民用飞机客舱个人通风喷嘴布置研究

王刚，冯超，郑丽

（中国商飞民用飞机试飞中心，上海 201323）

民用飞机客舱通风系统一般由主通风和个人通风组成，主通风系统给舱内提供充足的空气量，并进行温度控制，而个人通风系统作为辅助调节手段，则可以满足部分乘客的舒适性要求。个人通风系统由分配集气管和通风喷嘴组成，喷嘴可以产生附加的空气运动，给旅客提供新鲜而温度适宜的空气，从而减轻旅途中的不适感[1]。喷嘴送风温度一般比舱内温度低5 ℃，送风方向和风速可由乘客自由调节。由于飞机座舱空间的限制，个人通风喷嘴一般位于行李舱下方、人体头顶上方，具体布置方式需要综合考虑各方面因素。

当前国内外学者侧重于舱内通风系统性能[2-4]、舱内舒适性[5-8]、舱内污染物控制研究[9-11]，对个人通风的研究还较少。天津大学郭勇等[12]对MD-82客机上个性送风出口的送风气流特征进行了数值研究，发现机舱喷嘴的气流扩散要强于喷嘴圆管射流，且湍流强度更大。Julia Winzen等[13]在多尼尔728的飞机模型舱内营造了两种舱内温度工况，研究了60名受试者的热舒适感觉和个人喜好。结果表明，受试者对舱内气候参数的评估与个人喜好有重要的关系，尤其对热和气流的偏好，因此受试者对热舒适的期望越高，舱内微气候就越不舒适，这从侧面反映设置个人通风系统是有必要的。在不同季节下测量了23个航班舱内温湿度，并开展了热舒适性问卷调查。方赵嵩[14]发现，由于客舱内明显的闷热，超过60%的乘客认为需要设置个人送风喷嘴，且多数乘客选择部分开启状态进行调节。王健等人[15]在重庆大学地面模拟舱内进行了真人实验，并对影响热舒适的因素进行了分析。结果表明，喷嘴出口风速和送风角度会对乘客热感觉产生显著影响，而送风温差并不存在显著影响。这是由于5 ℃以内的非等温送风对人身体周围部分的温度场影响不显著。

民用飞机客舱内两种行李箱构型如图1所示。下拉式行李箱可以增加舱内乘客活动空间，减少乘客压抑感，但旅客服务单元（PSU）空间较小，个人通风喷嘴布置较为困难。目前已有的文献和研究都是基于上翻式行李箱的客舱构型开展的，对下拉式行李箱构型的个人通风研究几乎没有涉及。文中基于选定的设计指标，运用CFD仿真的方法对某型民用飞机客舱内乘客头部风速和速度场进行了计算分析，得到一种较合适的布置方式，为下拉式行李箱构型的客舱个人同分喷嘴的设计提供了参考。

图1 两种不同行李箱构型客舱内通风示意 Fig.1 Cabin ventilation diagram of two different trunk configurations: a) flip-up; b) pull-down

1 客舱个人通风系统模型

1.1 CFD计算模型

对某型单通道民用飞机的单排人椅建立了仿真模型，+Y方向为正航向，+X方向乘客编号依次为1—3， 如图2所示。考虑到客舱的对称性，对模型进行了合理简化，建立了右侧客舱个人通风计算模型，客舱通道对称面假设为标准的空气壁面，排风隔栅位于右侧舱壁踢脚板处，个人通风喷嘴布置在PSU上。在不影响舱内流场的情况下，对人体和座椅结构做了一定简化，对棱角做了圆滑处理。网格划分采用ICEM CFD中六面体和四面体结合的方法，并对喷嘴送风、底部排风区域进行加密处理。

图2 客舱个人通风计算模型 Fig.2 Calculation model of cabin personal ventilation

1.2 数学控制方程

基于1.1节中的模型和假设，客舱内连续性方程、动量方程、能量守恒方程、标准k-ε双方程[16]分别为：

式中：ui、uj为速度分量；ρ为密度；μ为黏性系数；T为时间量；Pr为普朗特数；ST为合并后的源项；k为湍流动能；ε为湍流耗散率；Gk为层流速度梯度产生的湍流动能；Gb为浮力产生的湍流动能；YM为扩散产生的波动；C1ε、C2ε、C3ε为常量；σε是k方程和ε方程的湍流普朗特数；Sk和Sε为自定义参数。

1.3 求解策略

基于上述数理模型，湍流模型为标准k-ε双方程，能量方程不激活，壁面为静态无滑移壁面，喷嘴为速度进口，排风隔栅为outflow。计算工具为ANSYS FLUENT 13，采用压力和速度耦合的SIMPLE算法，压力的离散选择标准格式，其他参数的离散均选择一阶迎风格式。由于没有能量选项，计算过程选择默认的收敛标准，即所有变量（连续性、xyz速度、k、ε）残差低于10-3。

2 仿真分析

2.1 设计指标

国内外标准手册中对客舱的温湿度、风速、新风量、污染物浓度等都有严格要求，但未对个人喷嘴送风的设计参数作严格规定，一般只规定了喷嘴开启情况下，人体就坐时头部高度风速应达到的下限值。相关标准手册[17-20]中对民用飞机客舱内个人通风的温度、速度要求见表1。

表1 个人通风系统设计指标 Tab.1 Design index of personal ventilation system

这些标准手册都没有对喷嘴送风温度作出要求，这是因为喷嘴射流的紊流系数较大，气流从喷嘴出来后，很快便与周围空气充分混合，而且舱内主通风系统流量占主导，所以个人喷嘴几乎没有温度调节能力。目前仅有文献[1]提到为减轻乘客的闷热感，个人送风温度需低于舱内温度5 ℃。

对于个人通风的风速，目前国内还没有明文规定。文中采用国外标准即个人通风开启时，人体坐着时头部高度的风速应大于1 m/s。下文将以该指标为判据进行数值计算。

2.2 分散布置方式

第一种方案为分散布置，如图3所示。个人通风喷嘴平均分布在PSU面板上，沿+Y方向的喷嘴按阿 拉伯数字顺序编号1—3，喷嘴出风口简化为直径为30 mm的圆。

图3 喷嘴分散布置 Fig.3 Nozzles of decentralized arrangement

模拟工况1：喷嘴出口方向和壁面垂直，出口速度为10~20 m/s中的6个值。选取三位乘客头部上方20 mm处为观察点，计算结果如图4所示。随喷嘴出流速度的增加，人体1—3头部风速总趋势也随之升高。在工况1送风方式下，即使出口流速达到20 m/s，人体头部最大风速仅有0.39 m/s，只有很小的吹风感，不满足设计指标。最大出流速度时，3位乘客头部中央区域的合速度场如图5所示，可直观看出喷嘴出流衰减极快，且3位乘客头部区域基本“吹”不到风。

图4 工况1人体头部高度处风速 Fig.4 Wind speed at the head of condition 1

图5 工况1乘客头部中央区域合速度场 Fig.5 Resultant velocity field in central area of passenger head of condition 1

个人通风在实际使用时一般不会是垂直射流方式，乘客可以按需调节出流角度。模拟工况2：喷嘴出口1—3依次正对人体1—3头顶，出口速度为10~20 m/s中的6个值，仍然选取3位乘客头部上方20 mm处为观察点，计算结果如图6所示。坐在中间位置的乘客2调节喷嘴角度后，在出流速速度为14 m/s时，就可获得大于1 m/s的头部风速，而坐在两侧的乘客，即使调节喷嘴直吹，仍然无法获得1 m/s以上的风速。喷嘴出口流速为20 m/s时，三位乘客头部中央区域的合速度如图7所示。

图6 工况2人体头部高度处风速 Fig.6 Wind speed at the head of condition 2

图7 工况2乘客头部中央区域合速度场 Fig.7 Resultant velocity field in central area of passenger head of condition 2

2.3 集中排列布置方式

2.2节的计算结果表明，对于分散式的喷嘴布置方式，无论是垂直射流还是调整射流角度直吹，在最大出流速度20 m/s时，左右两侧乘客都无法获得大于1 m/s的风速。其根本原因为，喷嘴1至乘客1、喷嘴3至乘客3头顶空间距离较远，气流在到达时已充分衰减。为减小喷嘴出口至乘客头顶的空间距离，并考虑到PSU上其余系统（氧气面罩、照明灯、扬声器等）的布置，将喷嘴集中排列在PSU面板上，如图8所示。沿+X方向的喷嘴按阿拉伯数字顺序编号1—3。

图8 喷嘴集中排列布置 Fig.8 Nozzles of centralized arrangement

对于新构型的仿真计算，同样考虑两种工况3和4：喷嘴出口速度为10~20 m/s，射流角度分别为垂直射流、喷嘴对乘客头部直吹。工况3的计算结果见图9和图10。类似于工况1，在不调整喷嘴角度时，只有中间乘客能获得明显的吹风感，但仍未达到1 m/s，两侧乘客头顶几乎无气流。

图9 工况3人体头部高度处风速 Fig.9 Wind speed at the head of Condition 3

图10 工况3乘客头部中央区域合速度场 Fig.10 Resultant velocity field in central area of passenger head of condition 3

工况4计算结果如图11和图12所示。中间位置乘客在喷嘴出流速度12 m/s时即可获得大于1 m/s的风速，乘客3在出流速度14 m/s时也能获得满足设 计指标的风速。乘客1则由于空间距离最远，其最大头部风速只能达到0.52 m/s。

图11 工况4人体头部高度处风速 Fig.11 Wind speed at the head of condition 4

图12 工况4乘客头部中央区域合速度场 Fig.12 Resultant velocity field in central area of passenger head of condition 4

考虑到乘客1与喷嘴的物理空间较远，需大幅增加喷嘴1的出口流速，才能满足设计指标，而这将大幅增加个人通风流量，减少主通风系统送风量。在个人通风流量不变的前提下，将喷嘴开口面积减小，则可获得更大的出口流速。将圆形喷嘴直径缩小为20 mm，在工况4的基础上计算工况5：喷嘴出口速度22.5~45 m/s，射流角度为喷嘴对乘客头部直吹，计算结果如图13—14所示。喷嘴出口流速22.5 m/s时，乘客2和3头部处风速已超过1 m/s；喷嘴出流速度达45 m/s时，乘客1头部处风速达1.09 m/s，满足设计指标。

图13 工况5人体头部高度处风速 Fig.13 Wind speed at the head of condition 5

图14 工况5乘客头部中央区域合速度场 Fig.14 Resultant velocity field in central area of passenger head of condition 5

从图2的个人通风计算模型可看出，客舱内下拉式行李箱的设计导致PSU本身空间较小，且靠近右侧舱壁，喷嘴集中排列布置的方案优于分散布置。为满足3名乘客的个人通风需求，且不影响主通风系统流量，喷嘴出口直径可设计为20 mm。此时乘客1已将喷嘴流速调至最大。目前该方案已成功应用于某型号民机客舱的个人通风系统，如图15和16所示。

图15 带下拉式行李箱的客舱 Fig.15 Cabin with pull-down trunk

图16 集中排列布置的喷嘴 Fig.16 Nozzles of centralized arrangement

3 结论

文中对安装了下拉式行李箱的民用飞机客舱进行简化后，建立了k-ε计算模型，考察了两种个人通风喷嘴布置方式。根据所选的设计指标，评价了两种方案的优劣，得到以下结论：

1）民用飞机客舱内个人通风系统采用国外标准作为设计指标是可行的，即乘客就坐时头部高度风速需大于1 m/s。

2）对于直径为30 mm的个人通风圆形喷嘴，采用分散排列的布置方式，由于出风口和头部空间距离较远，两侧乘客无法获得大于1 m/s的风速。采用集中排列的布置方式，可以满足乘客2和3的需求，但满足不了乘客1的需求。在保证相同流量的前提下，将喷嘴直径减小为20 mm，提高喷嘴出口流速，则3名乘客均能获得符合指标的风速。

3）对于安装了下拉式行李箱的客舱，集中排列布置的个人通风喷嘴集是更有利的，该方案已运用于某型民机。