正壓防護服用供氣背包設計及其數值模擬與實驗

中圖分類號：TP202 DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2025.06.023 開放科學（資源服務）標識碼（OSID）：

Design and Numerical Simulation and Experiments of Gas Supply Backpacks for Positive Pressure Protective Clothing

HOU Yulei1 LI Ximeng1SUO Huai2LI YuelZENG Daxing' * 1.School of Mechanical Engineering，Yanshan University，Qinhuangdao，Hebei， 2.Qinhuangdao Gaha Medical Electronic Instrument Co.，Ltd.，Qinhuangdao，Hebei， 3.School of Mechanical Engineering，Dongguan University of Technology，Dongguan， Guangdong，

Abstract：At present，the function of positive pressure protective clothing is relatively single，the high internal temperature and difficult pressure control resulted in low safety and comfort. Therefore， a supporting device integrating supply/exhaust， filtration and cooling functions was proposed. The data required to maintain a slightly positive pressure state within the protective clothing was tested，and the structure of the air-supply backpack was designed in modules. A heat transfer analysis was conducted on the semiconductor refrigeration module，and a simulation model was established to analyze the impacts of profile dimensions on refrigeration performance based on CFD （computational fluid dynamics）. The parameters of temperature and pressure were stabilized by fuzzy PID control，the transfer function was solved，the controller was designed and verified by Simulink simulation. The FLUENT simulation model of micro positive pressure protective clothing was built to analyze the distribution law of flow field and temperature field in protective clothing and the influences of air supply temperature. The prototype of air supply backpacks was developed and the temperature and humidity of protective clothing were tested. The results show that the air supply backpacks may dehumidify to normal ambient humidity within 3O s and reduce 5°C compared with room temperature within 100s

Key words： positive pressure protective clothing； gas supply backpack； semiconductor refrigera-tion;FLUENT simulation; temperature and humidity testing

0 引言

防護服是各種污染環境中進行檢測、救援等任務的基本防護裝備，但目前傳染病防控及生化實驗室人員所用防護裝備生理舒適性較差[1]，正壓防護服若在保證用戶安全的同時能夠為其提供潔凈空氣，并持續排出身體熱量和產生的濁氣，則可有效提高穿戴的舒適性[2]。防護服密封性強、透氣性差，尤其在天氣炎熱的夏季，易造成醫護人員中暑3，故保持防護服內溫度和濕度值處于合適范圍內十分必要。

供風裝置作為正壓防護服的核心組件[4]，需要考慮供風量、正壓值、噪聲大小、使用壽命以及異常報警等多方面。李國棟等[5設計了一款防止放射性污染的正壓防護服動力送風單元，內置高效過濾器及微型風機，設有流量、溫度反饋控制功能。目前，國內外暫無正壓防護服統一標準6吳金輝等[通過氣密性壓力測試得出靜止時正壓防護服內部正壓維持在 100～110Pa 之間，行走時維持在 70～200Pa 之間。劉倩靜8應用人體工效學對正壓防護設備進行綜合效能評估，結果表明，正壓防護設備進風量達 75～125L/min 時，可滿足負荷勞動下的生理需求。

在保證防護安全的前提下，減小氣壓可增強穿戴的便利性，微正壓防護服內氣壓微大于防護服外氣壓，屬于正壓防護服范疇，但當前對此缺乏明確的界定。正壓防護服的氣壓控制[9要求較高，李鑫等[10提出一套微正壓防護服系統，設定氣流量范圍為 60～130L/min ，可排除汗液，但未實現自動調壓。供氣型正壓防護服的研究還比較初步，其應用仍需進一步解決包括安全、舒適性等在內的諸多問題[11]。

相較于液體降溫及相變降溫服，半導體制冷[12]具有效果好、無噪聲及易攜帶等優點。丁喜梅[13]設計了一款半導體制冷與水冷散熱結合的裝置，降溫效果好，但混合降溫服結構較為復雜，操作不便。LOU等[14]利用半導體制冷片研發了一種可降溫除濕的穿戴式防護裝備，每小時可從防護服內散發51.7W的熱量和 26.3g 的水分。SU等[15]開發了一種便攜式冷卻裝備，在 18～20 °C 空氣溫度下， 50L/min 的冷氣流量在頭部位置可營造一種舒適環境，但送風難以流向腿部。

半導體熱電制冷模塊的性能關乎降溫量和除濕率，通常可用實驗或FLUENT仿真的方法予以驗證[16]。ELTAWEEL等[17]搭建實驗平臺，通過改變半導體制冷片的輸人電壓及型材旋轉角度來研究熱電制冷模塊發揮出最佳性能時的條件參數。劉尚杰[18]建立了散熱型材模型并通過FLU-ENT軟件分別驗證了型材長度、翅片間距及翅片厚度對除濕效果的影響。呂明杰[19]將熱電制冷模塊分為進口域、出口域、內部流體域及固體域，研究了導冷型材翅高、翅厚及翅間距對導熱性能的影響。當前研究通常為單獨分析散熱端或導冷端，忽略了兩端之間的熱量傳遞及其相互影響，未將兩者結合一同分析，也未曾考慮型材底板厚度對導熱性能的影響。

此外，通過FLUENT軟件還可分析防護服內部空氣流動狀態及溫濕度分布。XU等[20]設計了一款新型通風防護服，建立了簡化人體模型，并進行了溫度分布仿真分析。SHEN等[21]研究了環境溫度及服裝材質對傳熱的影響，得到了人體表面的氣體流動路徑和速度云圖。陳慧臻22采用空心圓柱模擬防護服軀干，并建立了曲面人體模型，分別研究了防護服厚度、流速等參數對防護服導熱性能的影響。供風量大小、環境溫度等參數對正壓防護服的氣壓、溫度分布均有較重要的影響，但目前相關研究仍欠充分。

綜上所述，當前正壓防護服尚未有統一的微正壓范圍標準，壓力控制還不夠精確，穿著后防護服內部溫度較高，舒適感較低，為此，本文提出一種集供/排氣、多級過濾、制冷功能于一體的供氣背包，進行相關理論計算、仿真分析及實驗測試，以期提高正壓防護服穿戴舒適性。

1供氣背包總體結構設計

1.1 正壓防護服微氣壓測試

為測試防護服微正壓數值，制作供氣背包如圖1所示，以風機為動力來源，氣體由過濾模塊進入，通過供風接頭送至防護服，防護服內的濁氣由排風接頭連接排至外界。

采用數字壓力表分別測試防護服達到微鼓狀態、蹲下和站立瞬間頭部和腹部的氣壓值。防護服尺碼越大，體積總量越大，其氣壓變化程度越大，蹲下及站立瞬間防護服內氣體瞬時聚集或外排，氣壓迅速增大或減小。選擇160、170、180等多種型號防護服，分別記錄蹲下瞬時最大氣壓值和站立瞬時最小氣壓值。以170型號為例，記錄頭部、腹部不同狀態下氣壓測量值分別如表1、表2所示。

同一試驗條件下，腹部的氣壓值一般較頭部小，考慮拆裝方便，將氣壓傳感器放置于腹部，且壓差范圍設置為 5～20Pa ，則無論何種動作狀態下，頭部均能保持正壓狀態，此狀態可阻止外界病毒侵入，符合安全要求。

1.2 供氣背包結構設計

供氣背包總體結構可分為過濾模塊、背包殼體、電源模塊、供氣及連接模塊、制冷模塊和控制模塊。從功能上分為普通供氣型和制冷型兩種，設計參數要求如表3所示。其中，出口降溫量指制冷型背包開啟制冷功能后，防護服進風口空氣的溫度相較室溫的降低量。

表3供氣背包設計參數要求

過濾裝置決定著防護病毒等級、過濾效率和風阻大小。考慮實現 99.99% 的過濾效率， 24h 的過濾壽命[23]，濾芯材質選用H14熔噴布，適量活性炭，濾芯進風口表面、活性炭進/出風口表面分別加一層F9等級的無紡布，過濾模塊結構如圖2所示。

過濾模塊設有壽命計時器，當壽命不足時，系統會適時報警提醒。過濾外罩兩側與過濾上殼體之間留有間隙，即過濾裝置進風口，過濾外罩還可以阻止大面積灰塵、雜質進入過濾裝置，以延長過濾壽命。

供氣連接模塊包括供氣背包進出氣口、供風燕尾槽 過濾殼體過濾外罩 出氣口底層無紡布活性炭 初層無紡布密封膠 隔板濾芯 濾芯支撐架 進氣口卡緊結構 壽命計時器（a）過濾模塊外殼體 （b）過濾模塊內部布局管道和風機，風機又分為供風風機、備用風機、回 抽風機和散熱風機。供風管道采用PE材質，供 氣背包與過濾裝置間的通氣接頭以雙O形密封 圈連接，O形圈選用硅膠材質，線徑為 1.9mm ，外 徑為 34mm ，壓縮率為 21.05% ；風機按照各自功 能，考慮用電量、噪聲及供風量等參數選取相應型 號。通氣接頭結構剖視圖見圖3。

電源模塊包括鋰電池及其外殼、電池倉，其中采用六、九節鋰電池分別作為普通供氣型和制冷型背包的供電來源，計算公式如下：

式中： W 為用電功率； U_b 為用電電壓； I_b 為用電電流； E 為電池能量； V 為電池額定電壓； A_c 為電池容量； t_c 為電池可用電時間。

根據供電時間要求，經計算，六、九節鋰電池容量分別為 A_c?8.125A?h 和 A_c?15A?h 結合電池規格，分別選取 10A?h 和 15A?h 容量的電池組。

背帶用以承載背包，遵循人體工程學設計，左側肩帶夾層內留直徑 4mm 線束通道，用來通信走線。背包殼體承載著所有零部件，需有一定的硬度，且希望密度小，能夠抗紫外線，故選用ASA材質。殼體模塊如圖4所示。

制冷型背包采用二級制冷模塊裝置，每一級制冷模塊均設有兩個12704半導體制冷片，兩級制冷模塊插接而成，用戶可根據實際需求選擇一級制冷還是二級制冷，一級制冷模塊模型見圖5。

普通供氣背包可實現防護服內空氣過濾、供風和除濕；制冷型背包除前述功能外，還可實現降溫功能，整體結構如圖6所示。

2 制冷模塊數值模擬分析

2.1 制冷模塊參數設置

制冷模塊由半導體制冷片、散熱型材、導冷型材、風機、通道及保溫棉組成。進行傳熱分析如下：假設熱電制冷系統傳熱只在垂直方向發生，外加電場在熱電偶上均勻一致。以一對熱電偶為例，熱電偶對長為 l ，面積為 A ，通過的電流為 I ，電阻為 R ，塞貝克系數為 s ，導熱參數 λ 為常數，熱電偶內部溫度為 T_d ，熱電制冷系統冷端溫度為T_c 、熱端溫度為 T_h ，在第三類邊界條件 x=0 情況下，流體溫度為 T_fl ，對流傳熱系數為 α₁：x=l 條件下流體溫度為 T_f2 ，對流傳熱系數為 α₂°q_V 為均勻內熱源。熱電制冷系統工作穩定時，熱傳遞方程[24]為

d²T_d/dx²+q_V/λ=0

第三類邊界條件：

-λAdT_d/dx=sIT_h-α₁A（T_h-T_fl）x=0

-λAdT_d/dx=sIT_c-α₂A（T_f2-T_c）x=l

綜合式 （4）～ 式（6），得到熱電偶內部的溫度分布為

0?x?l

制冷量 Q_g 為

熱端散熱量為

Q_h=sIT_h+λA（dT_d/dx）_x=0=α₁A（T_h-T_f1）

系統輸入功率為

P=Q_h-Q_g=I²R+sI（T_h-T_c）

系統輸入電壓為

U=P/I=IR+s（T_h-T_c）

系統制冷系數為

制冷型供氣背包采用TEC1-12704型半導體制冷片制冷，參數 l，A，s，λ 均為常數，提高熱電系統的制冷性能，需從散熱性能、導冷方式和制冷模塊結構來考慮。由式（10）可知，散熱量 Q_h 與制冷量 Q_g 成正相關，若要提高 Q_g ，需要良好的散熱結構。由式（8）可知， Q_g 還與對流傳熱系數、冷熱端溫差大小有關，因此應增加散熱量和導冷量以縮小半導體制冷片冷熱端的溫差，減少其間的熱量傳遞。

利用FLUENT軟件分別對制冷模塊的散熱端和導冷端進行仿真，以分析不同結構參數和環境變量下的制冷性能。建立仿真模型并劃分流體域結果如圖7所示。

制冷模塊內嵌在封閉外殼內，不與外界環境發生熱交換，是一個涉及固體域和流體域對流、導熱互相耦合的過程，隨著半導體制冷片、熱端、冷端和流體域之間的相互影響，系統最終會達到穩定狀態。

無論是散熱端還是導冷端，空氣流動均由風機提供動力，可視為強制對流換熱，由于需要研究散熱端和導冷端溫度隨時間的變化趨勢，因此進行三維瞬態計算，其控制方程如下：

式中： u，v，w 分別為 x，y，z 方向的分速度； τ 為半導體制冷片工作時間； ρ 為空氣密度； p 為大氣壓； c_p 為空氣質量熱容； T 為型材表面溫度： 為空氣熱導率； μ 為空氣黏度。

使用雷諾數判斷空氣流動狀態：

M=3600FU_v

式中： U_v 為空氣流動速度； L 為特征長度； u₁ 為流體運動黏度； M 為風量， m³/h;F 為管道通風面積， m² 。

所選兩款風機風量分別為 7.5m³/h 和9.6m³/h 。以室溫 26^°C 下的空氣運動黏度 u₁ 為例，求得導冷通道的空氣流動速度為 2.95m/s ，雷諾數為5898，散熱通道的空氣流動速度為3.78m/s ，雷諾數為7550，雷諾數均大于2000，故兩個流體域均視為湍流[25]。

采用標準 k-ε 模型進行求解，兩個流體域的入口邊界設置為速度入口，出口邊界設置為壓力出口，溫度為常數。流體域與固體交界處，速度無突變，溫度一致。

FLUENT仿真計算中，為消除網格數量對計算結果的影響，有必要進行網格的獨立性驗證。選取導冷通道流體域進出口熱交換效率為評估指標，計算結果誤差大小，并逐漸增加網格數量。當兩個網格下的熱交換效率計算結果相對誤差足夠小時，認為可以驗證網格獨立性。熱交換效率計算公式如下：

式中： T_in?T_out 分別為冷端進出氣口溫度。

相對誤差計算公式如下：

式中： N 為網格劃分次數； φ_N 為第 N 次劃分網格時的誤差； η_N，η_N-1 分別為第 N，N-1 次劃分網格的熱交換效率。

由表4可知，隨著網格數量的增加，誤差逐漸減小，且第四、第五次的誤差接近，故綜合考慮仿真精度和計算時間成本，設置該模型的網格數量為238萬左右。

表4流體域進出口熱交換效率隨網格數的變化

2.2 制冷模塊仿真分析

分析散熱型材底板厚度、型材長度、齒片齒高以及導冷型材底板厚對制冷性能的影響，計算模型如圖8所示。其中， d. ，為型材底板厚度， d_w 為型材齒寬，h為齒片齒高。

為測試不同底板厚度型材的散熱效果，對模型進行瞬態仿真，分析不同底板厚度下散熱型材吸熱速率的變化規律。底板厚度分別為 3.0mm 、4.5mm 及 6.0mm 時底板內側表面平均溫度隨時間的變化如圖9所示。可見 3mm 底板厚度型材表面溫度最高、吸熱速率最快，其次是 4.5mm ，較快的吸熱速率有助于型材快速散掉半導體制冷片熱端的熱量，進而提高制冷能力，故選取 3mm 底板厚度散熱型材是較合適的。

為在有限的空間內實現最佳的散熱性能，進一步探究型材尺寸對熱量分布的影響。選取四組不同長 × 寬 x 高的散熱型材對模型進行瞬態仿真，分析型材長度、高度對散熱性能的影響。不同尺寸散熱型材散熱通道出風口平均溫度隨時間變化如圖10所示。可見供風開始 30s 內， 120mm× 50mm×28mm 型材溫度上升最快，其次是160mm×50mm×28mm，200mm×50mm×28 mm 和 160mm×50mm×50mm 。由三種不同長度型材的對比結果可知，型材長度越小吸熱越快，三種型材表面最終穩定溫度相近，故宜采用質量較小的 120mm×50mm×28mm 型材；由齒高 28mm 和齒高 50mm 兩種型材的對比結果可知，型材高度越小吸熱越快，最終穩定溫度也較高，有利于熱量快速散出。

壓降用來表征型材的風阻大小，風阻越大，空氣流通受阻，不利于空氣帶走散熱型材導出的熱量，故壓降越小越好。四組型材通道內的壓降 ?_in 變化如圖11所示。結果可見， 200mm×50mm× 28mm 型材通道內阻力最大，其次是 160mm× 50mm×50mm，160mm×50mm×28mm，120 mm×50mm×28mm 。分析可得，型材越長、高度越高，管道內流動空氣的阻力越大，因此當其他條件一致時，為保證通暢的空氣流動，宜選擇高度較小、長度較小的散熱型材。

隨時間變化情況如圖12所示。結果可見，1.0mm 底板厚度型材表面溫度最低、導冷速率最快，其次是 2.5mm，5.0mm ，更快的導冷速率有助于快速傳遞半導體制冷片冷端的制冷量，進而提高制冷能力，但底板過薄不易加工，加工成本高，綜合考慮選取 2.5mm 底板厚散熱型材是較合適的。

3 模糊PID控制開發

3.1 控制模型建立

為保障穿戴的安全性和舒適性，防護服內需維持穩定、適宜的氣壓和溫度，本節根據防護服內溫度、氣壓兩個參數的動態特性建立數學模型。

防護服內部為相對密閉空間，主要考慮由供風風機、回抽風機進行的空氣循環和熱交換過程。以降溫為例，防護服內熱量與供氣背包制冷模塊提供的制冷量在時間序列上不斷變化，其表達式為

式中： C 為防護服的容量系數； θ_a 為防護服內溫度； θ_b 為室溫； F_f 為防護服表面積； K 為防護服的熱導率。

當防護服內溫度達到穩定時，溫度變化率

0，制冷模塊初始制冷量 Q_g0 為

Q_g0=F_fK（θ_a0-θ_b0）

式中： θ_a0、θ_b0 分別為防護服內和室內的初始溫度。

當防護服內溫度處于動態時，則有

其中， Δθ_a，ΔQ_g，Δθ_b 為各環節增量。

將式（24）代入式（22），則有

Q_g0+ΔQ_g+F_fK（θ_b0+Δθ_b）

將式（23）代人式（25），有

由于室溫不會突變， Δθ_b=0 ，進而有

進行拉氏變化，得初始傳遞函數為

式中： k₁ 為靜態放大增益； T₁ 為時間常數。

防護服內的溫度變化存在滯后性，因此增加滯后環節，得到溫度控制傳遞函數如下：

式中： τ₁ 為滯后時間參數。

同理，根據質量守恒定律，防護服內氣壓平衡方程為

式中： V_d 為防護服內體積； 為增壓量； ?_s 為防護服內氣壓； ΔG 為送風量與抽風量之差，即凈供風量。

同理，經拉氏變化并增加滯后環節，得到防護服氣壓控制傳遞函數如下：

式中： Ψ：k₂ 為靜態放大增益； T₂ 為時間常數； τ₂ 為滯后時間參數。

3.2 傳遞函數求解

式（30）式（32）被視為防護服內溫度、氣壓模型的一階慣性環節，未知參數通過階躍響應法得出。以模擬蹲起時的增壓過程為例，供風風機和回抽風機的風量直接影響防護服內氣壓的變化，實驗測得防護服內氣壓隨時間變化見圖13。由圖13可見， t=90 s時，防護服內氣壓基本穩定，供風風機與回抽風機供氣量達到平衡，有 。系統給定的階躍電壓 u₀ 為 12V ，靜態放大增益 k₂ 為

將階躍響應 y（t） 轉換為[0，1]內量綱一形式，得

在階躍響應作用下， y^*（t） 化簡為

將 y^?（t） 兩個數據組（30，0.41），（40，0.92）代人式（34），求得 T₂=5，τ₂=33 ，再代人式（32）得

同理，對防護服內溫度進行采集，室溫 35°C 下采用四個制冷片以最大制冷功率進行降溫，利用MATLAB軟件繪制溫度變化曲線，如圖14所示。

由圖14可見，在 250s 左右防護服溫度基本達到平衡，其中 y（0）=35，y（∞）=22.6 ，求得

將兩個數據組（90，0.52），（180，0.95）代入y^?（t） 曲線中，求得 T₁=40，τ₁=61 ，進而可得溫度控制傳遞函數為

3.3 模糊PID控制器設計

防護服內溫度、氣壓參數存在時滯性和非線性，考慮傳統PID難以保證精度，故將模糊控制引入，其原理如圖15所示。圖中， I_i??I₂ 代表防護服內溫度、氣壓目標值， Y₁，Y₂ 代表溫度、氣壓實際值， e₁…_e2 代表實際值與目標值的偏差， e_c1?e_c2 代表偏差變化率， O₁…O₂ 代表模糊器輸出值， Δk_p ？Δk_i?Δk_d 為輸出參數增量。

此系統是兩參數二輸入三輸出結構，可隨工況實時調整，在降溫過程中，模糊PID控制輸出0～12V 電壓，以改變制冷片輸人功率；調壓過程中模糊PID控制輸出 _0/12V 電壓，以改變回抽風機PWM占空比，傳感器實時檢測，直至達到穩定狀態。

以溫度控制為例設計模糊控制器。首先根據測量數據取值范圍確定模糊論域，溫度誤差基本論域為[-2.7，2.7]，模糊論域為[-2，2]，量化因子為0.7，偏差率基本論域為［—1.4，1.4]，模糊論域為[—2，2]，量化因子為1.4。比例增量模糊論域為[一3，3]，量化因子為0.04；積分增量模糊論域為[一3，3]，量化因子為0.000004；微分增量模糊論域為[一3，3]，量化因子為8。防護服內溫度不會突變，輸入、輸出隸屬函數取三角形，模糊子集取{NB，NM，NS，ZO，PS，PM，PB}，利用Mamdani模糊推理法建立模糊規則。通過重心法進行模糊數據清晰化（即解模糊）對PID三個輸出參數進行修正，從而獲得更加穩定的性能。

設置防護服初始溫度為 ，目標值為22°C ，初始氣壓值為 -15Pa ，目標值為 20Pa ，利用Simulink創建傳統PID與模糊PID溫度控制仿真模型，如圖16所示，相應仿真曲線見圖17。

同理，氣壓控制仿真模型如圖18所示，仿真曲線見圖19。

可見，模糊PID控制較傳統PID更快地實現了防護服內的加壓和降溫目標，精確性也更高，防護服內溫度、氣壓可快速準確地達到設定值，有助于提高防護可靠性及穿戴者的舒適性。

4正壓防護服仿真與實驗

4.1 正壓防護服流體仿真

利用FLUENT軟件進行正壓防護服仿真，需先搭建三維人體和防護服模型，并將兩者一體化處理。取人體與防護服間距為 5mm 來模擬微正壓狀態，進出氣口以圓柱孔替代，依次進行抽取流體域、網格劃分、網格無關性驗證和求解計算等，最終確定網格數量為 80.5×10⁴ 個，計算求解模型如圖20所示。

參照實驗條件，仿真參數取室溫 20.5°C ，穿著防護服時人體舒適的平均表面溫度取 33^°C ，防護服供風口設置為速度人口，大小為 1.5m/s ，排風口設置為速度出口，大小為 -1.5m/s ，以殘差大小為 10^-9 作為收斂條件，系統穩定后，防護服內部溫度流場分布如圖21所示。可見，靠近進出氣口的背側溫度更低，這是因為背側空氣流動速度快，熱量可以及時排出，而手臂處空氣不易排出，故溫度相對較高。

在室溫 20.5°C 情況下，分別取供風溫度 θ 為17.5^°C?14.5^°C?11.5^°C 和 8.5°C ，其他條件不變，分析供風溫度對防護服熱舒適性的影響，得到流體域背側溫度分布如圖22所示。可見，不同供風溫度下，均出現了不同程度的熱量分布不均的情況，溫度越高，不均勻情況越明顯。以脖頸下方為測溫點，對應不同供風溫度下的測量值依次為19.5^°C?18.2^°C?16.6^°C 和 14.7^°C 。相較于普通供風，制冷供風起到了較為明顯的降溫作用。以低于室溫 12^°C 的空氣供氣，測溫點較室溫降低了5.8^°C ，大部分位置仍小于 3°C ，故要取得明顯的降溫效果，制冷型供氣背包應具備 12^°C 以上的制冷能力。

4.2 正壓防護服溫度濕度測試

防護服內的溫度濕度值是決定用戶熱舒適性的關鍵因素，為此，搭建正壓防護服供氣套裝，如圖23所示。其中，普通供氣背包總體尺寸為340mm×330mm×120mm ，質量為 2.4kg ；制冷型供氣背包總體尺寸為 340mm×330mm×205 mm ，質量為 4.1kg 。

將溫濕度傳感器放置于脖頸下方，在溫度20.5°C 、濕度 31.7% 的環境下，分別測試無供風、普通供風及制冷供風三種情況下防護服內的溫度濕度變化。如圖24所示，無供風時，防護服內溫度濕度迅速提高，180s時濕度 R_H 已達到90.5% ，溫度 30.5^°C ，出現嚴重憋悶感；開啟普通供風后，防護服內溫濕度值先升高后降低直至平緩，升高是因為人體呼吸所致，降低是因為供風加快了空氣循環；普通供風較于無供風有較為明顯的降溫除濕功能，但增大風擋對降溫除濕效果的提升有限；普通供風情況下最終防護服內濕度與外界接近，溫度高于外界溫度。

同樣在室溫 20.5°C 情況下，分別取供風溫度為 17.5^°C?14.5^°C?11.5^°C 和 8.5^°C 進行制冷供風實驗，防護服內溫濕度變化如圖25所示。由圖25可知，開啟制冷供風后，防護服內溫度濕度值變化趨勢仍為先升高后降低直至平緩，相較于普通供風，除濕降溫幅度更大，隨著供風溫度的降低，濕度值也在逐漸下降，但效果并非特別顯著；防護服內溫度隨著供風溫度降低而減小，當供風溫度為 8.5^°C 時，防護服溫度降至 15.2^°C ，較室溫降低了 5.3°C ，較普通供風降低了 8.6^°C 。

綜合可知，濕度方面，普通供氣背包通風30s左右，防護服內的濕度值已降低至與環境基本一致并逐漸達到穩定，該款即可滿足除濕的功能需求；溫度方面，實驗與仿真數據規律一致，普通供風降溫效果有限，而制冷供風效果較為顯著，制冷模塊所產生的熱量在通風 100s 時可實現防護服內溫度較環境溫度降低 5°C 左右。

5結論

1）完成了多個尺碼防護服氣壓測試，確定腹部測量位置較佳的微正壓壓差范圍為 5～20Pa ·設計了供氣背包各個模塊結構，對制冷模塊傳熱分析發現，增強制冷模塊性能可從減少散熱和導冷兩端溫差入手，即加快熱端散熱和冷端導冷速度；仿真結果表明，散熱型材高度對散熱效果影響較明顯，型材底板厚度對導熱性能影響較小。

2）提出基于溫度、氣壓雙參數的模糊PID自動控制策略，設計控制器并進行Simulink仿真，結果表明，相較于傳統PID，采用本文控制策略可提前10s左右達到氣壓目標設定值，溫控準確度也更高，有助于保障正壓防護的可靠性及穿戴者的舒適性。

3）基于FLUENT軟件完成防護服內流場和溫度分布分析，試制了供氣背包樣機，開展了供氣量和溫濕度測試。仿真與實驗結果表明，所設計供氣背包實現了預期的降溫、除濕功能，能夠較好地提高穿戴者的舒適性。

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