基于PMV-PPD的车室内正压评价与研究

张喜清，王亚龙，孙世成

（太原科技大学机械工程学院，山西 太原 030024）

近年来，我国的工程机械行业发展迅速。装载机作为重要的土方机械，其工况比较恶劣，驾驶员工作时间长，劳动强度大［1］。因此，除保证装载机驾驶员正常作业之外，还要求在车室内的温度、空气流速和正压方面，尽可能为驾驶员提供较为舒适的工作环境。良好的车室内环境可以缓解司机疲劳，提高工作效率。

随着计算机数值技术的进步，国内外学者利用计算流体动力学（Computational Fluid Dynamics，CFD）技术对车室内环境进行了研究。例如，Fanger［2］提出预计平均热感指数（Predicted Meam Vote，PMV）评价指标，将其细分为-3～0～+3 共7个阶段进行舒适性评价。吴亚楠等［3］分析了装甲车辆舱室的人体热舒适性，通过优化送风口角度来调节车室内的气流组织。赵兰萍等［4］基于PMV 指标和等效均匀温度（EHT）对驾乘人员的热感觉进行研究，分析了EHT 指标更容易满足驾乘人员的热舒适性。吕鸿斌等［5］基于不同送风温度下研究乘员舱流场和温度场，通过调整风道格栅角度提高车室内的热舒适性。谭世颖［6］分析了装载机驾驶室增压目的和增压原理，设计了增压系统的基本方案。以上研究大多着眼于轿车乘员舱的热舒适性，而对装载机热舒适性和室内正压研究较少。

本文以装载机驾驶室为研究对象，通过加入人体模型，对冬季环境下的车室内流场进行数值模拟；利用UDF 对PMV-PPD 热舒适性评价指标进行可视化处理，通过FLUENT模拟不同送风速度下的车室内流场，寻求既能满足驾驶员热舒适需求又可实现车室正压的合理送风速度区间。

1 车室模型的建立

利用CATIA 三维软件建立驾驶室模型，如图1所示。由于装载机驾驶室内部空间结构复杂，且室内空气流速较低，如果对驾驶室进行整体分析，将会增加网格的数量和网格划分的难度，影响仿真计算的结果和精度。

图1 驾驶室模型Fig.1 Cab model

因此，根据原车模型进行1∶1 简化，在简化中应体现驾驶室的总体结构布局，忽略对流体流动和热传递影响较小的结构，考虑到简化模型对数值求解收敛的影响。本文对原驾驶室作以下简化：①驾驶室外表面细微结构简化为平面，保留玻璃、车门等部位的尺寸；②简化送风口和出风口为平面，保留送、出风口的有效面积，使驾驶室能够完成进排气循环；③简化内饰立柱，去除不必要的零部件，保留方向盘、座椅和中控台等结构；④由于除霜口很少使用，应当给予简化。

通过简化驾驶室模型，可以提高数值模拟的计算效率，所得到带有人体、座椅和方向盘的几何模型，如图2所示。

图2 几何模型Fig.2 Geometric mode

2 CFD验证

2.1 物理假设

为了简化问题，对车室内的空气作以下假设：①室内空气为低速不可压缩气体，且符合Boussinesq 假设；②驾驶室密封性良好，除空调送风口和出风口外，空气无其他泄露；③室内的空气流动视为稳态湍流流动，选取应用广泛的Realiable模型，可避免弯曲壁面流动求解时失真。

2.2 基本控制方程

基于上述假设和简化，建立数值求解的基本控制方程如下。

2.2.1 连续性方程

式中：ρ为密度；t为时间；ux、uy、uz分别为x、y、z三个方向的分量。

2.2.2 动量方程

式中：p为微元体上的压力；τxx、τxy和τxz为因分子黏性作用而产生在微元体表面上的黏性应力τ的分量；微元体表面x、y、z三个方向的应力张量fx、fy、fz为微元体受到的体积力。

2.2.3 能量方程

式中：E为流体团的总能（J/kg），包括内能、动能和势能之和，E=h+p/p+u2/2；h为焓（J/kg）；hj为组分j的焓（J/kg）；τref=298.15 K；keff为有效传导系数（W·m-1·K-1），keff=k+kt，其中，kt为湍流热传导系数；Jj为组分j的扩散量；Sh包括化学反应热及其他用户定义的体积热源项。

2.2.4 湍流方程

由于装载机驾驶室仿真模型比较复杂，且室内空气流速较低，为保证湍流模拟的准确性，采用Realizableκ-ε模型［7］。

式中：Gb为浮力产生的湍动能；ut为湍流黏度；σk、σε为湍动能和湍动能耗散率的普朗特数。

2.3 边界条件

本文基于冬天暖风空调开启的工况下，根据现场实车测试和驾驶室仿真模型，流场计算选择SIMPLE算法，入口采用速度边界，送风方向为垂直入口平面，送风速度为8 m·s-1，送风温度为实测温度35 ℃；出风口为压力出口，相对压力为0；车室内的相对空气湿度为50%，车室环境温度为5 ℃，外界温度为-2 ℃。

2.4 流场分析和试验验证

2.4.1 速度场分析

研究表明，空气流速对人体的热舒适性影响较大，车室内夏季空气流速一般为0.3 m·s-1，冬季空气流速为0.5 m·s-1，人体感觉比较舒适［8］。冬季气流速度过大会影响人体保温，给人偏冷的感觉。

驾驶员中心截面速度如如图3 所示。中心截面大部分区域的空气流速在0.2～0.6 m·s-1的范围内，分布相对均匀。由于冬季以快速升温为主，车室内空气流速偏大，有利于提升驾驶室内的温度。驾驶室顶部的流速约为0.6～0.8 m·s-1，这是空调在吹面模式下，气流径直吹向人体两侧，遇到室内后壁面部分气流沿着垂直方向折返到车顶；驾驶员上身附近的空气流速约为0.2～0.4 m·s-1，人不会有强烈的吹风感；由吹脚送风口（3、4）带来的影响，驾驶员脚部和腿部的流速约为1.2 m·s-1。

图3 驾驶员中心截面速度Fig.3 Driver center section speed

2.4.2 温度场分析

冬天车室内的推荐温度为17～21 ℃，如低于14 ℃或高于25 ℃，都会给人带来不适感［9］。从温度分布云图可知，由于暖风气流上升，驾驶室内上部的温度比下部高1～2 ℃，人体周围的平均温度约为22～23 ℃，驾驶员热感觉良好，不会觉得寒冷。通过分析车室内气流组织，得知司机头部对冷敏感，脚部对热比较敏感，因此，空调送风时需考虑头凉脚暖给人带来的影响。中心截面的温度分布如图4所示。

图4 驾驶员中心截面温度Fig.4 Driver center section temperature

2.4.3 试验验证

为研究车室内热环境和正压对驾驶员的影响，通过实车试验，根据GB/T 19933.4—2014 对人体各位置点进行现场测试，试验环境如图5 所示。

图5 现场测试图Fig.5 Field test chart

按照标准规定，通过测量1～6点的温度大小，可总体反映车室内的热舒适性，各测点分布如图6所示。

图6 测点位置Fig.6 Measuring point location

为减小实验带来的误差，对每个测点进行多次测量，求得平均值作为最终的实验结果。在车室内环境达到稳态时，选取驾驶员附近6 个测点的温度，将数值模拟与实验结果进行对比，可以看出，测量温度与仿真计算温度基本相符，温差在2 ℃以内，说明所建模型的准确性和可靠性。各测点平均温度如表1所示。

表1 各测点平均温度Tab.1 Average temperature of each measuring point

3 评价指标

3.1 PMV-PPD指标及UDF编译

根据 ISO 7730 标准，当 PMV 在±0.5 范围内，PPD＜10%时，人体视为处于舒适的状态；当PMV=0，PPD=5%时，人体为最舒适状态［10］。目前，PMVPPD 作为评价室内热环境的舒适性被广泛使用，PMV的计算方程如下：

式中：M为新陈代谢率（W/m2）；W为人体输出功（W/m2）；Pa为水蒸气分压（kPa）；Ta为局部空气温度（℃）；fcl为穿衣人体和裸体表面积之比；Tcl为着衣外表面温度（℃）；Tr为平均辐射温度（℃）；hc为对流交换系数（W·m-2·K-1）。

PMV 指标代表了同一环境下大多数人的热感觉，评价等级如表2所示。

表2 PMV评价等级Tab.2 Evaluation grade of PMV

由于个体之间的差异，每个人对同一环境下的热舒适感也不完全一样，由此提出热环境下的预测不满意率PPD，表示人体对车室内热环境的不满意度。当PMV值确定时，PPD的计算方程如下：

本文在研究驾驶室内热环境时，依据PMVPPD 数学计算式，利用VS 对其进行FLUENT 用户自定义函数编程，实现PMV 值和PPD 值在人体表面的可视化处理。

3.2 正压指标

由于装载机的施工环境比较恶劣，特别是在高粉尘和有毒的作业工况下，会对驾驶员身体健康造成很大的伤害。因此，除利用空调对车内空气净化之外，有学者提出通过调节室内正压大小来保持室内空气的新鲜和清洁。根据土方机械司机室环境第4部分：采暖、换气和空调（HVAC）的方法和性能规定［11］，车室内的正压最低为50 Pa，最高不超过200 Pa。

4 送风速度对车室内热舒适性影响

为研究不同送风速度车室内热舒适性和正压分布，基于所建模型的合理性，设定送风温度为35 ℃，送风模式为吹面送风口（1和2）和吹脚送风口（3和4）。送风速度的变化设置为4种工况：工况1（7 m·s-1）、工况2（7.5 m·s-1）、工况3（8 m·s-1）、工况4（8.5 m·s-1）。

4.1 热舒适分析

通过对各工况进行仿真计算，得出热舒适性评价指标PMV-PPD 值在人体表面的分布。可以看出，随着送风速度的增大，人体表面的热感觉也发生了不同程度的变化，热舒适性先增强再逐渐变缓。4种工况下驾驶员上半身位置均处于舒适的区间内，人体表面的PMV值符合标准规定的±0.5。

在工况1 条件下，送风速度相对较小，导致驾驶员脚部和小腿的PMV值小于-0.5，右脚甚至达到了-0.9，此时会有微凉的感觉，并不会影响驾驶员整体热舒适性。在工况2 和工况4 的条件下，人体脚部和腿部的舒适性接近热舒适性的临界值，约为-0.7 左右，但人体不会有微凉的感觉。在工况3条件下，人体热舒适性敏感度最高的面部PMV 值约为-0.1～0，说明此时车室内热环境良好，人体热感觉为最舒适状态。通过对比热感觉评价等级表，当送风速度处于7.0～8.5 m·s-1的范围内时，驾驶人员热感觉适宜，不会产生寒冷的感觉。不同工况下人体PMV值的分布如图7所示。

图7 不同工况人体表面PMV值Fig.7 PMV value of human body surface under different working conditions

预计不满意率（Predicted Percent Dissatisfied，PPD）指标是用来表示人体对当前热环境的不满意率。根据4种工况下的计算结果可知：在工况1条件下，驾驶员表面的PPD值均超过10%，两脚部处的PPD值达到16.5%，此环境下人体热感觉不满意率较高；工况2和工况4条件下，人体上身的PPD值均小于10%，与上文PMV值为-0.7相对应，使得下身腿部和脚部的热感觉不满意率偏大，但驾驶员整体热感觉不会较冷；工况3条件下，人体PPD值小于标准规定的10%，热感觉不满意率较低，不会有局部冷感。经分析每个工况下PPD的分布，当送风速度在7.5～8.5 m·s-1的区间时，人体对车室内环境基本满意。不同工况下人体PPD值的分布如图8所示。

图8 不同工况下人体表面PPD（%）值Fig.8 PPD（%）value of human body surface under different working conditions

4.2 正压分析

基于FLUENT稳态条件，通过设置时间步长分析不同送风速度对车室内正压影响。从仿真计算结果可知，随着送风速度的不断增大，驾驶室内的正压在逐步升高。当车室压力场稳定时，4 种工况下的正压值分别为44.85、51.41、58.55、66.12 Pa，送风速度为7.5 m·s-1时，正压为51.41Pa，高于国标规定的50 Pa。因此，通过调节送风速度的大小，可保持装载机驾驶室所需的正压，得到此模型的合理速度区间为7.5～8.5 m·s-1。各工况下正压值如图9所示。

图9 不同工况下的正压值Fig.9 Positive pressure value under different working conditions

结合以上热舒适性分析和车室正压分析，当送风速度在7.5～8.5 m·s-1的区间时，室内正压基本满足大于50 Pa和小于200 Pa的要求，并且驾驶员表面PMVPPD值的分布相对合理，虽然局部不符国际标准组织ISO中-0.5＜PMV＜0.5和PPD＜10%的规定，但整体车室内热环境良好，人体感觉比较舒适。

5 结语

本文通过建立驾驶室有限元模型，模拟了6个测点的温度值，经仿真与实验相比，温度最大误差在10%以内，证明所建模型的合理性和可靠性。设置不同送风工况下，研究驾驶员的热舒适性和车室内的正压大小，并利用FLUENT自定义场函数对PMV-PPD进行编程，得出PMV-PPD值在人体表面的分布。经过分析，当送风速度区间在7.5～8.5 m·s-1时，车室内的正压值大于50 Pa，人体热感觉良好。驾驶员PMV-PPD值分布规律表明，除局部区域的热舒适性不能令人满意外，车室内的整体热环境处于相对舒适的状态。