現象產生。

奈米微粒具有獨特的物理化學性質而

潛在可能造成器官、組織、細胞、次細胞

及蛋白質層次的不良影響。過去已有文獻

指出奈米材料物化特性對細胞或動物活體

可能產生的各種生物效應（表3）[17]。因此評估奈米受試物之毒性與風險

之前，最重要的第一步必須了解其物化特

性。本研究參考ISO建議之奈米物化特性項目，提出較廣為使用之方法與測試結

果，其內容包含：1. 大小；2. 分布與均散情形；3. 形狀；4. 表面所帶電位（Zeta potential）；5. 元素成分；6. 比表面積；7. 表面化學；8. 溶解度等8大項目，這些資訊有助於日後針對奈米物質進行毒性分類

（Grouping）時的參考依據。

表3　奈米材料物化特性與可能的生物反應奈米材料的物化特性可能的生物效應

粒徑與分佈

穿過組織與細胞膜

細胞損傷

損壞吞噬作用，破壞防禦機轉

轉移到其他器官

高表面積／質量比增加活性

增加毒性

表面化學特性

產生活性氧自由基（ROS）

氧化壓力

發炎反應

誘導細胞激素（cytokine）

消耗穀胱甘肽（Glutathione）

粒腺體枯竭

細胞損傷

蛋白質與DNA受損

無法溶解或低水溶性累積在生物系統內，如人類細胞、組織和肺部

長期可能產生危害效應

聚集現象干擾細胞內的作用

細胞損傷

根據美國Nanotechnology Characterization Laboratory（NCL）所建議之奈米毒性測試方法中，已詳列出氧化壓力、細胞凋亡、

細胞自體吞噬與細胞壞死等的實驗測試

方法（圖8），其所提出之危害指標與我們所進行之測定項目吻合。此外為了評估

奈米材料的危害性，一些毒性機制已用

來建立初始奈米構造效能關係（structure-activity relationships, SARs）的毒性模式，透過細胞損傷反應機制即可連接到疾病的

發病機制與增加毒性測試效率，這些機制

反應包含：氧化壓力、毒性金屬離子釋放

與溶解、細胞膜表面和胞器的損傷、肺部

纖維化反應、發炎體活化的交互作用、光

活化作用與能量變化影響、斑馬魚胚胎孵

化干擾、溶血反應等的探討，皆可做為不

同系統之毒性指標[16]。


340

圖8　美國Nanotechnology Characterization Laboratory（NCL）所建議之奈米毒性測試方法（http: //ncl.cancer.gov/working_assay-cascade.asp）。

結論與建議

隨著奈米化物質在工業與商業上之應用

增加，奈米微粒之毒性效應已儼然成為一門新

興學問，然而針對各種不同奈米微粒的毒性測

試方法仍有許多問題尚待釐清與解決。本研究

透過不同種類的測試結果並經由文獻探討與整

理之後，提出初步的微粒細胞毒性篩選平台

之流程與項目（圖9），雖然測試內容仍不盡完善，然而此平台仍舊可以提供奈米材料快速

的初步毒性評估（依據早期的毒性指標作為判

斷），未來將持續針對其它奈米物質以及其它

毒性指標進行測試，以不同的系統毒性反應作

為分類，進一步應用於奈米微粒之危害評估，

並提供更完整的測試數據。

圖9　微粒細胞毒性篩選平台之初步流程

致謝

本研究承蒙勞動部勞動及職業安全衛生研究所101年度研究計畫(IOSH101-H308)經費支持，僅此敬表謝忱。

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342

Commentary

A Study on the Approaches for Hazard Ranking and Identifying the Biomarkers of the Adverse Effects of

Nanoparticles

Yu-Hsuan Lee1　Chun-Yong Fang1

　Chun-Wan Chen2　Ying-Jan Wang1

1　 Department of Environmental and Occupational Health, College of Medicine, National Cheng Kung University

2　 Institute of Labor, Occupational Safety and Health, Ministry of Labor,

Abstract

Advancement and improvement of nanotechnology, nanomaterials (NMs) have been comprehensively applied in our modern society and greatly influenced our daily life. However, the toxicity and hazardous impacts of nano-scale particles on organisms is still unclear. The different physico-chemical characteristics are identified in the nanofied particles, which may contribute to their toxic effects on the target cells. Currently, there are numerous approaches to carry out toxicity tests but there is a lack of common and reasonable/sensible biomarkers and detection systems for toxicity evaluation as well as a risk management platform for offering the reference database. In this study, we determined to select silver nanoparticles (AgNPs), which have been commonly used in industry, as the candidate toxicants and tend to demonstrate in vitro toxicity to a certain extent. We characterized the physico-chemical properties of the synthetic nanoparticles. We used human bronchial epithelial cells (BEAS-2B cell line) to evaluate the cytotoxic effects by using MTS and Live/Dead cell viability assays. Our results found that AgNPs led to elicit of reactive oxygen species (ROS), up-regulated expression of the Heme oxygenase 1 (HO-1) gene and occurrence of autophagy, which could be the bio-indicators for nanotoxicity. Therefore, the results from the preliminary data shows that MTS and Live/Dead cell viability assays could be used for cell line -based nanotoxicity screening and assessment. To conclusion, the outcome of the present work on AgNPs adverse effects might be implicated to other nanomaterials.

Keywords: Nanoparticles, Physico-chemical characteristics, Cytotoxicity, Bio-adverse markers

Accepted 8 June, 2015 Correspondence to: Ying-Jan Wang, Occupational Health Medical College National Chen Kung University, No.1, University Rd., Tainan City 701, Taiwan(R.O.C), Email address: [email protected]

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