李金林， 张海荣

（1.中国航天员科研训练中心人因工程重点实验室， 北京 100094；2.北京长城华冠汽车科技股份有限公司， 北京 100031）

1 引言

航天员出舱活动（Extravehicular Activity，EVA）是空间站建造和运营管理的重要组成部分，舱外航天服是航天员出舱活动的必要装备。航天服可为航天员提供有效安全的生命保障环境，环境控制是服内生命维持和人体舒适性保障的基础，通过通风回路和液冷回路实现服内温湿度控制和人体代谢散热，从而使舱外航天服形成一个自循环的密闭环境，为航天员创造舱外活动生存和工作的基本条件。

人体舒适性和各部位对温度敏感度研究表明，航天员出舱活动时手动作业效率受温度影响较大，低温状态下航天员手部操作困难，作业效率较低，在国际空间站出舱活动中，航天员曾因手部过冷而不得不提前返回舱内。 人体周围气体的流动具有驱散身体周围湿热空气的降温效应，当置身于辐射源中时，为使人体的舒适程度保持不变，需要较低的空气温度。 舱外航天服外表面设计安装了多层屏蔽隔热材料，可使其很大程度上免受太空冷黑背景和太阳辐照影响，但同时也使其无法通过自身辐射散热。 服内航天员的舒适性只能通过内部通风循环等途径实现，因此航天服内的通风及温度控制十分重要。

目前尚未见公开发表的有关航天服内流场和温度场仿真分析文献，而室内和汽车流场分布相关的研究较多，李珩等研究了通风服的热防护性能影响，建立了人体在通风条件下的热调节仿真模型。 本文针对舱外航天服内通风流场和温度场分布，仿真计算航天服内气体流场和温度云图，研究结果可为航天服的空间布局和通风管路设计提供依据。

2 通风和温度控制

舱外航天服内通风和温度控制由气体内循环系统、液冷循环回路系统实现，舱外航天服通风和液冷循环系统原理框图如图1 所示。

1）舱外航天服通风循环系统主要由风机、航天服密闭内腔、回风管路和换热器组成，经过风机和换热器散热作用，服内气体持续循环，见图1（a）。 除二氧化碳等有害气体吸收净化外，通风系统通过散热设备降温将服内气体由湿热转变为温湿度适宜的状态，排除航天服气体携带的多余热量和水汽，维持航天服内合适的温湿度环境，避免湿度过高导致头盔面窗起雾结露，满足航天员操作环境舒适性和视觉工效要求。

2）航天服液冷循环系统主要由泵、液冷服、散热器和循环管路组成，通过泵和换热器散热作用，液冷回路循环散热，见图1（b）。 液冷循环系统由泵驱动，航天员穿戴的表面分布微循环管路的液冷服内液体工质经散热设备降温后，循环回流为人体降温散热，排除舱外活动期间人体代谢产生的热量，保持航天员的舒适体温。

液冷循环系统主要为人体排除多余代谢产热，气体内循环系统为服内气体环境散热除湿，服内气体循环除热在舱外航天服整体除热贡献中占比平均约为10%，液冷循环除热占比约为90%，因此气体循环主要保障服内环境的温湿度舒适性。

Nishi 等研究表明，人体头宜凉、手脚宜热，头部和四肢所在位置辐射热与气流应有区别，相对湿度要适中。 空气温度是影响人体热舒适的主要因素，直接影响人体通过对流及辐射的显热交换；在热环境中，空气流动或循环净化通风能为人体提供新鲜的空气，并在一定程度上加快人体的对流散热和蒸发散热，提供冷却效果，使人体达到热舒适。 图1 所示的舱外航天服通风循环系统遵循了上述设计原则，经管路设计实现流量配比和面部通风流场控制，通风和温控顶层设计可保障航天服内环境维持热舒适的效果。

图1 舱外航天服通风和液冷循环工作原理Fig.1 The principle of EVA spacesuit ventilation and liquid cooling circulation

3 服内流场和温度场仿真计算

舱外航天服内气体温度要求18 ～28 ℃，一般控制在20～25 ℃，上下肢通风流量理论配比约为3 ∶2，通过集流器前端回风管路流阻设计实现。中国舱外航天服在轨工作压力约为40 kPa（绝对压力，下同），本文分析服内流场和温度场时针对低压和地面常压2 种状态进行。 舱外航天服模型及其管路布局等按照飞天舱外服的技术状态生成，人体数模选择身高为175 cm 的标准模型，使用CFD 流体力学分析软件STAR⁃CCM+（CD⁃adapco 公司，英国）仿真求解，航天服内流场和温度场计算过程中，经验证网格尺寸5，10，20 mm和50 mm 的计算结果基本一致。

3.1 流场仿真计算设置

舱外航天服内部空间呈拟人形态，人体穿入时，身体各部位与航天服内表面之间为近均匀分布的空间，空间截面为圆形或类椭圆形环面，通风过程中气体沿着环面法线方向流动。 数值计算中，人体穿入后的航天服内部空间状态如图2 所示，图中OUT1～OUT4 分别为上下肢4 个回风口，INLET 为3 个面部排气口的进风口。

舱外航天服内部通风管路模型中，左右上肢回风管路（腕部回风口至图1 所示集流器）长度相同，左右下肢回风管路（脚部回风口至图1所示集流器）长度相同，上下肢回路管路长度相同，上肢与下肢回风管路数量比为3 ∶2，各回风管材质和管径相同。 图2 给出了舱外航天服内各通风出入口状态，为便于模型仿真计算，将集流器处的接口断开作为输出口。 网格尺寸设置为20 mm。

图2 舱外航天服内通风流场分析模型Fig.2 Analysis model of EVA spacesuit ventilation circulation

3.2 温度场仿真计算设置

在服内流场分析基础上开展温度场分析，包括常压和低压下不同头部出风气温条件下的服内气体温度场仿真计算，STAR⁃CCM+开启能量方程（Segre⁃gated Fluid Temperature， Cell Quality Remediation），网格尺寸设置为20 mm。 综合考虑航天服在轨出舱时外部真空环境及多层隔热屏蔽层的隔热保护，数值计算中将服内表面简化为绝热状态。

3.3 仿真计算条件

1） 服内压力常压为101.3 kPa，低压为40 kPa；

2）头部通风流量常压状态为180 NL／min，低压状态为70 NL／min；

3）人体模型皮肤表面温度为33 ℃；

4）环境初始温度为33 ℃，头部出风气温为20，23，26 ℃三种工况。

4 仿真结果

4.1 服内流场仿真结果

4.1.1 常压流场

常压环境仿真计算结果见图3，结果表明身体后侧尤其是头部后侧流线紊乱，头部流速比身体其他部位高，面部流线流畅，比较符合面部通风散热需求，可有效保持人体面部舒适性，同时面部前端流畅的流线可有效避免面窗起雾结露。

图3 常压下舱外航天服内及头部流线图Fig.3 Streamlines of EVA spacesuit and area around head at normal pressure

通过服内通风流场速度矢量图分析，身体后侧及下部流速较低且存在涡流，头部左侧气流向前吹，右侧气流向后吹，头部右侧较左侧流速高。上下肢流量计算结果见表1，手部流量约占总流量的60%，腿部流量约占总流量的40%，左右流量基本相等，与舱外航天服回风管路设计吻合。

表1 常压下服内通风流量计算结果Table 1 Flow rate of ventilation at normal pressure

4.1.2 低压流场

低压环境仿真计算结果见图4，结果表明：身体腹部有涡流（图4（a）），身体后侧尤其头部后侧流线紊乱（图4（d）），头部流速比其他部位高，面部流线流畅，分布与常压状态基本一致但流线密度减小。 通过服内通风流场速度矢量图（图4（b））分析，身体后侧及下部流速较低且有涡流，头部左侧气流向前吹，右侧气流向后吹，头部右侧较左侧流速高。 上下肢流量计算结果见表2，手部流量约占总流量的60%，腿部流量约占总流量的40%，左右流量基本相等，与舱外航天服回风管路设计吻合。

图4 低压下舱外航天服内及头部流线图Fig.4 Streamlines of EVA spacesuit and area around head at low pressure

表2 低压下服内通风流量计算结果Table 2 Flow rate of ventilation at low pressure

4.2 服内温度场仿真结果

4.2.1 常压温度场

常压环境下，头部出风气温20 ℃时服内温度场计算结果见图5，23 ℃，26 ℃工况温度场分布与20 ℃时相似，但云图显示各区域温度值随出风气温升高而升高。

图5 常压头部出风气温为20 ℃时服内温度云图Fig.5 Temperature field cloud picture of 20 ℃outlet air temperature at normal pressure

从各工况服内温度云图看，人体面部附近温度较低，头部右侧比左侧温度低，面部比头部后侧温度低，上肢从胳膊至手腕方向温度逐渐升高，下肢腿部至脚部方向温度逐渐升高。 对常压下不同出风温度与头部垂直于人体截线（截线经过两眼中间并垂直于面部）的温度数值进行统计，结果见图6。 从截线温度分布看，人体表面附近的气温接近皮温约为33 ℃，距离身体越远温度越低；头部出风气温越低，服内相同位置处的气体温度越低，该现象在远离身体表面的区域较为明显；出风气温相同的状态下，身体前部区域整体比后部区域温度更低，这与身体前部流线密度及流速更大的仿真结果吻合。

图6 常压下不同出风温度头部截线温度分布Fig.6 Temperature distribution along one cut line of head under different conditions at normal pres⁃sure

4.2.2 低压温度场

低压环境下，头部出风气温20 ℃时服内温度场计算结果见图7，23 ℃、26 ℃工况温度场分布情况与20 ℃时相似（服内温度场分布及梯度变化趋势一致），但云图显示各区域温度值随出风气温升高而升高。

图7 低压头部出风气温为20 ℃时服内温度云图Fig.7 Temperature field cloud picture of 20 ℃outlet air temperature at low pressure

从各工况服内温度云图看，低压环境下人体周围温度场分布与常压状态基本一致，低压下不同出风气温头部垂直于人体的截线温度统计结果见图8，气温在人体表面较接近体温，随与身体表面的距离增加逐渐降低。 由于气体密度及介质比热容减小，出风口温度相同时，与常压环境相比，低压环境下的温度场数值整体升高。

图8 低压下不同出风温度头部截线温度分布Fig.8 Temperature distribution along one cut line of head under different conditions at low pres⁃sure

5 讨论

针对舱外航天服头部出风、四肢末端回风的设计，流场分析结果表明服内流线整体流畅，面部流线均匀流畅。 航天服正常通风循环可保障航天员面部及航天服面窗处的风速在常压下不小于2 m／s、低压下不小于1 m／s，可有效防止面窗起雾和保持航天员面部通风舒适性。

舱外航天服内面部流线流畅，头部后侧流线紊乱，这与通风管路出风口均设计在面部上方有关。 风管出风后，经过航天员面部、头盔面窗及头盔内不规则分布安装的设备后，流线逐渐紊乱。在使用轻质细线测试航天服面部流线的实验中，棉线实际流线方向与仿真结果一致，流线平稳、无紊流波动等情况；地面载人试验及已完成的空间站出舱活动任务中，着服人员均反馈航天服内整体热环境舒适，面部通风凉爽、面窗无起雾现象（风机停止工作超过2 min 面窗逐渐出现轻微起雾现象），表明面窗处通风流场满足设计使用需求。

上下肢风量整体比例为3 ∶2，左右两侧基本相同，该仿真计算结果与通风管路设计预期一致。舱外航天服通风系统设计中，头部吹出凉风，气体流经人体表面和服内发热设备后，气体温度从头部到四肢末端逐渐升高，舱外航天服载人试验中腿部和肩部附近气温比面部平均气温高约3.4 ℃，手部和脚部比面部平均高约4.9 ℃，热仿真云图及温度数值变化与测试结果趋势一致。

各出风温度工况的仿真结果表明：通过气体散热时，气体温度与人体表面的距离成负相关关系，人体表面区域气温接近人体皮温（本文设置为恒定皮温33 ℃），远离人体表面的区域气温相对较低；通风气体与热源之间存在温度梯度，该现象与流动气体换热特性相符。 通风散热能力随气压降低而变弱，出风口温度相同的状态下，相同区域的气体温度低压下比常压下整体偏高，这是由于气压降低气体密度变小所致。

对比通风流场和温度云图可知，气体流量小的区域和存在涡流的区域气体温度相对较高，流线流畅和流量大的区域气体温度相对较低。 与头部距离相同的区域，人体前部区域气温整体低于后部，背包内区域气温最高，这与出风口布局在人体面部区域相关，该设计状态人体前部区域气流速度和流线整体优于其他区域。 通过仿真计算获取的温度场分布和变化梯度与载人试验中布设的iButton 温度传感器数据分布趋势一致（通风温度20.8 ℃，颈部表贴温度为31.2 ℃，颈部后方2 cm和5 cm 处的温度分别为28.0 ℃，26.6 ℃）。

经与航天服面窗内部流线测试和载人试验数据比对分析，本文仿真计算结果与舱外航天服试验数据一致性较好，说明设置合适的参数后，使用STAR⁃CCM+等CFD 流体力学分析软件可有效验证相关设计的合理性和正确性。 与实验室试验相比，仿真计算成本低、效率高，可重复迭代优化。通过数值计算可验证服内空间和管路布局及出风回风设计的合理性，经过迭代优化保障服内适宜的通风流场和温度场，尽量规避或减少涡流区域，在有限的空间资源条件下最大限度提升人体整体热舒适性。

6 结论

1）利用航天服和人体数字模型及流体工程仿真软件，通过数值仿真计算可有效获取服内流场和温度场分布状态。

2）舱外航天服内部流场整体流畅，四肢回风量分配与设计预期一致；头部风管上的出风口设计合理，面窗处流线平稳流畅，流线分布相对均匀。

3）头部出风温度最低，沿着身体及四肢回风方向气体温度逐渐升高，背包内部相对远离主通风区域及有涡流的部位气温相对较高，温度场分布与流场分布相关。