基于EHT等效温度的夏季乘员舱热舒适性研究

本文综合考虑环境参数、人体代谢调节、服装热阻等因素,建立乘员舱热环境模型,验证了不同风量\风温组合下呼吸点温度仿真结果与试验值具有较强的一致性。在此基础上引入EHT(Equivalent Homogeneous Temperature)等效温度方法和评价标准,研究了光照强度、外界温度、车速、风温及风量对EHT值影响。最后研究发现乘员舱人体达到舒适,存在多种风量/风温组合,因此引入风感不舒适度DR(Drought Risk)作为舒适度评价之一,给出合理的风量/风温组合策略。

关键词

主要内容

客舱空调一直是用户体验中相当重要的一部分，其最终目标是在不同工况下总是能提供给乘客舒适 性，提升用户的驾乘体验品质、提高驾驶效率和安全性。目前空调舒适性开发主要是通过实车标定路试，以头部、脚部温度为标定目标，依靠标定工程师经验和主观感受进行标定。现行的开发方法会存在整体舒 适度局限性、主观评价随机性、优化方法少等问题。但最重要的是，舒适度是人体受到周围环境的影响后 所产生的生理上的反馈，仅仅以空气温度作为标定目标就忽视了人体和周围环境的交互过程。 

人体对于热舒适的感受虽然是主观的，但其本质是人体内外热交换的表现结果。前者包括新陈代谢活动、血液循环、出汗、颤抖等生理过程，而后者包含了与环境之间的传导、对流和辐射。在过去的几十年 内，研究者们基于热传递方程提出了各种体温调节系统预测模型，并通过不同的舒适性评价指标来 量化人体热舒适度，虽然各种模型对于舒适度的描述不一致，但是达成的共识是除了空气温度，风 速、湿度、长短波辐射、穿衣量等等同样是影响人体舒适性的重要因素。而客舱往往具有空间狭小、隔热 差，受阳光辐射、温度分布不均匀的环境特点，这就意味着达成客舱舒适的目标需要对客舱整体环境以及 人体生理过程进行全面的描述。 

近年来，研究者们已经开始基于人体舒适性作为目标来开发空调系统。Ruzic and Stepanov研究了阳 光辐射对客舱局部温度场和人体舒适性的影响；Konstantinov and Wagner、Zhang et.al通过更改内部 流场来优化人体舒适性。杨志刚等采用试验和 CFD 相结合方法，同时基于 Stolwijk 人体热调节模型和Berkeley 热舒适评价研究了 2 种送风方式下在冬季夜间乘员舱热舒适性。不过较少提出对于满足乘员舱舒 适的风量/风温组合，如何给出合理的策略组合方案。本文主要基于环境参数、人体代谢调节、服装热阻等 因素，建立乘员舱热环境模型，同时采用 EHT 等效温度方法评价人体热舒适性，并引入 DR 风感不舒适评 价，用于评价当乘员舱内达到舒适时，给出合理的风量/风温组合策略。

图 1 为客舱 CFD 模型，按照热边界形式 CFD 模型划分成四种类型的部件包括风道、客舱内饰、玻璃 和假人，总网格在 30M 以上。在热舒适性模型中，风速、温度和人体热损失都是影响最终等效温度的重要因素，这些因素的计算精度需要通过正确的客舱热边界设置来保证。

客舱系统的完整传热过程包含客舱内部和客舱/外界两个子系统。客舱边界外侧与环境空气没有接触的 零件（方向盘、内后视镜等）设置为绝热。客舱边界外侧与空气接触时，就需要考虑更为复杂的客舱/外界 传热。为了减轻计算负担，通常不会对车身结构进行建模，但如果不考虑玻璃外侧的强制对流、内饰外侧 与车身间的自然对流、内饰的热传导等热交换过程会使客舱的热负荷减小，高估空调系统的性能。STARCCM+在热边界设置中提供了“Enviroment”的选项提供了解决方案，其传热原理如图 2 所示。“Environment”边界通过对外部环境的降维，同时能够保证传热的计算精度和计算效率，客舱边界设置如Table 1 所示。

图 2 客舱内外热边界示意图

在客舱流场计算过程中通常会包含 HVAC 和风道结构，HVAC 决定了各风道的风量分配比，风道决定 了进风过程中冷气的压损和出风后的流线走向。但在计算温度场时，主机和风道因其周围结构复杂较难准 确评估热损失，导致出风口的温度边界往往存在偏差。本文先通过给定风量计算包含 HVAC 主机的流场（不 带温度场）并提取出风道出风口的流场结构，将其作为客舱热舒适性计算的入口的速度边界。各出风口的 温度差异通过 1D-CFD 软件和试验对标后给出。模型中包含 IP 的风口结构以保证出口风向正确，出风风向 通过调节格栅角度与标定工况保持一致，即全开模式。夏季工况采用内循环的进风策略，因此客舱的出口 位置设置在 IP 下方。为了与实验进行对标，在每位乘员呼吸点设置测点，其坐标与实验保持一致。本文中 的所有仿真结果均为稳态值。

图 3 鼓风机风量和头部测点平均温度分布曲线

本文通过环境风洞（climatic wind tunnel）夏季自动空调舒适性实验监测前排乘客的头部测点平均温度 来验证 CFD 模型计算精度。环境仓内温度 35°C，辐射强度 850W 和 500W，车速恒定在 50kph。在试验开 始前先经过晒车，当客舱平均温度到达 60°C 后开启空调。在计算过程中，每个假人的头部附近布置 3 个 温度测点，空间坐标与标定试验保持一致。图 3 为鼓风机风量、头部测点平均温度和自动空调模式的变化 曲线。当内部温度场达到相对稳定后，客舱内部的空气流动造成了测点温度的小幅波动，因此稳态温度取 模式切换前 100s 的平均温度。表 2 为实验和仿真对比，从结果可知，仿真结果均会低于实验值。这是因为 实验中并未达到完全的稳态，内饰一直处于降温阶段，因此测点在内饰的长波辐射下会略高于完全稳态值。然而仿真结果仍旧保持了较高的精度，与实验的误差基本控制在 2°C 以内。

图 4 为 850w/35°C 工况下 Auto22 模式的 CFD 仿真结果，其中 (a)为各乘员表面太阳辐射云图，(b)为 各乘员表面风速云图和流线分布。太阳辐射通过前档风玻璃、天窗部分直射到前排乘员的小腿、脸、躯干 上，而后排乘员几乎不受到太阳辐射。另一方面，在全开模式下，前排风口的冷气流大部分（除主驾左臂/左手）是直接穿过前排空间到达后在后排乘员表面发散，因此相对于前排乘员，后排乘员的整体吹风感略 强 。因此后排的头部测点温度会略低于前排。

(a) 

(b)

图 4 Auto22/850w 各乘员表面风速和太阳辐射云图

乘员舱热舒适性通常是指乘员在舱内环境中，由于空气温度、湿度、空气流速、平均辐射温度等环境 因素的共同作用，以及乘员自身的着装、活动状态等主观因素的影响，所达到的一种对热环境表示满意的 意识状态。这种状态下，人体的产热和散热速率能够保持基本平衡，使得乘员不会感到过热或过冷，从而 保持舒适的乘坐体验。本文首先讨论了乘员舱内人体热舒适性的评价指标，其中以 EHT 作为本文的评价 指标，接着研究外界热环境因素对 EHT 值的影响情况。

人体热舒适性的客观量化通常需要同时考虑人体周围环境和人体生理的综合传热过程，因此空气温 度，空气流速、辐射、湿度、人体生理强度、穿衣指数等都是影响舒适性的因素。人体热舒适性评价指标 自图 5 于 1970 年提出 PMV/PPD 以来已经形成了多种评价体系，目前主流的除 PMV/PPD 外，还包括 DTS、EHT、Berkley Model 等。PMV/PPD 和 DTS 模型都是针对人体全局热感知直接预测 7-point ASHRAE 指标(-3: cold, -2: cool, -1: slightly cool, 0 neutral, 1: slightly warm, 2: warm, 3: hot)。EHT 模型是以人体散热量 为基础来定义舒适性的，该模型将人体周围空间等效为无风速的虚拟环境，通过实际环境和虚拟环境下人 体热损失的对等关系建立人体传热模型，计算出人体等效温度。EHT 的计算表达式为：

其中 Teq为等效温度°C，Tsf为人体表面温度°C，heq为等效干热传递系数 W ∙ m−2∙ K−1，其值来自文献, q”为表面热损 W ∙ m−2。

EHT 相对于 PMV/PPD 的优势在于可以评估人体各部位的局部舒适度，对客舱人体舒适性的描述将更 加精准。基于 EHT 模型的舒适度评价指标也与 PMV/PPD 略有不同，根据的定义，将人体局部等效温度 从冷到热划分为 5 个区间。本文基于的人体部位划分原则，对具有相似舒适性感知的人体部位进行合并 重组，最终每个假人分为 14 个部位（图 5a），计算达到稳态时提取出每个部位表面温度、表面风速、散热 量以计算等效温度，并根据 7-point ASHRAE 指标对局部舒适性区间进行重新划分，如图 5b 所示。

图图 6 表示夏季工况下（内循环）客舱的传热示意图。环境温度和阳光辐射将热负荷传入客舱内，HVAC通过调节风温风量和外界环境将客舱温度控制在舒适范围内。在稳定状态下，客舱热平衡满足：

其中 Cp为空气比热容 J/(kg ∙ °C)，ρ为空气密度 kg/?3，默认为常量。V为鼓风机体积流量?3/ℎ，Tin为风 道出风口温度°C，Tenv为环境温度°C、Qsun是太阳辐射热流量 W，UA 为客舱等效热导率 w ∙ m−1∙ K−1，在 车身材料、体积保持常量的前提下，车速 sp 是影响该值的主要因素。Warey et.al 在中提出，在无光照的 极寒环境下，客舱热导率在低车速(Sp < 80kph)时与车速呈线性相关，而在更高车速时，该值趋于稳定。Tout 为出口温度，表征的是客舱的整体温度场，也是人体等效温度的构成基础，因此本文中以V、Tin、Tenv、Qsun、sp 作为影响因素，Teq作为评估对象。文中所有算例中风向均采用全开状态，阳光源放置在客舱正上方， 即 azimuth=180°，altitude=90°。另外因为主驾受到太阳辐射和风速的作用较为明显，且各部位的舒适度差 异较大，以下仅针对主驾整体舒适度权重系数高、舒适性波动较大的部位进行分析讨论，包括 Head, Torso, LAL, LH, RAU, LLL。 

如图 7 阳光辐射、环境温度、车速等环境因素的变化对客舱内局部流场并未产生较大的改变，因此等 效温度的变化主要来自于整车热负荷的变化。根据式 Tout与 Tenv、Qsun成线性相关，人体等效温度也遵循这 一规律，随着外界负荷的上升，等效温度线性上升，如(a)、(b)所示。除了 LLL 部位等效温度对太阳辐射 的灵敏度较高，其他部位上升斜率基本保持一致。(c)表示车速对等效温度的影响，在忽略整车气密性的 前提下，车速直接改变的是玻璃外侧的对流换热量而影响客舱热负荷。从图中看出，Sp < 70kph 时，人体 等效温度整体随着车速的上升而下降，Sp >70kph 时，车速对人体等效温度几乎没有影响。值得注意的是， 除了 Head 和 Torso，其他人体部位在 Sp < 70kph 均出现了拐点。这是因为对于夏季工况，玻璃外侧壁面温 度是由玻璃的吸收率、玻璃导热率、客舱温度共同决定，车速的提高对于客舱热负荷的增减是不确定的， 这也代表客舱等效热导率 UA 是具有小幅波动。

(a)阳光辐射

(b)环境温度

(c)车速

(d)风量

(e) 风温（风量 100m3/h）

(f) 风温（170m3/h）

图 7 环境因素对人体各部位等效温度的影响

V、Tin的变化直接或是间接地会影响客舱的流场，导致人体表面风速和表面温度的改变而影响舒适度。等效温度与V的关系如(d)所示。随着风量的上升，等效温度的下降幅度逐渐平缓，表现出了反比例函数的 特征。特别是在低风量（100m3/h-170m3/h）时等效温度出现“断崖式”的下降。因为在低风量和高风量状 态下客舱的流场结构不具有相似性。这一现象也延伸到了风温和等效温度的关系上。在低风量下（图(e)），Head 和 Torso 附近的流场结构被温度场影响，因此对于这些部位来说，低风温不一定会带来较低的人体等效温度。然而随着风量逐渐增大后（170m3/h），在相似的流场结构下，温度重新成为人体等效温度的主导 因素，如图(f)所示。

图 8 为 850w/35°C 工况下，头部/整体舒适度=0 时（完全舒适），出风温度和头部测点温度的对应关系。从图中可以看出，随着出风温度的升高，此时对应的测点温度也大致呈现上升的趋势。因为随着风量的增 大，人体表面风速对人体舒适度的增益能够让人在适当升高的空气温度下达到最舒适状态。值得注意的是， 在 Tin<8.5°C 时，主驾在完全舒适的状态下对应的测点温度较为恒定。这是因为在低风量情况下主驾人体 的表面风速极低，达到完全舒适相当于处于一个温度分布均匀的环境，此时对于人体舒适度，空气温度是 绝对的主导因素。另一方面，头部测点的温度仅仅只能表征出头局部的舒适性，Figure8 同样比较了基于整 体和头部局部舒适度两种策略下选择完全舒适的V/Tin组合时头部测点温度的变化。在 Tin=8.5°C 左右侧呈 现了两种大小趋势。Tin<8.5°C 时基于头部局部舒适度的策略的组合对应的测点温度更低，请求的风量就更 大，这是因为在小风量下，风的走向较低，头部达到完全舒适后，其他部位已呈现偏冷的趋势；在 Tin>8.5°C时, 则正好相反。

图 8  850w/35°C 工况，头部/整体舒适度=0 时，出风温度和头部测点温度的对应关系。蓝色：主驾，红色：左乘

从理论上来看，对于给定的外界工况，根据当前模型可以计算出无数的V/Tin组合。然而，在实际的标 定过程中，标定工程师会在各种限制下仅选择一组合适的值。图 9 (a)为 850w/35°C 工况下，Auto22 模式 乘员各部位的等效温度和对应的舒适度。从结果来看，当前标定状态只保证前排乘员为舒适状态，而后排 乘员舒适度偏低，并未达到客舱的全员舒适。图 9 (b)为前排乘员舒适度为-1~1 时，前后排的乘客全局舒适 度差异分布。后排乘客的全局舒适度平均比前排乘客低 1 个等级，且风量越小，前后排的舒适性差异越大。如果要保持所有乘客都处于舒适区间，传统标定方法需要通过多轮的路试才能获得合适的V/Tin组合。

 (a) 850w/35°C 工况下，当前标定Auto22 乘员各部位等效温度和舒适度

(b) 前后排的舒适度差异

图9  舒适度

在夏季工况时，增大吹风感可以降低人体等效温度从而提升舒适度。然而，风速过大后加强了人体表 面的蒸发散热同样带给人不舒适。Fanger将这该舒适度量化，Draught 是由空气移动所引起的人体局部 的不舒适感，Draught Risk(DR)是因此而导致的不满意人数百分比，定义为：

其中 Tair表示空气温度；vair表示空气流速，若 vair<0.05，则取值 0.05；Tu表示湍流强度， DR 通常不应大 于 40。对于夏季工况的乘客来说，需要关注 DR 的人体区域主要是上半身和裸露区域，包括脸部、手臂和 手。图 10 为 850w/35°C 工况下，V/Tin组合分别为 210m3/h / 7°C 和 360m3/h / 13°C 两种组合的主驾和左乘 的 Draught Risk 云图分布，这两种组合下所有乘员均处于舒适状态。从图中可以看出，除了主驾的左臂/手无法避开来自左侧风口吹风，前者关注部位的 DR 值几乎没有超过上限；相反的，360m3/h / 13°C 组合给 主驾和左乘的脸部都带来不同程度的不舒适感。在标定过程中，通过 Draught Risk 可以限制需求的风量上限。

(a) 210m3/h / 7°C

(b) 360m3/h / 13°C

图 10 不同V/Tin组合人体表面 Draught Risk 云图分布

基于上述的限制，当前模型筛选出更符合全员舒适的 Auto22 风量风温组合，优化结果如表 6 所示。优化后的组合不仅达到了全员舒适，同时通过风量控制了 Draught Risk。同样的，基于这一方法可以获得 任何外界环境条件下优化的风量/风温组合，大大减少了标定工程师在路试中试错的时间。

1、本文中采用了 CFD 仿真技术手段，综合考虑了环境参数、人体代谢调节、衣服热阻等，建立乘员 舱热舒适性模型，计算了外温 35°C，两种光照强度 850W 和 500W 呼吸点温度，仿真结果与试验结果，二 者差异在 2°C，存在较高的一致性；

2、通过研究发现人体等效温度与外界温度、光照强度、车速、HVAC 风量/风温存在如下关系： 

（1）外界温度/光照强度与人体等效温度成线性相关，随着外界负荷的上升，等效温度线性上升； 

（2）车速 < 70kph 时，人体等效温度整体随着车速的上升而下降，车速 >70kph 时，车速对人体等效 温度几乎没有影响； 

（3）风量与人体等效温度反比例函数的特征关系，当风量从 100m3/h-170m3/h 变化时等效温度呈急剧 下降，后随着风量增大，人体等效温度呈缓慢降低； 

（4）风温与人体等效温度关系取决于风量的大小，当低风量情况，风温与人体等效温度呈非线性关 系，当高风量情况，风温与人体风温符合线性关系；

3、当满足舒适度存在多个风温/风量组合，DR 风感不舒适度可以作为其中的评价之一，从中选取满 足 DR 风温/风量组合。

庄国华,梁长裘,王达成,等.基于EHT等效温度的夏季乘员舱热舒适性研究[C].2024中国汽车工程学会汽车空气动力学分会学术年会论文集.2024:217-226.