基于空調正弦送風的清除客艙引氣污染物方法

林家泉，李波，邱岳恒

(中國民航大學 電子信息與自動化學院，天津 300300)

據統計，民航飛機在起飛階段，由于燃料的不完全燃燒，會產生大量的NOx、SO2、CO、顆粒物等大氣污染物，這些污染物會長期積聚在跑道周圍，嚴重影響空氣質量[1-2]。由于飛機在起飛前需要在跑道外等候一段時間，在這期間，大量的污染物會通過發動機引氣系統進入客艙，污染客艙內空氣環境。因此，在一定的通風量下，提高空調系統的排污效率，快速地將污染物排出客艙外，減少對乘客的危害，顯得尤為重要。

目前，對于污染物在飛機客艙中的傳播規律已經有了大量的研究，包括不同送風方式和速度下的污染物傳播規律研究[3-5]、不同種類的污染物傳播規律研究[6-9]。除了在現有送風形式上的研究之外，有部分研究提出將個性送風口安裝在座椅下方或扶手處等位置，通過個性送風來減少污染物傳播并保持熱舒適[10-13]，但是這些改進的新型送風方式需要對現有飛機上的空調系統及送風口位置進行大規模更改，因此更適合在未來飛機的設計上作為參考，而不能成為提高現有飛機客艙通風效果的選擇。

通過引氣系統增加新風量可以改善客艙內空氣質量，但這樣會導致更高的發動機燃油消耗，因此，探尋一種無需增加新風供給量就可以改善客艙空氣品質的送風方式，有一定現實意義。非穩態送風對建筑室內空氣混合有積極效果，不少學者對此進行了研究。Mesenholler 等[14]對目前國內外非穩態送風研究進行了總結，主要包括間歇性氣流、正弦氣流和模擬自然風氣流，發現非穩態送風在提高建筑室內排污效果和通風質量方面有著重要的研究意義。Fallenius 等[15]發現脈動送風可以產生更多數量的渦旋，減少停滯區產生，起到增強混合的積極作用。van Hooff 等[16]研究得出采用時間周期性供應的正弦送風速度可以有效提高污染物去除效率。這些都證明了在建筑室內環境中，非穩態送風可以有效提高室內污染物去除的效率。

相關人員在飛機客艙中對方波送風也進行了相關研究。Wu 和Ahmed[17]發現在飛機客艙環境中應用方波信號的送風方式可以有效加強新鮮空氣和艙內剩余空氣的混合；林家泉和戴仕卿[18]得出在方波信號下混合送風為客艙最優的送風方式。但方波信號風速變化較為突然，氣流波動幅度大，易導致乘客的不適，因此，本文采用風速變化較為舒緩的正弦信號，以引氣污染物清除效果為研究對象，在保證通風量一定的情況下，對比不同送風模式下恒值信號送風和正弦信號送風的排污效果，以空氣齡為評價指標對空氣質量進行評價，并結合吹風感指數 (draft rating index，DR)評價指標，評價不同送風工況下乘客的熱舒適性，得出客艙空調最佳的送風工況。

1 本文研究方法

1.1 飛機客艙模型

計算流體力學(computational fluid dynamics，CFD)數值模擬是得到客艙環境中流場分布的有效方法。圖1 為客艙實驗平臺，圖2 為采用CFD 數值模擬建立的客艙仿真模型，模型中包含有天花板送風口2 個，側壁送風口10 個，個性化送風口30 個，底部排風口10 個，內部包含有5 排，6 列的座椅。為保證計算精度，同時減少網格數量，采用局部精細化的方法對網格進行處理，采用四面體網格劃分方式，平均網格質量均在0.7 以上，網格數量為534 萬。

圖1 客艙實驗平臺Fig.1 Cabin experiment platform

圖2 Boeing737 客艙仿真模型Fig.2 Boeing737 cabin simulation model

1.2 數值模型

在數值模擬中，根據飛機客艙內部流場特點，在湍流計算中使用RNGk-ε湍流模型，可以得到較高的計算準確性[19]，其控制方程如下：

式中：Γ?,eff為廣義擴散系數；?ˉ為通用變量均值(速度、溫度、質量濃度等)；uˉi為xi方向的平均速度，m/s；ρ為密度，kg/m3；S?為廣義源項。

求解壓力-速度耦合方程采用SIMPLE 算法，壓力插值為二階，控制方程的對流項和黏性項均采用二階離散格式。當所有的比例殘差變平并達到最小值時，計算獲得收斂。

1.3 客艙CFD 模型驗證

采用CFD 數值模擬和實驗驗證結合的方法，通過粒子圖像測速(particle image velocimetry，PIV)技術在實驗艙對所建立的數值模型進行驗證，利用煙霧發生器產生平均粒徑約為1.5 μm 的顆粒，從天花板和側壁送風口進入客艙，從底部排風口排出。將所需測量的截面劃分為4 個區域，使用1 600 萬像素的CCD 相機對第2 排和第3 排座椅中間的示蹤粒子圖像進行采集，單個采集區域面積為900 mm×600 mm，通過數據處理將各個子區域的流場圖拼接，得到整個截面的粒子運動時均場。圖3 為PIV實驗和仿真結果對比，客艙在建模過程中進行了簡化和近似，實驗結果和仿真結果中得到了基本一致的氣流運動形式。

圖3 PIV 實驗和仿真結果Fig.3 PIV experiment and simulation results

1.4 網格獨立性驗證

對客艙網格數量分別為327 萬、388 萬、470 萬、534 萬和739 萬的5 種情況進行模擬，計算采用穩態方式，當變量曲線不隨迭代次數變化時，認為計算收斂。

圖4 為網格獨立性分析。取第1 排座椅上方10 個采樣點的空氣流速進行對比，可以發現，網格數量為534 萬和739 萬2 種情況下的采樣點的速度值較為接近，說明數量為534 萬的網格可以獲得較為準確的流場信息，增加網格對結果無明顯影響。因此，經過網格獨立性驗證，采用534 萬數量的網格進行CFD 模擬。

圖4 網格獨立性分析Fig.4 Grid independence analysis

1.5 仿真邊界條件設定

仿真過程中，選取NO2作為污染物，出口設置為壓力出口，送風口設置污染物NO2質量濃度為5×10?5kg/m3，共釋放60 s，60 s 后開始送入新鮮空氣，送風溫度為295 K。在不同送風模式下，送風量均保持相同，經計算，各送風口的送風速度如表1 所示。其中，正弦送風是以正弦函數為基準的時間周期型速度函數，周期為60 s，不同正弦函數的供氣速度通過UDF 導入FLUENT 中設置邊界條件進行模擬計算。

表1 送風速度Table 1 Air supply speed m/s

2 仿真結果分析

2.1 恒值信號送風客艙內氣流特征

客艙內空氣流動是影響氣體污染物傳播的重要原因。選取客艙內第3 排區域截面的流場圖，觀察不同送風模式下在140，160，180 s 這3 個時刻的流場變化情況。

在恒值信號下，送風速度恒定，天花板送風模式下流場如圖5 所示。新鮮空氣沿艙壁向下運動，到達客艙底部，一部分通過排風口排出艙外，另一部分在客艙中部匯合并形成向上的運動氣流，在中間乘客位置處產生2 個主要的渦旋。側壁送風模式下流場如圖6 所示。側壁送風口送出的新鮮空氣，在康達效應的影響下，沿行李架表面向上運動，在天花板處相遇后形成向下運動的氣流，在靠近過道乘客位置處形成一順一逆2 個渦旋?；旌纤惋L模式下流場如圖7 所示。從天花板和側壁2 個送風口送出的新鮮空氣，在行李架拐角處相遇后，產生向下運動的氣流，在中間乘客位置處形成較大的渦旋，向下的氣流撞擊地板后分別向客艙兩側運動，一部分氣流從排風口排出艙外，另一部分沿艙壁向上運動。通過觀察發現，隨著時間增加，天花板送風模式、側壁送風模式和混合送風模式下的渦旋位置均未發生明顯變化，由于渦旋的渦心處風速低，會形成大面積的空氣滯留區。

圖5 天花板送風模式下的流場（恒值信號）Fig.5 Flow field of ceiling air supply mode (constant value signal)

圖6 側壁送風模式下的流場（恒值信號）Fig.6 Flow field of side wall air supply mode (constant value signal)

圖7 混合送風模式下的流場（恒值信號）Fig.7 Flow field of mixed air supply mode (constant value signal)

2.2 正弦信號送風客艙內氣流特征

正弦信號送風情況下，送風速度隨時間不斷變化，天花板送風模式下流場如圖8 所示。在t=140 s時刻，速度處于高速階段，渦旋處于中間乘客位置處；隨著送風速度減小，當t=160 s 時，渦旋逐漸向上偏移，且半徑逐漸減??；當t=180 s 時，渦旋處于行李架附近。側壁送風模式下流場如圖9 所示。t=140 s 時在靠近過道乘客位置處存在2 個對稱的渦旋；隨著送風速度減小，當t=160 s 時，客艙中間向下的氣流動力減弱，渦旋半徑變小，并且向下發生偏移；t=180 s 時，在乘客呼吸區形成新的渦旋?；旌纤惋L模式下流場如圖10 所示，當t=140 s 時，送風速度大，在中間乘客頭頂位置形成2 個對稱的渦旋；隨著送風速度減小，當t=160 s 時，在客艙過道處向上的氣流動力減小，導致渦旋向下運動；當t=180 s 時，渦旋到達客艙底部，半徑變小，同時在客艙上部行李架附近形成新的渦旋，新的渦旋繼續向下移動，整個過程不斷循環。隨著時間增加，流場的變化導致渦旋位置發生變化，渦旋中心空氣滯留區被打破，客艙內空氣流動性得到增強。

圖8 天花板送風模式下的流場（正弦信號）Fig.8 Flow field of ceiling air supply mode (sinusoidal signal)

圖10 混合送風模式下的流場（正弦信號）Fig.10 Flow field of mixed air supply mode (sinusoidal signal)

2.3 客艙內NO2 平均質量濃度變化

為了分析NO2在客艙內的變化情況，采集了不同時刻整個客艙內的NO2平均質量濃度，圖11 為2 個周期內(60～180 s)6 種工況下的變化情況，正弦信號送風下的NO2質量濃度下降更快。在t=180 s時，天花板送風模式中正弦信號送風比恒值信號送風下的NO2質量濃度降低了7.95%，側壁送風模式降低了6.51%，混合送風模式降低了23.3%，可以看出，混合送風模式下NO2質量濃度下降最多，說明混合送風模式中正弦信號送風排污效果最明顯。

圖11 客艙內部NO2 質量濃度Fig.11 Concentration of NO2 in cabin

2.4 乘客呼吸區截面NO2 分布

選取乘客呼吸區高度處的水平截面研究NO2分布情況，圖12 為t=180 s，風速為恒值信號時，天花板送風、側壁送風和混合送風3 種送風模式下的NO2分布?？梢钥闯?，不同送風模式下的NO2分布存在較大差異。天花板送風模式如圖12(a)所示，在第3 排右側區域存在小面積NO2聚集現象，兩側靠近壁面位置處NO2質量濃度較低，且座椅與座椅之間的NO2質量濃度高于過道區域；側壁送風模式如圖12(b)所示，整個截面內NO2質量濃度相差較小，說明在側壁送風模式下，NO2分布較為均勻；混合送風模式如圖12(c)所示，在第4 排和第5 排區域NO2質量濃度較高，同時兩側靠近艙壁區域的NO2質量濃度較低，這是因為新鮮氣流沿著客艙壁面向上流動，壁面周圍的NO2可以更快地得到稀釋。整體來看，在恒值信號下，天花板送風和混合送風模式都存在NO2聚集現象，這是由于客艙內氣流循環基本處于穩定狀態，存在大面積的空氣滯留區，滯留區內NO2長期積聚，很難排出艙外。

圖12 t=180 s 時恒值信號下呼吸區截面NO2 分布Fig.12 Distribution of NO2 in respiratory area under constant signal at t=180 s

圖13 為t=180 s，風速為正弦信號時，3 種送風模式下的NO2分布。天花板送風模式如圖13(a)所示，在2 排座椅之間存在大量低質量濃度區域，座椅附近區域NO2質量濃度低于過道區域；側壁送風模式如圖13(b)所示，NO2分布較為均勻，過道處NO2質量濃度低于座椅間質量濃度；在混合送風模式下，如圖13(c)所示，過道側乘客附近NO2質量濃度較低，大部分NO2主要集中于座艙尾部。

圖13 t=180 s 時正弦信號下呼吸區截面NO2 分布Fig.13 Distribution of NO2 in respiratory area under sinusoidal signal at t=180 s

對比圖12 和圖13，3 種送風模式呼吸區截面NO2分布情況，將恒值信號送風改為正弦信號送風后，NO2的質量濃度均有不同程度的下降，其中混合送風模式下效果最為顯著，說明正弦信號送風更有利于為乘客創造健康的呼吸區環境。

綜合分析表明，在正弦信號送風的波動風速下，客艙內空氣混合增強，波動的送風速度打破了恒值信號送風下存在的空氣滯留區，有利于NO2的排出，無論是對于整個客艙內部，還是對于乘客的呼吸區，正弦送風都起到了很好的排污效果，其中正弦信號下混合送風模式的排污效果最好。

3 客艙空氣齡計算

為了更好地評價不同送風信號在客艙內的通風換氣效果，使用空氣齡作為評價指標?？諝恺g指空氣進入房間的時間，某一點的空氣齡越小，說明該點的空氣越新鮮，空氣品質就越好?？团搩炔煌恢玫钠骄諝恺g τp計算表達式為[3]

式中：Cp(t)為所測點連續采集的污染物質量濃度值；Cp(0)為初始時刻采集點處污染物的質量濃度值。換氣效率 η可用于評價通風量的極限值，一般認為當空氣齡低于換氣效率 η時，可以認為此點的通風系統通風量充足。η表達式為[3]

式中：Vcabin為 客艙內部體積；vventilation為客艙的送風量。

選取客艙第3 排的6 名乘客人嘴處為采樣點，計算空氣齡，圖14 為采樣點在6 種送風工況下的空氣齡。在相同送風模式下，采樣點處恒值信號下的平均空氣齡均高于正弦信號，說明具有波動風速的正弦信號，無論在哪種送風模式下，提供的新風都更容易到達乘客面前，為乘客提供更加新鮮的空氣。在正弦信號混合送風模式下的所有采樣點處的空氣齡均小于換氣效率，平均空氣齡約為118 s，說明這種送風工況下客艙內通風充足。因此，在通風量相同的情況下，正弦信號混合送風模式的換氣效果最佳。

圖14 不同送風工況下的空氣齡Fig.14 Air age of different air supply modes

4 客艙熱舒適性分析

由于正弦送風會導致送風速度發生較大的變化，風速較大波動會造成人體不適，對不同送風工況下的吹風感指數進行計算，當吹風感指數DR<20%時，認為不會影響乘客舒適性體驗[18]，其表達式為

式中：ti為局部空氣溫度，℃；vi為局部空氣速度，m/s；Tu為局部湍流強度，%。

由于正弦送風速度在一個周期內不斷變化，在正弦信號速度達到高速階段的情況下，計算乘客周圍的吹風感指數。截取5 排乘客周圍共5 個截面計算吹風感指數，圖15 為各個截面在不同工況下的吹風感指數。當采用正弦信號送風時，客艙內乘客附近的吹風感指數均有明顯提高，其中天花板送風模式DR>20%；側壁送風模式和混合送風模式在正弦信號送風下的吹風感指數雖然高于恒值信號送風，但均小于20%，符合熱舒適性要求。

圖15 乘客周圍截面吹風感指數Fig.15 DR of cross section around passengers

5 結 論

1) 正弦送風有助于加強客艙內空氣混合，波動的風速會導致渦旋的位置發生變化，打破渦旋內的空氣滯留區，增強客艙內空氣的流動性。

2) 在天花板送風、側壁送風和混合送風3 種送風模式下，正弦信號送風可以加快客艙內NO2的排出，有效提高乘客附近空氣的新鮮程度。其中，正弦信號下的混合送風模式，具有最佳的排污效果。

3) 正弦信號下風速的波動變化會造成較大的吹風感，其中天花板送風模式會導致乘客吹風感明顯，但側壁送風和混合送風模式下吹風感指數均小于20%,符合熱舒適性要求。