基于Berkeley 热舒适模型的起重机操作室热舒适性优化

戴 敏， 丁 亭， 吕 兰， 宋 凯

（1.三一汽车起重机机械有限公司， 湖南 长沙 410600；2.湖南大学 汽车车身先进设计制造国家重点实验室， 湖南 长沙 410082）

0 引言

随着汽车技术的发展， 人们对车辆的舒适度要求日益增加。热舒适性较差的环境会降低驾驶员工作准确率，引起误操作[1]。 由于操作室环境复杂，室内热舒适性问题日益凸显，因此研究其操作室的热舒适性有重要意义。

目前学者对轿车汽车热舒适性进行了研究。 张炳力等人通过更改空调风道和出风口位置来提升乘员热舒适性[2]。周胜等人考虑辐射对人体和乘员舱内温度和气流速度分布的影响[3]。郑习娇研究了在汽车瞬态不均匀环境中的乘员热反应和热舒适的动态变化情况[4]。

本文以起重机操作室为研究对象， 分析操作室内流场和人体温度分布，对假人的整体、局部热感觉和人体舒适性进行评价。 根据分析结果， 本文提出了三种优化方案， 并进行降温性和吹风效果分析以及对最优方案进行操作员热舒适性评价。

1 Berkeley 热舒适模型

乘员热舒适性是乘员对周围环境所做的主观满意度评价， 科学的热舒适性评价标准是分析乘员舱热环境和评价乘员热舒适性的前提[5]。 本文采用Berkeley 热舒适评价模型， 该模型是242 次非均匀环境下的受试者实验得出[6]，在人体热调节模型的基础上考虑了人体局部热调节反应计算人体的整体和局部热感觉以及热舒适指标。

人体热调节模型包含两部分： 被动物理系统将人体划分为21 个不同的节段，各节段划分为不同内径的组织层；主动调节系统量化人体对外界冷热刺激的调节过程。

人体各节段热平衡采用生物热方程表示：

式中：k—组织导热率；T—组织温度；ρ—组织密度；r为半径；w—几何系数，1—柱坐标，2—球坐标（头部）；qm—代谢产热量；wbl—血液灌注速率；Tbla—动脉温度；c—组织比热容；t—时间。

人体皮肤和外界处于平衡状态， 人体表面净热流量qsk为：

式中：qc—对流换热量；qr—环境表面辐射；qsR—太阳辐射；qe—蒸发换热量。 其中：

式中：he，mix，hr，he—对流换热、辐射换热以及蒸发散热系数；Tsf，Tair，Tsr，m—皮肤表温、 室温以及室内表面平均辐射温度；αsf—表面吸收率；ψsf-sr—角 系数；Psk，Pair—皮肤和空气表面水蒸气分压。

人体主动调节系统是通过将人体实际温度与基准温度的差值信号传递给下丘脑， 下丘脑体温调节中枢进行判断，通过排汗、血液舒缩和颤抖等行为来调节体温。 人体热调节反应寒颤量Sh、出汗量Sw、血管收缩量Cs和舒张量Dl分别表示为：

人体局部、 整体热感觉和热舒适水平可用Berkeley热舒适模型来计算。 动态局部热感觉TSi计算式为：

式中：TSi—各部位局部热感 觉，C、K1均 为系数，Tsk，i，Tsk，i，0分 别 为 局 部 皮 肤 温 度 和 局 准 温 度，Tsk，i，0、Tsk，0—皮 肤均温及其设定值；Tcr—核心温度。

人体局部热感觉投票值直接影响整体热感觉， 对于高水平热感觉， 当第三大局部热感觉数值Slocal，third，max≥2时，整体热感觉Soverall为：

当第三小局部热感觉数值Slocal，third，min≤-2 时，

对于低水平热感觉，当Slocal，third，max≤2 时，

式中：Slocal，i，max—局部热感觉以降序排列。

当Slocal，i，min≥-2 时，

式中：Slocal，i，min—局部热感觉以升序排列。

对人体热感觉依据九点的Berkeley 舒适标尺来评价，如表1 所示。

表1 热感觉评价标尺Tab.1 Thermal sensory evaluation scale

2 仿真模型说明

2.1 操作室模型的建立

建立操作室模型， 包括空调通风系统与假人模型，空调系统共有6 个出风口，在仪表板上，座椅下方以及背板中部分别布置两个圆形出风口，两个回风口分别布置在操作室的后下方。 起重机操作室和空调管路模型如图1 所示。 通过Hypermesh 进行几何处理和面网格划分，然后使用STAR-CCM+进行体网格划分，体网格数量为700 万。

图1 起重机操作室及空调管路模型Fig.1 Model of crane operation room and air-conditioning pipeline

2.2 分析工况说明

STAR-CCM+模型设置计算域入口边界为质量入口，质量流量为0.10kg/s，空气温度为20℃；设置出口边界为压力出口， 压力为标准大气压。 环境温度为50℃， 采用Relizable k-ε 湍流模型。

将稳态的模型温度和换热数据导入TAITherm，作为人体热调节模型计算边界条件。设置人体组织生理特性，环境温度为50℃，相对湿度设置为50%，服装热阻设置为0.09clo，操作员代谢量为1.2Met。

3 结果分析与优化方案设计

3.1 STAR-CCM 模型结果分析

流场是影响人体热舒适性的重要因素， 操作室流速及人体温度分布如图2 所示。高速气流直吹人体面部、手臂和小腿处，导致皮肤局部温度较低，会直接引起人体局部不舒适性问题。 本计算模型可保证室内均温稳定在28.5℃，此条件可作为人体热舒适度评估基准。

图2 操作室流速分布及人体温度分布Fig.2 Operating room velocity distribution and human temperature distribution

3.2 TAITherm 模型结果分析

根据TAITherm分析计算， 操作员人体整体和局部热感觉评估如表2 所示。 人体的上臂和小腿的冷感较强， 这与上节分析结果一致， 验证了分析模型的可靠性。

人体头部、下臂热感觉值为小于-1，感觉稍凉，而人体上臂和小腿热感觉值在-2 左右，感觉为凉。人体局部热舒适性降低会直接影响整体热舒适性，根据计算整体热感觉值为-2.23，热舒适性较差。

表2 操作员整体与局部热感觉评估Tab.2 Operator overall and local thermal sensation assessment

3.3 优化方案设计

针对上节存在的问题， 为获取满意的内流场和热舒适性，本文对空调中排管路以及空调出风量进行优化。为避免人体小腿被冷风直吹， 本文设计两种中排管路结构， 如图3所示。 结构1 为减小风管间距，设为85mm； 结构2 中改为单风管。结构2 的设计会增大各出口风速，为降低对热舒适性影响，对其设计0.08kg/s 的风量。 具体分析方案由表3 所示。

图3 中排出风口布置方案Fig.3 Arrangement of exhaust air outlet

3.4 优化方案结果分析

3.4.1 STAR-CCM+模型结果分析

系统风量与风口结构会影响操作室的降温效果， 温降情况如表4 所示。方案1 与原方案温降效果基本一致。方案2 中系统风量降低了20%，室内均温上升了3.1℃。 方案3中排设计为单风口，出风口面积减小，流速增加，从而增加了管内流动阻力，导致室内平均温度上升了0.9℃。

四种优化方案的流场分析结果如图4所示，均存在气流直吹人体局部部位，原方案中人体面部、小腿部位被高速气流直吹；方案1 中小腿部位情况得到改善；方案2 后排出风口的风量明显增加，吹向手肘处的风速增加，局部舒适度下降；方案3 与方案2 相比，人体手肘处的风速增加，不舒适感增强。 方案2 与方案3 中人体面部情况改善，这是因为前排出风口风速增加，减少了气流的发散程度，避免气流直吹面部。

表3 优化方案设计Tab.3 Optimization scheme design

表4 操作室温降情况Tab.4 Operating temperature drop

图4 操作室流场分析结果Fig.4 Analysis result of flow field in operating room

考虑操作员实际操作情况，综合评价操作室空调的降温性和吹风效果，方案2 对降温效果影响大，方案3 手肘不适感较强且数据更改量大，因而方案1 为工程最优方案。

3.4.2 TAITherm 模型结果分析

根据上节分析结果， 对方案1 和原方案的舒适性进行对比分析，具体见表5。其中PMV 指数表示人体热感觉投票的平均值，而PPD 表示热环境中不满意人数的百分比。 优化方案1 中PMV 由-1.62 提升到了-0.43， 为轻微冷感， 主要原因是人体腿部浸没在低温区；PPD 由56.21%降低到17.65%，舒适性指标明显提升；整体热感觉也提升到了-0.27，这表示人体局部及整体热舒适度得到了大幅度提高。

4 结论

通过STARCCM+和TAITherm的仿真，分析了操作室流速以及人体表面温度分布对人体舒适性的影响。 原设计中操作室内空调中出风口气流分别直接吹向人体面部、手肘和小腿，使得该部位感觉较凉，人体整体热舒适性较差。本文对空调中排管路和系统风量进行优化设计，通过计算分析，方案1 的操作室空调的降温性和吹风效果最佳， 操作员人体热舒适性得到了大幅度提升，整体热感觉由-2.23 提升到-0.27，不满意人数百分比PPD 从56.21%降低到17.65%。

表5 整体热舒适性评估Tab.5 Overall thermal comfort assessment