靳 健, 陳伯翰

(中國(guó)空間技術(shù)研究院載人航天總體部, 北京 100094)

0 引 言

以國(guó)際空間站為代表的大型長(zhǎng)期在軌載人航天器,通常是若干個(gè)艙段通過在軌組裝建造的方式形成的載人航天器組合體,這些艙段或者通過航天飛機(jī)上行,通過機(jī)械臂和乘員出艙在軌組裝,或者自身具備姿軌控系統(tǒng),由運(yùn)載火箭送入軌道后,通過交會(huì)對(duì)接與空間站形成組合體。

為保障航天員在軌期間的安全性和舒適性,空氣環(huán)境控制系統(tǒng)需要控制密封艙內(nèi)各項(xiàng)空氣環(huán)境指標(biāo)滿足醫(yī)學(xué)要求,其中,CO2分壓是重要的控制目標(biāo)之一,應(yīng)控制CO2分壓低于醫(yī)學(xué)指標(biāo)要求上限。為了提高控制效率、簡(jiǎn)化控制模式并提高系統(tǒng)可靠性,載人航天器組合體的CO2分壓控制系統(tǒng)并非在每個(gè)密封艙內(nèi)都配置,而是選擇在1個(gè)或若干個(gè)密封艙內(nèi)配置,通過各個(gè)密封艙間的主動(dòng)通風(fēng)設(shè)備,實(shí)現(xiàn)組合體密封艙內(nèi)CO2分壓的集中控制[1-9]。由于載人航天器組合體在軌組裝建造是一個(gè)過程,組合體容積和傳質(zhì)途徑會(huì)隨時(shí)間變化,CO2分壓控制系統(tǒng)需要適應(yīng)這種變化,確保乘員在各個(gè)艙段駐留期間,CO2分壓滿足控制指標(biāo)要求,艙段不斷增加意味著艙容的增加以及乘員與CO2去除裝置間距離的增加,給CO2分壓控制帶來了難度。

目前,CO2濃度分布和控制方式分析主要采用CFD技術(shù)[10-13],需要建立場(chǎng)分析模型,該種方法雖然能夠得到較為詳盡的環(huán)境參數(shù)場(chǎng)分布數(shù)據(jù),但是卻存在建模和仿真耗時(shí)時(shí)間長(zhǎng)、實(shí)時(shí)分析各個(gè)參數(shù)間相互影響不便等不足。

文獻(xiàn)[14]通過集總參數(shù)法建立了載人航天器單個(gè)密封艙大氣環(huán)境控制系統(tǒng)性能集成仿真分析模型,分析了乘員不同代謝水平下密封艙內(nèi)CO2分壓的變化趨勢(shì),但沒有分析組合體情況下密封艙內(nèi)CO2分壓控制情況。

文獻(xiàn)[15]通過集總參數(shù)法建立了三艙段載人航天器組合體CO2分壓控制仿真分析模型,并分析了乘員代謝量、艙間通風(fēng)和CO2分壓控制系統(tǒng)進(jìn)風(fēng)量對(duì)組合體CO2分壓控制的影響,但是文中并沒有考慮載人航天器組件過程中,各艙CO2分壓的變化趨勢(shì),對(duì)CO2分壓超標(biāo)后最為可行的處理措施也沒有進(jìn)行系統(tǒng)分析。

本文針對(duì)一個(gè)由5個(gè)獨(dú)立密封艙在軌組裝建造組成的載人航天器組合體,利用多學(xué)科仿真分析工具Ecosimpro建立了CO2分壓控制系統(tǒng)計(jì)算模型,模型中利用參數(shù)、代數(shù)方程、微分方程對(duì)CO2分壓控制系統(tǒng)各個(gè)部件性能以及部件間接口關(guān)系進(jìn)行了定義。

利用該模型分析了載人航天器組合體組裝過程中,各密封艙CO2分壓變化趨勢(shì),針對(duì)CO2分壓超標(biāo)艙段,提出了最為可行的處理措施。

1 CO2分壓控制系統(tǒng)說明

設(shè)定一個(gè)五艙段載人航天器組合體,該組合體包括艙Ⅰ、艙Ⅱ、艙Ⅲ、艙Ⅳ和艙Ⅴ 5個(gè)密封艙段,該組合體初始狀態(tài)下,CO2分壓控制功能設(shè)定在艙Ⅰ內(nèi),其他4個(gè)密封艙段的CO2分壓通過各艙之間的主動(dòng)通風(fēng)設(shè)備進(jìn)行集中控制,參

考國(guó)際空間站密封艙內(nèi)空氣環(huán)境參數(shù)控制范圍要求[8],本文設(shè)定各個(gè)密封艙內(nèi)CO2分壓水平不能高于800 Pa上限,CO2分壓控制系統(tǒng)計(jì)算模型各個(gè)部分組成說明如下。

(1) 組合體密封艙:載人航天器組合體每個(gè)密封艙內(nèi)有效容積均設(shè)定為50 m3,5個(gè)密封艙的構(gòu)型方式為“一”字構(gòu)型,即各個(gè)密封艙首尾連接,這也是國(guó)際空間站主要的構(gòu)型方式。

(2) 乘組:組合體艙內(nèi)乘組包含6名乘員,為簡(jiǎn)化模型,設(shè)定每個(gè)乘員CO2代謝產(chǎn)出速率一致,參考國(guó)際空間站人體代謝指標(biāo)參數(shù),設(shè)定單個(gè)乘員CO2代謝產(chǎn)出速率為0.041 7 kg/h。

(3) CO2去除裝置:初始時(shí)只配置在艙Ⅰ內(nèi),該裝置主要由若干LiOH凈化罐和一個(gè)凈化風(fēng)機(jī)組成,凈化風(fēng)機(jī)從艙Ⅰ內(nèi)人活動(dòng)區(qū)內(nèi)抽取空氣進(jìn)入LiOH凈化罐內(nèi),去除CO2,凈化后的空氣重新回到人活動(dòng)區(qū)內(nèi),通過調(diào)節(jié)凈化風(fēng)機(jī)風(fēng)量可以控制CO2去除速率。

(4) 艙間主動(dòng)通風(fēng)裝置:在相互連接的兩個(gè)密封艙之間配置艙間主動(dòng)通風(fēng)裝置,主要由艙間通風(fēng)風(fēng)機(jī)和通風(fēng)軟管組成,艙間主動(dòng)通風(fēng)裝置可實(shí)現(xiàn)相互連接的兩個(gè)艙段之間的空氣交換循環(huán),依靠四套艙間主動(dòng)通風(fēng)裝置,可實(shí)現(xiàn)五艙組合體之間的空氣交換循環(huán),各艙間的通風(fēng)量可根據(jù)需要進(jìn)行調(diào)節(jié)。

上述部分組成的載人航天器組合體CO2分壓控制系統(tǒng),由單艙發(fā)展至五艙的結(jié)構(gòu),如圖1所示。

圖1 單艙至五艙載人航天器組合體CO2分壓控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)(艙Ⅰ主控CO2分壓)Fig.1 Structure of CO2 partial pressure control system of manned spacecraft with single cabin to five cabins (CO2 partial pressure control system in cabin Ⅰ)

2 計(jì)算模型

本文采用多學(xué)科計(jì)算分析軟件Ecosimpro作為五艙組合體CO2分壓控制系統(tǒng)建模工具,該軟件是被歐洲航天局(European space agency,ESA)用于分析國(guó)際空間站哥倫布艙內(nèi)空氣環(huán)境控制系統(tǒng)的性能和參數(shù)。文獻(xiàn)[14-18]中相關(guān)建模方法,CO2分壓控制系統(tǒng)各個(gè)主要部分的控制方程包括:

2.1 組合體密封艙

(1) 密封艙內(nèi)空氣質(zhì)量守恒方程

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式中,mj是密封艙內(nèi)的空氣中第j種組分所占質(zhì)量;wi是由密封艙入口進(jìn)入艙內(nèi)的空氣質(zhì)量總量;xi,j是由密封艙入口進(jìn)入艙內(nèi)的空氣總量中,第j種組分所占的質(zhì)量分?jǐn)?shù);wo是由密封艙出口流出的空氣質(zhì)量總量;xo,j是由密封艙出口流出的空氣總量中,第j種組分所占的質(zhì)量分?jǐn)?shù);wl,j是乘員代謝產(chǎn)生的氣體中,第j種空氣組分所占的質(zhì)量分?jǐn)?shù);Mair是密封艙內(nèi)空氣總質(zhì)量;N是密封艙內(nèi)空氣組分種類的總數(shù);xair,j是密封艙內(nèi)第j種空氣組分所占的質(zhì)量分?jǐn)?shù);yair,j是密封艙內(nèi)第j種空氣組分所占的摩爾分?jǐn)?shù);MWl是密封艙內(nèi)第l種空氣組分的摩爾質(zhì)量;ρa(bǔ)ir是密封艙內(nèi)空氣密度平均值。

(2) 密封艙內(nèi)空氣能量守恒方程

(6)

(7)

式中,Uair是密封艙內(nèi)空氣的總內(nèi)能;hi是由密封艙入口進(jìn)入艙內(nèi)的空氣焓值;ho是由密封艙出口流出艙內(nèi)的空氣焓值;qair是進(jìn)入密封艙內(nèi)空氣的各類熱量之和;u是密封艙內(nèi)空氣的比內(nèi)能。

式(1)～式(7)共同確定了單個(gè)密封艙內(nèi)空氣的幾個(gè)關(guān)鍵參數(shù):密度ρ、比內(nèi)能u、各個(gè)組分的摩爾分?jǐn)?shù)yair,j,由這幾個(gè)關(guān)鍵參數(shù)可以進(jìn)一步確定艙內(nèi)空氣狀態(tài),包括:艙內(nèi)氣壓Pair、艙內(nèi)空氣溫度Tair、艙內(nèi)空氣焓值hair,利用理想氣體方程可以計(jì)算得出各種空氣組分分壓。

Pair,j=yair,j·Pair

(8)

式中,Pair,j是艙內(nèi)第j種空氣組分分壓。

(3) 相連兩密封艙間通道內(nèi)的氣壓:等于相連的兩密封艙中,氣壓Pair較高一方的數(shù)值。

2.2 乘員

在密封艙模型中設(shè)置專門的接口,乘員代謝產(chǎn)出的CO2通過該接口計(jì)入密封艙空氣質(zhì)量守恒方程相關(guān)項(xiàng)目中。

2.3 LiOH凈化罐

(1) LiOH凈化罐的凈化控制方程為

MCO2=xL·mL,0

(9)

式中,MCO2是LiOH凈化罐能夠凈化的CO2總質(zhì)量;xL是LiOH凈化罐內(nèi)1千克初始狀態(tài)的LiOH物質(zhì)能夠凈化的CO2質(zhì)量;mL,0是LiOH凈化罐能夠裝填的LiOH物質(zhì)總質(zhì)量。

(2) LiOH對(duì)CO2的凈化速率控制方程為

(10)

式中,wCO2是LiOH對(duì)CO2的凈化流速;a是凈化罐對(duì)LiOH物質(zhì)的裝填效率;r是凈化罐內(nèi)LiOH物質(zhì)與CO2發(fā)生化學(xué)反應(yīng)的速率。

(3) LiOH凈化罐內(nèi)質(zhì)量守恒方程為

(11)

式中,xzo,CO2是流出LiOH凈化罐的空氣中CO2所占質(zhì)量分?jǐn)?shù);wzi是進(jìn)入LiOH凈化罐的空氣質(zhì)量流量;wzo是流出LiOH凈化罐的空氣質(zhì)量流量;xzi,CO2是進(jìn)入LiOH凈化罐的空氣中CO2所占質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

(4) LiOH凈化罐內(nèi)動(dòng)量守恒方程為

(12)

式中,Δp是艙內(nèi)空氣流過LiOH凈化罐的壓差;Δpref是艙內(nèi)空氣流過LiOH凈化罐的參考?jí)翰?即參考空氣流量下的壓差;wzref是流入LiOH凈化罐的參考空氣質(zhì)量流量;ρzi是流入LiOH凈化罐的空氣密度;ρzref是流入LiOH凈化罐的參考空氣密度。

(5) LiOH凈化罐內(nèi)能量守恒方程為

(13)

式中,Tb是LiOH凈化罐的平均溫度;hzi是流入LiOH凈化罐的空氣焓值;hzo是流出LiOH凈化罐的空氣焓值;qr是LiOH凈化罐內(nèi)去除CO2的化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生的熱量;Mb是LiOH凈化罐質(zhì)量;Cpb是LiOH凈化罐比熱。

2.4 兩相連組件間接口關(guān)系

(1) 兩相連組件間的空氣總質(zhì)量流量為

w=wf-wb

(14)

式中,w是流過相連組件間接口的空氣總凈質(zhì)量流量;wf是前向空氣總質(zhì)量流量;wb是后向空氣總質(zhì)量流量。

(2) 第j種組分質(zhì)量流量為

wj=wfxf,j-wbxb,j

(15)

式中,wj是空氣中第j種組分的質(zhì)量流量;xf,j是第j種空氣組分在前向空氣總質(zhì)量流量中占的質(zhì)量分?jǐn)?shù);xb,j是第j種空氣組分在后向空氣總質(zhì)量流量中占的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。而xf,j和xb,j與空氣組分的流動(dòng)方向有關(guān),當(dāng)空氣組分流動(dòng)方向?yàn)檎龝r(shí),xb,j=0,當(dāng)空氣組分流動(dòng)方向?yàn)樨?fù)時(shí),xf,j=0。

(3) 能量流為

E=wfhf-wbhb

(16)

式中,hf是前向焓值;hb是后向焓值。

五艙組合體的CO2分壓控制計(jì)算模型如圖2所示,CO2分壓控制系統(tǒng)初始狀態(tài)下安裝在艙Ⅰ,通過各艙之間的主動(dòng)通風(fēng)裝置實(shí)現(xiàn)艙間空氣置換,集中控制各密封艙的CO2分壓水平。

圖2 五艙組合體CO2分壓控制系統(tǒng)計(jì)算模型Fig.2 Calculating model of CO2 partial pressure control system of combination with five cabins

為驗(yàn)證上述計(jì)算模型是否準(zhǔn)確可靠,本文將模型計(jì)算結(jié)果與我國(guó)前期某載人航天器型號(hào)研制階段地面乘員駐留試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,兩類結(jié)果對(duì)比如圖3所示。

圖3 CO2分壓控制系統(tǒng)計(jì)算結(jié)果與地面試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison between calculating results and experiment results of CO2 partial pressure control system

由圖3可知,本文建立的模型對(duì)CO2分壓的計(jì)算結(jié)果與實(shí)際型號(hào)地面試驗(yàn)結(jié)果基本吻合,證明本文建立的計(jì)算模型準(zhǔn)確可靠。

3 結(jié)果與分析

通過本文建立的載人航天器組合體CO2分壓控制計(jì)算模型,計(jì)算了不同密封艙數(shù)目的組合體,隨著乘員駐留位置的變化,各個(gè)密封艙內(nèi)CO2分壓的變化趨勢(shì)。

3.1 乘員所在密封艙位置對(duì)CO2分壓的影響

在開展計(jì)算前,進(jìn)行了如下設(shè)定:

(1) 載人航天器組合體初始狀態(tài)為單密封艙,逐個(gè)增加連接的密封艙數(shù)目,最終擴(kuò)展成5個(gè)密封艙,在組裝建造階段,設(shè)定航天員始終駐留在最新組裝的密封艙內(nèi),如圖1所示。

(2) 剛組裝完的艙段內(nèi)初始CO2分壓0 Pa。

(3) 各艙間通風(fēng)量為2.1 m3/min。

隨著組合體密封艙數(shù)目的增加,各個(gè)密封艙CO2分壓水平計(jì)算結(jié)果如圖4～圖8所示。

圖4 單艙階段CO2分壓水平變化趨勢(shì)Fig.4 Varying trend of CO2 partial pressure in single cabin

由圖4可知,單艙階段密封艙內(nèi)CO2分壓初始為0 Pa,乘員進(jìn)駐后,CO2分壓短時(shí)間內(nèi)快速上升,并最終穩(wěn)定在640 Pa,滿足不高于800 Pa的指標(biāo)要求。

圖5 兩艙階段CO2分壓水平變化趨勢(shì)Fig.5 Varying trend of CO2 partial pressure in two cabins

由圖5可知,兩艙階段,艙Ⅱ密封艙內(nèi)CO2分壓初始為0 Pa,乘員進(jìn)駐后,艙Ⅱ的CO2分壓短時(shí)間內(nèi)快速上升,并最終穩(wěn)定在750 Pa,而艙Ⅰ的CO2分壓在短時(shí)間內(nèi)顯著下降,這是由于艙Ⅱ和艙Ⅰ形成組合體后,艙容變大,且存在艙間通風(fēng),所以短時(shí)間內(nèi)艙Ⅰ的CO2分壓快速下降,但當(dāng)組合體密封艙內(nèi)CO2分壓的產(chǎn)出和去除速率平衡后,艙Ⅰ的CO2分壓水平又恢復(fù)成640 Pa,與單艙階段一致。兩艙階段,兩艙CO2分壓均滿足不高于800 Pa的指標(biāo)要求。

圖6 三艙階段CO2分壓水平變化趨勢(shì)Fig.6 Varying trend of CO2 partial pressure in three cabins

由圖6可知,三艙階段,艙Ⅲ密封艙內(nèi)CO2分壓初始為0 Pa,乘員進(jìn)駐后,艙Ⅲ的CO2分壓短時(shí)間內(nèi)快速上升,并最終穩(wěn)定在860 Pa,已經(jīng)超過了800 Pa的指標(biāo)上限。而艙Ⅰ和艙Ⅱ的CO2分壓在短時(shí)間內(nèi)顯著下降,這是由于艙Ⅲ對(duì)接完成后,艙容變大,且存在艙間通風(fēng),所以短時(shí)間內(nèi)艙Ⅰ和艙Ⅱ的CO2分壓快速下降,但最終艙Ⅰ的CO2分壓水平又恢復(fù)成640 Pa,艙Ⅱ的CO2分壓水平又恢復(fù)成750 Pa,與兩艙階段一致。三艙階段,艙Ⅲ這個(gè)離CO2分壓控制系統(tǒng)輸運(yùn)距離較遠(yuǎn)的密封艙,CO2分壓均超出了800 Pa指標(biāo)上限。

圖7 四艙階段CO2分壓水平變化趨勢(shì)Fig.7 Varying trend of CO2 partial pressure in four cabins

由圖7可知,四艙階段,艙Ⅳ密封艙內(nèi)CO2分壓初始為0 Pa,乘員進(jìn)駐后,艙Ⅳ的CO2分壓短時(shí)間內(nèi)快速上升,并最終穩(wěn)定在970 Pa,已經(jīng)超過了800 Pa的指標(biāo)上限。而艙Ⅰ、艙Ⅱ和艙Ⅲ的CO2分壓在短時(shí)間內(nèi)顯著下降,但最終恢復(fù)成與三艙階段一致的狀態(tài)。四艙階段,艙Ⅲ、艙Ⅳ兩個(gè)離CO2分壓控制系統(tǒng)輸運(yùn)距離較遠(yuǎn)的密封艙,CO2分壓均超出了800 Pa指標(biāo)上限。

圖8 五艙階段CO2分壓水平變化趨勢(shì)Fig.8 Varying trend of CO2 partial pressure in five cabins

由圖8可知,五艙階段,艙Ⅴ密封艙內(nèi)CO2分壓初始為0 Pa,乘員進(jìn)駐后,艙Ⅴ的CO2分壓短時(shí)間內(nèi)快速上升,并最終穩(wěn)定在1 080 Pa,已經(jīng)超過了800 Pa的指標(biāo)上限。而艙Ⅰ、艙Ⅱ、艙Ⅲ和艙Ⅳ的CO2分壓在短時(shí)間內(nèi)顯著下降,但最終恢復(fù)成與四艙階段一致的狀態(tài)。五艙階段,艙Ⅲ、艙Ⅳ和艙Ⅴ 3個(gè)離CO2分壓控制系統(tǒng)輸運(yùn)距離較遠(yuǎn)的密封艙,CO2分壓均超出了800 Pa指標(biāo)上限。

3.2 控制策略1:增大艙間通風(fēng)量

根據(jù)第3.1節(jié)分析可知,6名航天員駐留時(shí),艙Ⅲ、艙Ⅳ和艙Ⅴ的CO2分壓均滿足不高于800 Pa的要求,依據(jù)文獻(xiàn)[15]的分析結(jié)果,增大艙間通風(fēng)量可以降低非主控艙的CO2分壓水平,針對(duì)五艙階段,分析了提高艙間通風(fēng)量對(duì)各艙CO2分壓的影響,具體計(jì)算流程如下:

(1)T0～T0+288 h:艙間通風(fēng)量為2.1 m3/min;

(2)T0+288 h～T0+576 h:艙間通風(fēng)量為2.6 m3/min;

(3)T0+576 h～T0+864 h:艙間通風(fēng)量為3.4 m3/min;

(4)T0+864 h～T0+1 152 h:艙間通風(fēng)量為4.1 m3/min。

該策略仿真結(jié)果如圖9所示。

圖9 密封艙間通風(fēng)量水平對(duì)各艙CO2分壓水平的影響Fig.9 Influence of inter cabin air flux level to CO2 partial pressure of every cabin

由圖9可知,在其他條件不變的情況下,隨著各密封艙間主動(dòng)通風(fēng)量的增加,各個(gè)非主控密封艙的CO2分壓水平都出現(xiàn)不同程度的下降,原因是艙間主動(dòng)通風(fēng)量的增大使CO2在各艙間的傳質(zhì)速率增加,拉平了各艙CO2分壓水平。但主控艙艙Ⅰ的CO2分壓并沒有隨著艙間通風(fēng)量的增大而變化,維持在640 Pa。當(dāng)艙間通風(fēng)量達(dá)到4.1 m3/min時(shí),艙Ⅲ的CO2分壓下降至750 Pa,滿足指標(biāo)要求。但是艙Ⅳ的CO2分壓為805 Pa,艙Ⅴ的CO2分壓為860 Pa,均不滿足不高于800 Pa的指標(biāo)要求。

雖然進(jìn)一步增大艙間通風(fēng)量可以使艙Ⅳ和艙Ⅴ的CO2分壓進(jìn)一步下降,但是艙間通風(fēng)量不斷增大,會(huì)造成風(fēng)機(jī)重量增大、體積增大、功耗增大、噪聲增大等一系列問題,因此,單純依靠艙間通風(fēng)量的方式并非最佳的組合體CO2分壓控制策略。

3.3 控制策略2:改變控制系統(tǒng)位置

依據(jù)文獻(xiàn)[15]的分析結(jié)果,降低CO2產(chǎn)出源與CO2控制系統(tǒng)間的距離,可以降低產(chǎn)出源附件的CO2分壓水平。由于艙Ⅲ位于組合體中部位置,可在艙Ⅲ預(yù)留接口,當(dāng)艙Ⅲ組裝之前,CO2分壓控制系統(tǒng)安裝在艙Ⅰ,當(dāng)艙Ⅲ組裝之后,由航天員將CO2分壓控制系統(tǒng)轉(zhuǎn)移至艙Ⅲ,由艙Ⅲ主控艙內(nèi)CO2分壓,如圖10所示。維持艙間通風(fēng)量為2.1 m3/min,針對(duì)五艙組合體,該策略計(jì)算結(jié)果如圖11所示。

圖10 優(yōu)化后的五艙組合體CO2分壓控制系統(tǒng)(艙Ⅲ為主控艙)Fig.10 CO2 partial pressure control system of five-cabin combination after optimization (Control system in cabin Ⅲ)

圖11 控制系統(tǒng)安裝位置對(duì)組合體各艙CO2分壓水平的影響Fig.11 Influence of control system location to CO2 partial pressure of combination

如圖11所示,當(dāng)艙Ⅲ成為主控艙后,艙Ⅰ和艙Ⅱ的CO2分壓短時(shí)間內(nèi)快速上升,而艙Ⅲ、艙Ⅳ和艙Ⅴ的CO2分壓短時(shí)間內(nèi)快速下降。最終,艙Ⅰ、艙Ⅱ和艙Ⅲ的CO2分壓一致,均維持在640 Pa,艙Ⅳ的CO2分壓維持在750 Pa,滿足指標(biāo)要求。而艙Ⅴ的CO2分壓維持在860 Pa,不滿足指標(biāo)要求。

艙Ⅲ成為主控艙后,減小了乘員和CO2分壓控制系統(tǒng)間的距離,因此,顯著降低了各艙的CO2分壓,證明了該策略是有效的,但單純依靠改變CO2分壓控制系統(tǒng)的位置,還是無法解決艙Ⅴ的CO2分壓超標(biāo)問題。

3.4 控制策略3:增大艙間通風(fēng)量+改變控制系統(tǒng)位置

由前面的分析可知,單純依靠增大艙間通風(fēng)量或者單純依靠調(diào)整控制系統(tǒng)位置,無法讓組合體各個(gè)艙段內(nèi)CO2分壓均滿足指標(biāo)要求。因此,可以結(jié)合控制策略1和策略2。在艙Ⅲ組裝完畢后,控制系統(tǒng)轉(zhuǎn)移至艙Ⅲ,同時(shí)增大艙Ⅲ和艙Ⅳ,以及艙Ⅳ和艙Ⅴ的艙間通風(fēng)量,而艙Ⅰ和艙Ⅱ、艙Ⅱ和艙Ⅲ的艙間通風(fēng)量維持2.1 m3/min不變。針對(duì)五艙階段,分析在策略3下,各艙CO2分壓的影響,具體計(jì)算流程如下:

(1)T0～T0+288 h:各個(gè)艙間通風(fēng)量均為2.1 m3/min;

(2)T0+288 h～T0+576 h:艙Ⅲ和艙Ⅳ,艙Ⅳ和艙Ⅴ艙間通風(fēng)量提升至2.6 m3/min;

(3)T0+576 h～T0+864 h:艙Ⅲ和艙Ⅳ,艙Ⅳ和艙Ⅴ艙間通風(fēng)量提升至3.4 m3/min。

該策略仿真結(jié)果如圖12所示。

圖12 艙間通風(fēng)量和控制系統(tǒng)位置雙重因素對(duì)組合體 各艙CO2分壓水平的影響 Fig.12 Influence of inter cabin air flux and control system location to CO2 partial pressure of combination

隨著艙Ⅲ和艙Ⅳ、艙Ⅳ和艙Ⅴ艙間通風(fēng)量的增加,艙Ⅳ和艙Ⅴ的CO2分壓均成下降趨勢(shì),當(dāng)艙Ⅲ和艙Ⅳ、艙Ⅳ和艙Ⅴ艙間通風(fēng)量達(dá)到3.4 m3/min時(shí),艙Ⅴ的CO2分壓已經(jīng)下降至780 Pa,組合體各艙CO2分壓均滿足指標(biāo)要求。

上述結(jié)果表明策略3可以有效地滿足組合體CO2分壓控制需求。

4 結(jié) 論

通過多學(xué)科建模工具Ecosimpro建立了一種五艙載人航天器組合體CO2分壓控制計(jì)算模型,計(jì)算分析了五艙組合體逐艙組建過程中各艙CO2分壓變化趨勢(shì),針對(duì)與CO2去除裝置輸運(yùn)距離較遠(yuǎn)艙體CO2分壓超標(biāo)的問題,提出了多項(xiàng)優(yōu)化措施,主要結(jié)論包括:

(1) 隨著艙體的增多,乘員與CO2控制系統(tǒng)間輸運(yùn)距離在增加,造成乘員所在艙段的CO2分壓水平逐漸上升，在本文初始參數(shù)設(shè)定下,當(dāng)艙段數(shù)目達(dá)到3個(gè)或以上時(shí),將會(huì)出艙艙內(nèi)CO2分壓超出指標(biāo)的現(xiàn)象;

(2) 本文提出的控制策略1,增加各艙之間的通風(fēng)量可以降低非主控艙CO2分壓,但效果有限,對(duì)于本文設(shè)定的載人航天器組合體,艙間通風(fēng)量增大1倍,艙Ⅳ和艙Ⅴ的CO2仍然超出指標(biāo);

(3) 本文提出的控制策略2,在載人航天器組合體組建過程中,調(diào)整CO2控制系統(tǒng)所在艙段位置,縮短乘員與CO2控制系統(tǒng)間的最遠(yuǎn)輸運(yùn)距離,可以降低非主控艙CO2分壓水平,但對(duì)于本文設(shè)定的載人航天器組合體,艙Ⅴ的CO2分壓仍然超出指標(biāo);

(4) 本文提出的控制策略3,調(diào)節(jié)CO2控制系統(tǒng)所在艙段,并增大部分艙間風(fēng)機(jī)風(fēng)量,可將組合體各個(gè)艙段CO2分壓控制在指標(biāo)范圍內(nèi),所需增加的艙間通風(fēng)量要顯著低于策略1。

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