基于幅流风机的地铁列车乘员人体热舒适分析

何锋，刁雷†，韦武，赵京

（1.贵州大学机械工程学院，贵州贵阳 550025；2.贵州航航科技有限公司，贵州贵阳 550025）

地铁列车乘员上下车频繁，内部环境复杂多变，车厢内部热环境不稳定且受空调送风及外部环境影响，使得车厢内乘员热感觉及热舒适发生改变.康伟和李俊[1-2]研究发现风速动态化有利于改善热环境及节能.Mayer E[3]指出气体强度与对流换热系数关系.由于气体脉流强度改变，皮肤温度产生脉动，冷感受器传输到大脑，产生吹风感[4].孙淑凤等人[5]对出风风速进行频谱分析，动态风的频谱与自然风的频谱非常相似.

幅流风机是一种产生周期扰动气流的送风系统设备.近年来，随着国产幅流风机的自主研发[6]，幅流风机逐步应用在地铁列车，以改善车厢乘员人体热舒适.2018 年，赵楠[7]对不同送风温度，加载和未加载幅流风机为变量设计了不同工况及满载情况下加载幅流风机得到了车厢PMV 分布云图，得出结论幅流风机可改善车厢气流，提高人体热舒适.黄木生[8]提出自适应舒适标准-气流不舒适感，即ACS-DR 准则，其较PMV-PPD 准则更适用于非均匀瞬态的温度场.杨志刚[9]等人采用Berkeley 热舒适评价模型对乘员热舒适状态进行了模拟，得到了各影响因素对人体热感觉及热舒适的影响.

目前人体热舒适性评价通常借用适用于稳态、均匀热环境的PMV-PPD 评价法.而地铁车厢环境复杂多变，呈现热环境高度不均匀，幅流风机产生的周期性扰动瞬态气流，因此PMV-PPD 评价法应用在幅流风机的地铁车厢内不合适.Zhang 等[10]基于非均匀和瞬态条件下人体实验测试，建立了局部热舒适、人体局部热感觉、整体热感觉与整体热舒适模型及人体热舒适预测模型.目前鲜有该模型在轨道交通领域有加载幅流风机的情况下应用.

本文通过数值模拟运用瞬态评价模型分析有无加载幅流风机及不同频率扰动场函数动态工况对地铁乘员各项舒适性指标的影响.从而解决地铁车厢热-流场沉闷，乘员热舒适性不佳的问题.

1 计算流体力学数值计算

1.1 人体热舒适性模型

根据黄木生[8]提出的气流引起的不舒适度，DR准则函数表达式如下：

式中：ta为乘员节段某点的温度（℃）；v 为监测点的流速（m/s）；Tu为局部湍流强度（%）；一般来说，对于地铁车厢内流速度较低，湍流强度Tu一般在3%～8%的范围内.当v 小于0.05 m/s 时，取v=0.05 m/s.

根据Berkeley[10]人体热舒适模型，局部热感觉指标回归公式如下：

式中：Ts1为局部皮肤表面温度（℃）；S1为局部热感觉；Ts1s为设定的局部皮肤表面温度（℃）；Tsas为设定的平均温度（℃）；Tsa为平均皮肤温度（℃）；Tc为核心温度（℃）；C1、K1、C2i、C3i为常数回归系数；t 为时间（s）.

局部热舒适指标的回归公式如下：

式（4）为整体热感觉的回归公式：

式中：Wi为各部位影响权重.

整体热舒适与局部热不舒适相关，遵循以下两种规则.规则1：除非规则2 适用，否则整体热舒适度是两个最低局部热舒适度的平均值.规则2：满足第二低的局部热舒适度指标数大于-2.5 且对其热环境有一定的控制，热环境为瞬态，则整体热舒适度是两个最低指标和最大舒适度的平均值.

1.2 计算对象及模型

建立整车模型及人体模型如图1 所示，车厢总长19.8 m，净高2.1 m，净宽2.8 m.因车厢在长度特征方向上对称，以1/2 车厢为计算对象，各风口均按实际尺寸及位置进行布置.简化合并两侧若干送风口为单一长度送风口，用于送入新风；风口和幅流风机数量减半，顶部设回风口1 个，顶部集中回风；送风方式为上送风上回风上下排风形式，如图2 所示.设置双轴幅流风机2 台，单轴幅流风机1 台，风机机组下方均设置回风口1 个，置于出气栏栅下方；废排风口布置2 个在地铁顶板，列车底部设置条缝型废排风口，采用上下排风形式.设置半截车厢12 人，无站立乘员，人体模型均为1.75 m，75 kg.图中P1 至P6 表示乘员1 至乘员6.

图1 车厢三维模型图Fig.1 Three dimensional model of carriage

图2 车厢送风形式Fig.2 Air supply form of carriage

幅流风机是关键模拟部件，叶轮转动带动气流从回风口进入机组.涡流两次贯穿叶轮，在风罩的辅助下形成较大流量流出，形成工作气流；风罩呈周期性动态摆动，出口气流形成动态气流进入车厢.单轴幅流风机，叶轮长550 mm，双轴幅流风机是其两倍.外径80 mm，内外径之比1/2.幅流风机简化结构如图3，实物安装图如图4.

图3 幅流风机简化结构Fig.3 Simplified structure of disturbance fan

图4 幅流风机实物安装图Fig.4 Installation drawing of disturbance fan

1.3 网格划分

通过STRA-CCM+进行几何清理及表面修复，生成增强质量的三角形面网格.对风机叶轮、出口叶栅、风罩及人体表面生成棱柱层及细化网格10%至50%.幅流风机出口栏栅下方采用interface 连接地铁车厢，为保证出口涡流与地铁车厢进行动量、能量等交换连通，对interface 网格细化20%.网格类型选用多面体网格生成体网格，减少计算资源.设置核心网格优化循环3 次，质量阈值0.5.尽可能保证在后续计算流体力学得到的热流场更加接近真实情况，保证其有效性及准确性.地铁及幅流风机整体网格数量332 万，如图5 所示.

图5 地铁及幅流风机网格模型Fig.5 Grid model of Metro and disturbance fan

1.4 边界条件设置

模型计算为隐式非稳态，时间离散格式为二阶，时间步长为0.016 s.计算车厢内受幅流风机扰动的影响，湍流模型选用Realizable k-ε，无太阳热辐射.车厢内流属于低速受限流动，选用Boussinesq 重力模型.模型计算须计算风机，选用分离流模型.分离能量选择AMG 线性求解器采用V 循环.车厢内边界条件均按相关设计单位设计参数设置.半截车厢进风量为4 000 m3/h，回风量2 350 m3/h，废排风量1 650 m3/h.入口边界条件设置为质量流量入口，数值根据空气密度确定，入口温度20 ℃.回风口设置为+y 轴质量流量入口，经计算数值为0.193 2 kg/s.顶部出口及列车底部出口边界条件根据废排风量设置为目标质量流量压力出口，压力值分别为50 Pa.车厢对称面设置为对称边界.

车厢内乘员人体热调节模型均采用Stolwijk 的人体生理温度调节模型，模型把人体分为头、躯干、右上臂、左上臂、右下臂、左下臂、右手、左手、右大腿、左大腿、右小腿、左小腿、右脚、左脚共14 个节段，每个节段分为核心层、皮肤层、肌肉层和脂肪层.TCM 乘客设置根据实验所测设置.TCM 边界设置相对湿度保持40%，外部对流列车参考车速75 km/h，外部总温度35 ℃，车身、车窗及车门设置为对流及热传递系数分别为2.4 W/（m2·K）、3.1 W/（m2·K）和4.6 W/（m2·K）.

幅流风机：设置叶轮转速1 420 r/min，摆动角度76°.风机风罩扰动场函数如下：

式中：ω 为风罩转速；f 为扰动频率；t 为时间.

2 结果与分析

2.1 CFD 数值计算与实验结果对比

因在计算模型中各乘员身高体重、代谢水平及人体各部位设定温度均一致，故在某地铁车厢中选择乘员1 的位置进行实测.图6 为实验测试与仿真结果温度对比云图.实验云图中，背景环境温度为20 ℃，头部面部因戴口罩，躯干、大腿及脚部因着衣呈现较低温度，因此对这些部位进行单独测量.各部位皮肤表面仿真温度及实验温度和温度差见表1.可见，实验与仿真结果在温度云图及皮肤表面温度基本吻合.

图6 乘员1 实验与仿真温度云图对比Fig.6 Comparison of experimental and simulated temperature program of occupant 1

表1 皮肤表面温度仿真与实验结果对比Tab.1 Temperature comparison between simulation and experiment results

2.2 加载幅流风机的影响

设置两组工况：1、（工况一）入口温度20 ℃，未加载幅流风机的静态工况计算；2、（工况二）入口温度20 ℃，加载幅流风机的动态工况计算.根据人体温度边界层在人体各部位微环境下设置监测点，如图7 所示.监测其温度值及风速值.

图7 乘员微环境监测点Fig.7 Microenvironment monitoring points of occupants

人体微环境下的热流场与人体各部位进行热交换.如图7 所示，得出有无加载幅流风机6 名乘员各部位平均温度、平均风速、最大温差和最大风速差对比图.从图8（a）平均风速图，加载幅流风机人体头部、躯干、左手、右大腿等9 个部位平均风速均高于未加载幅流风机.由图8（b）最大风速差可以看出，加载幅流风机使得速度差变缓，很大程度上降低了最大风速差，从而人体微环境速度场更均匀，在人体各部位风速表现出集中的趋势，其中头部对人体影响权重较大，其速度场则均匀的分布在0.175 m/s 附近.由此得出幅流风机可提高流场流速和均匀度，改善车厢内气流组织的作用.

较高较均匀的速度场使得乘员人体微环境温度场得以降低.从图8（a）可以看出加载幅流风机后乘员各部位微环境平均温度均有所降低.较低的温度人体微环境与人体进行热交换，从而改善人体热舒适.而由图8（b）未加载幅流风机乘员身体节段温差波动稍大，较大的身体节段温差引发气流不舒适性.有无加载幅流风机对乘员微环境影响比较明显，其中躯干及头部处微环境影响较大.

图8 微环境监测点平均热流场对比Fig.8 Comparison of thermal flow field of micro environment monitoring points

人体各部位气流不舒适主要受微环境温度及流速的影响.由图9 可知，两工况DR 值均小于20%，表示符合车厢乘员身体各部位符合乘员对气流的满意度.乘员1 在有无幅流风机两种工况和乘员4 有无幅流风机两种工况气流不舒适指标，未加载幅流风机的乘员1 和乘员4 气流不舒适性均在大部分部位高于加载幅流风机的工况.两种工况气流不舒适性最差的均为右手，左手也较差.这是由于人体模型双手放置位置与实际人体位置有所偏差.乘员1 在加载幅流风机后，人体9 个部位气流不舒适性得到降低，其中包括胸部躯干，左手，左上臂，右脚等；乘员4 在加载幅流风机后，人体10 个部位气流不舒适性得到降低，其中包括头部，胸部躯干，右大腿等.这是由于幅流风机的扰动性使得人体周围微环境处于动态环境，气流扰动增强，换热能力提高.而在加载风机后人体各部位气流不舒适指标没有得到全部降低，个别部位DR 值有所增加.这是因为随着在空间不断扩散，风机产生的风速衰减，幅流风机动态特征均有向着进口风单一动态特征转变趋势，最终交融于进口风.

图9 不同乘员气流不舒适指标对比图Fig.9 Comparison of air flow discomfort

在此基础上，选取两工况乘员1 进行热感觉及热舒适分析.图10 为加载幅流风机与未加载幅流风机乘员1 局部热感觉及热舒适对比.从图中看出各局部热感觉除胸部躯干其余均为正值.加载幅流风机后头部热感觉从2.393 9 降至1.313 3，由暖和转变成微暖.其次是右上臂、右下臂、左上臂局部热感觉降低，右手和右脚均有轻微降低.这是由于幅流风机参与工作后，气流主要吹向头部及上肢部分，提高换热效率.其余部位热感觉加载前后产生轻微变化.加载风机后头部热舒适从比较不舒适转变成接近舒适的状态，这说明头部喜好低热感觉.而脚部则相反，更偏好于温暖.工况二中，右上臂、右下臂、右手、头部、左上臂、胸部躯干热舒适性指标大于工况一，其中头部的热舒适性指标差值最大.两工况热舒适最差的均是小腿部分，且加载风机后小腿热舒适得以轻微改善.而同样处于车厢底部脚部均为最舒适的部位，这是因为脚部偏好温暖的环境，车厢底部处于空调送风系统和幅流风机影响最小的位置，温度较高.

图10 乘员1 局部热感觉、热舒适指标对比图Fig.10 Comparison of local thermal sensation and thermal comfort index of occupant 1

夏季整体热感觉偏热的情况下，幅流风机的扰动，加快人体大部分部位换热，降低热感觉以提高热舒适.图11 中，工况二整体热感觉低于工况一7.3%，整体热舒适上升0.76%.这是由于头部及上肢部分对整体热感觉影响权重较大，加载风机后头部及上肢部分热感觉降低后，整体热感觉也随之降低，整体热舒适升高.虽整体热舒适有所升高，而整体热舒适与局部不舒适相关，小腿部位未能充分受到风机扰动，处于车厢底部导致小腿部分热舒适指标没有得到明显改善.

图11 乘员1 整体热感觉、热舒适指标对比图Fig.11 Comparison of thermal sensation and thermal comfort index of occupant 1

2.3 不同扰动场函数频率的影响

机械风和自然风给人以不同感受的原因是谱特征上的区别.保证平均风速较高条件下，改进机械风的送风感，达到自然风谱特征.谱特征和涡旋的紊动频率相关.人体对一定紊动频率范围的气流敏感.因此存在最优风机扰动场函数调整最佳涡旋的紊动频率.使得幅流风机产生的机械风谱特征达到自然风谱特征时气流不舒适指标、热感觉指标及热舒适指标最佳.设置4 组加载风机工况：1.扰动场函数频率2.75 次/min 动态工况计算；2.扰动场函数频率3.75次/min 动态工况计算；3.扰动场函数频率3.25 次/min 动态工况计算；4.扰动场函数频率4.25 次/min动态工况计算.

如图12，在气流不舒适指标上不同频率扰动场函数下不同乘员均表现出变化趋势一致性.这说明，不同乘员的整体微环境换热受到风机罩频率改变影响较小.在局部部位上气流不舒适指标有所改变，其中当频率等于4.25 次/min 时，人体局部气流不舒适指标数值跳跃性较大，除乘员4 以外，在左手、右手、左脚及右脚均表现出比较舒适的状态.但其右大腿、右下臂等均表现出不舒适的状态.这是由于风机扰动频率过高，使得气流变得较为不均匀，部分人体部位表现出不舒适的趋势.因此较高频率扰动的风机扰动不可取，影响热感觉及热舒适性.同时体现了人体局部部位气流感受偏好不同.通过对比可发现，右上臂、右大腿、右小腿、左上臂、左下臂及左小腿更偏好低扰动频率，即2.75 次/min 和3.25 次/min.而右下臂、右手、右脚、左大腿、左手、左脚及胸部躯干更偏好高频率扰动，即3.75 次/min 和4.25 次/min.因此不同频率扰动场函数对人体气流不舒适性的影响视其部位而定.

图12 不同乘员不同频率扰动场函数气流不适指标对比图Fig.12 Comparison of air flow discomfort index of different passengers with different frequency disturbance field function

如图13，乘员1 局部热感觉除胸部躯干均为正值.通过对比，随着扰动场函数频率的增大，右小腿、右小腿和左脚热感觉逐渐增大，右上臂、右大腿、右脚、左下臂、左大腿及左手呈现间歇增大.这些部位受扰动场函数影响较大，其中左脚较为明显.所有工况局部热舒适最差均为左、右小腿.但其频率的改变对左、右小腿影响热感觉影响不大.这是由于人体小腿处于车厢底部，扰动频率特征不断衰减.

图13 不同频率扰动场函数乘员1 局部热感觉、舒适指标对比Fig.13 Comparison of local thermal sensation and comfort index of occupant 1 in different frequency disturbance field functions

图14 中整体热感觉、热舒适指标随着频率的增大而增大，频率跨度越大影响越大.4.25 次/min 的频率扰动场相对于2.75 次/min 整体热感觉增加了0.083 1.2.75 次/min 的频率扰动场整体热舒适为-2.010 25，4.25 次/min 的为-2.022 4.可见扰动场频率的改变虽对人体热感觉及热舒适指标有着规律性影响，但影响效果在频率高差值时更为明显.

图14 不同频率扰动场函数乘员1 整体热感觉、舒适指标对比Fig.14 Comparison of thermal sensation and comfort index of occupant 1 in different frequency disturbance field functions

3 结论

1）人体热感觉、热舒适性指标是多种因素综合作用的结果，包括温度、速度等.人体表面微环境决定着人体换热环境，微环境更加均匀时人体换热效果更佳，气流不舒适指标越低.

2）加载幅流风机可增强车厢气流扰动，提高环境空气参数均匀，降低整体热感觉，提高整体热舒适.其对于乘员头部热感觉指标降低，热舒适指标升高较为明显.

3）较高频率的扰动会使得车厢气流不稳定导致气流不舒适性指标增加.在一定范围内，低频率机械风态更接近自然风，随着扰动场函数频率的增加，车厢乘员人体整体热感觉降低、整体热舒适升高.