不同送风角度下乘员集聚方式对客室气流 组织的影响

王前选，黄琬，徐祥南

（五邑大学 轨道交通学院，广东 江门 529020）

轨道交通是人们通勤的首选交通工具，车厢内的空气环境影响乘员的舒适感受与健康. 车厢内流场受多种因素的影响，如通风形式、送风参数、乘客几何结构、热负荷分布等，因此，有必要从多角度研究和分析车内流场的特性，并不断优化其气流组织[1-2]. 既有对列车内部气流组织的研究，大多从优化送风系统结构或送风条件入手，采用数值模拟的方法对列车内部气流组织进行预测，优化设计室内空调系统以增强人体舒适度[3-8]. 通常，乘员在列车内散热、散湿、排放污染物，是车内环境的主要影响因素；乘员的数量和聚集模式共同影响车厢内环境的变化. 本文研究夏季制冷模式、不同送风角度下，基于单个人体散热规律构建乘员密集条件下不同人数、不同姿态人群的散热模型，以期为合理匹配列车空调系统工作负荷提供科学依据.

1 地铁车厢几何模型及简化

本文以北京DKZ5型地铁车厢为计算模型，车厢内部空间尺寸：19m×2.8m×2.1m . 客室有4对侧门，尺寸为1.84m×1.3m. 由于车厢在长度方向是对称分布的，故以1/2身长的空间作为研究区域. 车厢每排座椅长3m，宽0.5 m，背高0.5 m，座椅面距地板0.4 m. 全车空调通风布置为上送上回式，送风口尺寸0.72 m×0.144 m ，回风口尺寸0.45 m×1.05 m.

为研究方便，将车厢内人体模型简化为组合的长方体，乘客几何模型尺寸参考中国成年人人体尺寸GB 10000—1988标准[9]，具体如图2所示.

图1 北京DKZ5型地铁车厢模型

图2 坐、立人体模型

2 数学模型

在模拟过程中，假定车内空气为定常流动的不可压缩流体，流体流动需要满足质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定理. 同时，为降低网格生成的难度、提高网格的质量和计算效率，在建模过程中进行如下假设：

1）假设空气是连续、不可压缩、稳定的理想流体.

2）假设墙壁不参与外界传热且空调客车车厢内气密性良好.

3）假设乘客个体间无体型差异，忽略穿着服饰的影响，即认为每个乘客的模型和边界条件是一致的.

4）对车厢内空气流域的建模中忽略车内吊环、扶手、站点显示屏等对空气流动影响较小的设备.

整个计算模型采用Star-CCM+中的多面体网格模型，其网格划分如图3所示，为了计算的准确性，在送风口、回风口、车门、对称面等多处进行了加密，最终车厢体网格数量为905 404.

图3 计算域网格划分模型

3 边界条件的设置与计算求解

依据湍流模型计算需要，设置夏季制冷模式下的入口、出口边界条件，以及各壁面条件.

入口边界定义：速度入口，车厢内设计温度为24C°，各工况下皆取送风温度16C°、送风速度2 m/s，将送风速度分解并设置好余弦值. 湍动能k取0.02，湍动能耗散率ε取0.008. 送风角度分别为30°、45°、60°、90°，送风角度划分如图4所示.

图4 送风角度划分

出口边界定义：压力出口，默认出口压力为大气压.

壁面边界定义：车厢壁面主要包括顶壁、地板、车门及四周侧壁，考虑到地铁主要在隧道内运行，故忽略太阳辐射及风霜雨雪的外界天气影响.

将地板、顶壁和两端定义为绝热边界要求. 其中，一车厢端部连接前车厢，设置为对称面；两侧侧壁的边界条件取第三类边界条件，即两侧车体壁面的综合传热系数为2.4 W/(m2·°C)，车门的综合传热系数为4.6 W/(m2·°C)，隧道的内部空气温度35°C；人体作为车厢内部热源，采用第二类边界条件，定义为热流边界，其热流密度58 W/m2.

求解控制参数的设置如表1所示.

表1 求解控制参数的设置

4 气流分布评价

为清楚描述不同送风角度下，乘客的集聚模式对车厢内流场气流组织的影响，本文讨论图5所示的4种典型工况，即单人就坐、并排就坐、近距离并排背靠背站立、混合站立.

图5 车厢内乘客的4种典型集聚模式

研究沿车体长度方向分别在车厢内送风口截面位置X=-0.75m 、回风口截面位置X=2.25m处截取2个测量断面. 以图6中X=-0.75 m截面为例，在每个断面内按距离地板高度分别为0.1 m、0.5 m、1.2 m、1.7 m（也就是根据乘客的脚踝、膝盖、坐姿和站立的头部）布置测点，并在车厢宽度方向上按距离车厢侧壁长度分别为0.3 m、0.7 m、1.4 m、2.1 m、2.5 m布置测点. 回风口截面位置X=2.25 m 测点布置同上.

图6 X=-0.75m 截面测点分布图（单位m）

采用不同送风角度，在每种工况下，测量X=-0.75 m 、X=2.25m两个截面上的40个测点的温度和速度，计算其算数平均值和均方根偏差，从而得到气流分布性能评价的温度不均匀系数其中，σt为温度均方根差，为平均温度）和速度不均匀系数为速度均方根差，为平均流速）. 结果如表2所示.

表2 不同送风角度下，4种工况的温度和速度均方根偏差、不均匀系数

综上，当送风角度为30°、45°、60°时工况4的温度不均匀系数皆最小，工况3的速度不均匀系数皆最小；送风角度90°时工况1的温度、速度不均匀系数均最小（不均匀系数越小，气流分布的均匀性越好）.

气流分布不仅影响整个空调系统的能耗、原始投资和乘客舒服度，对空调设计的理论计算和分析也具有指导意义. 为反映车厢整体热舒适度，基于测点数据计算空气分布特性指标ADPI. 根据相关资料，有效温差ΔET与室内风速ui存在以下关系：ΔET=(ti-tu)-7.66(ui-0.15)，式中，ti为车厢内某点的空气温度，°C；tu为车厢内的设计温度，°C，ui为车内某点的空气流速，m/s；当有效温差在-1.7~+1.1时，多数人感到舒适. ADPI主要考虑空气的温度与速度对于人体的综合作用，其计算如下：

车内气流组织评价主要以测点温度、速度平均值代表客室内部的温度和速度. 由图7可知，工况1~4分别在60°、30°、90°、60°送风角度下让多数乘客对所处车厢热环境较满意.

图7 不同送风角度下4种工况的ADPI

5 气流组织仿真结果

不均匀系数客观地反映了气流组织性能（即温度场与流场的均匀性），为改进空调设计和系统调试提供了依据. 根据评价标准和相关资料，限于篇幅，本文仅列出0 mZ=截面处，送风角度60°工况1、2、3和送风角度30°工况4的不均匀系数最小的温度、速度模拟结果.

图8 各工况下的温度、速度等值线图

模拟结果显示，随着乘客不断进入车厢，车厢内的平均温度逐步升高（其中，工况1的截面温度范围为21.5~27.5°C，工况2的截面温度范围为24.5~29.5°C，工况3的截面温度范围为24.2~27.4°C，工况4的截面温度范围为25.2~29.2°C），均符合“同一铅垂面上的温度差值不得超过8 K”的国际铁路联盟UIC553标准. 工况1、2的截面平均温度较低，原因是乘客较少且车厢的两端和过道处由于没有热源而且风速较高，乘客身体周围的热量扩散较快，不易聚集为高温区. 工况3、4中站姿乘客附近的截面平均温度较高，原因是随着乘客不断进入车厢，不同集聚模式的人 群混合站立，人体散发的热量不易扩散，导致乘客身体周围的温度明显较高.

送风口、回风口位于车厢顶部，对车内流场影响较大，工况1~4中乘客头部大部分区域的微风速约为0.1~0.3 m/s ，基本符合乘坐舒适性的要求，符合《UIC553客车通风采暖和空调》附图3中给出的人体四周觉得舒服的最大风速与车内温度的关系. 工况1~4中风速大于0.3 m/s的区域主要在送风口和走道处；送风口和回风口周边等值线密集，风速较大；在回风口的区域，空气流速偏转角度较大，出现了涡旋.

综上，送风温度与风速对人体的热舒适性有耦合作用，由于车厢内乘客较多，阻碍了空气循环，导致送风短路，使得工况4的截面平均温度较高. 由于乘客的增加，对车厢内气流组织的阻碍增强，加剧了车内气流组织的不均匀性.

6 结论

1）虽然工况1～4分别在60°、30°、90°、60°送风角度下实现了车厢的整体热舒适性，但是该送风角度下气流分布的均匀性未达最佳. 原因是监测截面及监测点选取限制，只静态考虑了座椅周围乘客的情况，为更直观地说明送风角度对客室内气流组织的影响，应均匀设置监测截面及监测点.

2）车厢内舒适性评价指标ADPI值整体偏低，原因是简化后的几何模型忽略了缝隙和导流板的作用，不能充分将送风引向车厢内部空间，导致局部区域气流流速偏高. 实际运行中，车内舒适性比仿真结果好.

3）乘客的不同集聚方式对客室内的气流组织有较大影响，为保证车内空气品质均匀，车内空调的送风口角度应尽可能随乘员的数量做出改变，不宜始终保持一个角度. 需要进一步建立基于乘客集聚—车内热流场规律的地铁列车空调系统温度—风速—风向耦合设定方法，实现列车空调系统智能调控.