靳 健，侯永青

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

0 引言

載人航天器密封艙氣壓控制系統(tǒng)主要用于在密封艙內(nèi)制造出與地面環(huán)境類似的空氣總壓和氧分壓。以“和平號(hào)”空間站和國(guó)際空間站為代表的長(zhǎng)期載人航天器，為減少所需的在軌補(bǔ)給量，均配備了尿處理裝置和電解制氧裝置：前者將航天員尿液處理成符合電解要求的電解用水，后者利用電解用水生成氧氣和氫氣，并將氧氣排放至密封艙供給航天員。此外，空間站還配備消耗性高壓氮?dú)馄亢脱鯕馄?。其中，氮?dú)馄坑糜诰S持密封艙空氣總壓：當(dāng)空氣總壓水平由于艙體泄漏而達(dá)到下限時(shí)，啟動(dòng)補(bǔ)氮子系統(tǒng)，氮?dú)庖栽O(shè)定的速率由高壓氣瓶經(jīng)減壓閥和供氣管路流入密封艙內(nèi)；當(dāng)空氣總壓達(dá)到上限時(shí)，補(bǔ)氣過(guò)程結(jié)束。氧氣瓶則作為電解制氧裝置的補(bǔ)充，當(dāng)電解制氧裝置故障或需要應(yīng)急供氧時(shí)啟動(dòng)[1-9]。

在載人航天器密封艙氣壓控制方面，徐向華等[10]利用集總參數(shù)模型和理想氣體模型分析了艙內(nèi)氧分壓和總壓的控制情況，揭示了艙內(nèi)總壓和氧分壓處于波動(dòng)狀態(tài)且受航天員代謝水平影響，但是沒(méi)有分析艙體泄漏所致應(yīng)急情況下密封艙內(nèi)氣壓的變化情況。文獻(xiàn)[11]中分析得出了密封艙內(nèi)氧分壓和總壓變化規(guī)律的解析解，并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，但是該解的部分參數(shù)需要試驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)確定，給實(shí)際使用帶來(lái)不便，且依然沒(méi)有考慮艙體泄漏對(duì)氣壓的影響。梁志偉等[12]利用集總參數(shù)方法建立數(shù)學(xué)模型，計(jì)算分析了不同漏孔通徑下艙內(nèi)氧分壓和總壓的變化趨勢(shì)。靳健等[13]通過(guò)Ecosimpro 仿真平臺(tái)建立了載人航天器密封艙大氣環(huán)境控制系統(tǒng)仿真分析模型，其中的氣壓控制系統(tǒng)采用的是高壓氧氣瓶和氮?dú)馄?，分析? 人駐留情況下密封艙內(nèi)總壓和氧分壓的控制情況。

目前已有的關(guān)于艙壓控制方面的文獻(xiàn)，均是針對(duì)由氧氣瓶控制氧分壓的情況，尚無(wú)全面系統(tǒng)的對(duì)電解制氧裝置控制氧分壓時(shí)的氧分壓、總壓變化情況進(jìn)行研究的報(bào)道。氧氣瓶供氧模式屬于短時(shí)間斷式工作模式，而電解制氧裝置則是持續(xù)供氧模式，二者對(duì)應(yīng)的氧分壓和總壓隨時(shí)間的變化趨勢(shì)可能存在顯著差別。

本文采用集總參數(shù)法，利用關(guān)鍵性能參數(shù)、代數(shù)方程、微分方程對(duì)密封艙氣壓控制系統(tǒng)各個(gè)關(guān)鍵部分的性能進(jìn)行描述，從而形成各部分的數(shù)學(xué)模型和接口關(guān)系；再參照載人航天器氣壓控制系統(tǒng)各部分的物質(zhì)流向關(guān)系，將各部分的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行連接，形成長(zhǎng)期載人航天器氣壓控制系統(tǒng)仿真分析模型。通過(guò)該模型分析乘員代謝水平、密封艙容積對(duì)電解制氧裝置控制下的密封艙內(nèi)氧分壓和總壓水平的影響，并與氧氣瓶控制下的氧分壓和總壓水平進(jìn)行對(duì)比。研究結(jié)果可為載人航天器密封艙內(nèi)空氣環(huán)境控制系統(tǒng)參數(shù)設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供依據(jù)。

1 仿真分析模型

1.1 密封艙氣壓控制要素組成

參考國(guó)內(nèi)外載人航天器型號(hào)氣壓控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)[1-9]，與密封艙氣壓控制直接相關(guān)的要素有：

1）密封艙體。密封艙是航天員的駐留場(chǎng)所，氧氣的補(bǔ)加、氮?dú)獾难a(bǔ)加、航天員代謝耗氧、艙體的泄漏及空氣溫度變化等因素均會(huì)改變密封艙內(nèi)氣體的質(zhì)量、成分和氣壓。

2）航天員。航天員代謝耗氧是最主要的氧氣消耗方式，而航天員總代謝速率隨著代謝水平和人數(shù)的變化而變化。

3）電解制氧裝置。以設(shè)定好的供氧速率向密封艙內(nèi)持續(xù)供氧，供氧速率可以進(jìn)行檔位調(diào)節(jié)。

4）氧氣瓶供氧子系統(tǒng)。包括高壓氧氣瓶、減壓閥、控制閥等部件，監(jiān)測(cè)密封艙內(nèi)氧分壓水平，當(dāng)氧分壓低于下限時(shí)，以固定速率向密封艙內(nèi)供氧氣，在密封艙氧分壓達(dá)到上限時(shí)結(jié)束供氧。

5）氮?dú)馄抗┑酉到y(tǒng)。包括高壓氮?dú)馄?、減壓閥、控制閥等部件，監(jiān)測(cè)密封艙內(nèi)空氣總壓水平。當(dāng)總壓低于下限時(shí)，以固定速率向密封艙內(nèi)供氮?dú)?；在密封艙總壓達(dá)到上限時(shí)結(jié)束供氮。

6）密封艙漏孔。當(dāng)密封艙因微流星或空間碎片擊穿出現(xiàn)漏孔時(shí)，艙內(nèi)空氣泄漏至外空間，艙內(nèi)氣壓快速下降，此時(shí)，開(kāi)啟供氧子系統(tǒng)和供氮子系統(tǒng)向密封艙內(nèi)補(bǔ)氣，在設(shè)定時(shí)間內(nèi)維持氣壓高于安全限值。

綜上所述，長(zhǎng)期載人航天器密封艙氣壓控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)組成如圖1所示。

圖1 長(zhǎng)期載人航天器密封艙氣壓控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu) Fig.1 Structure of air pressure control system of manned spacecraft pressurized cabin for long term crew staying

1.2 密封艙氣壓控制系統(tǒng)仿真分析模型

本文采用數(shù)學(xué)分析軟件平臺(tái)Ecosimpro 作為載人航天器密封艙氣壓控制系統(tǒng)仿真建模的基礎(chǔ)平臺(tái)。該平臺(tái)是ESA 官方選用分析工具，配備有載人航天器環(huán)控生保模型數(shù)據(jù)庫(kù)（ECLSS Library），數(shù)據(jù)庫(kù)中包含有環(huán)控生保系統(tǒng)常用設(shè)備的數(shù)學(xué)模型，各個(gè)模型的參量、變量、公式、接口均經(jīng)過(guò)在軌型號(hào)驗(yàn)證。ESA 曾利用該數(shù)據(jù)庫(kù)搭建國(guó)際空間站哥倫布艙空氣環(huán)境控制系統(tǒng)仿真分析模型，進(jìn)行密封艙空氣環(huán)境控制系統(tǒng)的設(shè)計(jì)與在軌性能分析工作[14]。

密封艙氣壓控制各個(gè)要素的控制方程和參/變量參考文獻(xiàn)[13]，具體描述如下。

1.2.1 密封艙

密封艙是氮?dú)?、氧氣的容納空間，航天員代謝耗氧、艙體泄漏、溫度變化等因素會(huì)造成密封艙內(nèi)氣體質(zhì)量和氣壓的變化，因此，密封艙主要控制方程為質(zhì)量守恒方程和能量守恒方程。

式中：mj是艙內(nèi)空氣中第j種組分的質(zhì)量；wi是流入艙內(nèi)的空氣質(zhì)量流量；xi,j是流入艙內(nèi)的空氣中第j種組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；wo是由艙內(nèi)流出的空氣質(zhì)量流量；xo,j是由艙內(nèi)流出的空氣中第j種組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；wl,j是航天員代謝產(chǎn)生的第j種空氣組分的質(zhì)量流量。

式中：Mair是密封艙內(nèi)空氣的總質(zhì)量；N是空氣組分?jǐn)?shù)目。

式中：xair,j是密封艙內(nèi)第j種空氣組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

式中：yair,j是密封艙內(nèi)第j種空氣組分的摩爾分?jǐn)?shù)；MW,j是密封艙內(nèi)第j種空氣組分的摩爾質(zhì)量。

式中：ρa(bǔ)ir是密封艙內(nèi)空氣的密度；Vair是密封艙容積。

式中：Uair是艙內(nèi)空氣的內(nèi)能；hi是流入艙內(nèi)空氣的焓值；ho是由艙內(nèi)流出空氣的焓值；qair是加入空氣的總熱量。

式(1)～式(6)確定了艙內(nèi)空氣的密度ρa(bǔ)ir、內(nèi)能Uair和各種組分的摩爾分?jǐn)?shù)yair,j，則艙內(nèi)氣壓Pair、空氣溫度Tair和空氣焓值hair可以通過(guò)理想氣體相關(guān)的方程求出，各種組分的分壓為

上述建模過(guò)程中遵循如下假設(shè)：

1）密封艙內(nèi)空氣溫度均勻一致；

2）密封艙內(nèi)空氣成分均勻一致。

1.2.2 電解制氧裝置

電解制氧裝置可按若干供氧速率檔位持續(xù)向密封艙內(nèi)供氧：當(dāng)氧分壓達(dá)到下限時(shí)，調(diào)高供氧檔位；當(dāng)氧分壓達(dá)到上限時(shí)，調(diào)低供氧檔位。電解制氧裝置的供氧總質(zhì)量為

式中：MO1為電解制氧裝置補(bǔ)氧質(zhì)量；wm,O1為電解制氧裝置補(bǔ)氧質(zhì)量流量。

1.2.3 氧氣瓶供氧子系統(tǒng)/氮?dú)馄抗┑酉到y(tǒng)

氧氣瓶供氧子系統(tǒng)和氮?dú)馄抗┑酉到y(tǒng)分別監(jiān)控密封艙內(nèi)氧分壓和總壓水平，當(dāng)氧分壓或總壓低于下限時(shí)，啟動(dòng)補(bǔ)氣流程，以設(shè)定的固定速率向密封艙內(nèi)補(bǔ)氣；當(dāng)氧分壓或總壓達(dá)到上限時(shí)，補(bǔ)氣流程結(jié)束。補(bǔ)氣量隨時(shí)間的變化率就是補(bǔ)氣速率。

式中：MO2為氧氣瓶補(bǔ)氧質(zhì)量；wm,O2為氧氣瓶補(bǔ)氧質(zhì)量流量。

式中：MN為氮?dú)馄垦a(bǔ)氮質(zhì)量；wm,N為氮?dú)馄垦a(bǔ)氮質(zhì)量流量。

1.2.4 漏孔

當(dāng)漏孔處的空氣流速處于亞聲速范圍時(shí)，空氣的質(zhì)量流量[15-16]為 當(dāng)漏孔處的空氣流速處于聲速范圍時(shí)，空氣的質(zhì)量流量[15-16]為

式(11)和式(12)中：Cd為漏孔排氣系數(shù)，式(11)和式(12)中都取1；At為漏孔流通面積，At=πd2/4，d為漏孔等效直徑；ρi為漏孔進(jìn)口空氣密度；R為漏孔出口氣壓po和漏孔進(jìn)口氣壓pi的比值；γ為空氣比定壓熱容與比定容熱容之比。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 短期駐留模式下乘員代謝水平和密封艙容積 變化對(duì)密封艙氧分壓的影響

乘員耗氧速率會(huì)隨其代謝水平發(fā)生顯著變化，為計(jì)算分析24 h 內(nèi)乘員代謝水平變化對(duì)密封艙氧分壓水平的影響，在計(jì)算過(guò)程中作如下假設(shè)：

1）密封艙內(nèi)不同位置的氧分壓是一致的，忽略氧分壓分布的不均勻性；

2）航天員在軌駐留期間，每人的耗氧速率相同；

3）由于駐留時(shí)間較短，忽略艙體泄漏。

計(jì)算設(shè)定的主要初始條件和邊界條件包括：

1）密封艙有效氣體容積取60 m3和90 m3兩種。

2）參考國(guó)際空間站的指標(biāo)要求，氧分壓控制范圍是20～24 kPa，總壓控制范圍是87～101 kPa[8]。

3）密封艙初始?xì)鈮簽?4 kPa，初始氧分壓為23.3 kPa。

4）航天員人數(shù)為3 人，每日睡眠7 h，靜息4 h，輕度活動(dòng)11 h，中度活動(dòng)2 h，具體作息安排見(jiàn)圖2。

圖2 密封艙乘員每日作息安排 Fig.2 Daily schedule of crew in a pressurized cabin

每名航天員的平均耗氧速率均為0.030 7 kg/h，不同代謝水平對(duì)應(yīng)的耗氧速率為：

● 輕度活動(dòng)：代謝產(chǎn)熱150 W，耗氧速率0.034 3 kg/h；

● 中度活動(dòng)：代謝產(chǎn)熱280 W，耗氧速率0.064 4 kg/h；

● 靜息：代謝產(chǎn)熱93 W，耗氧速率0.023 8 kg/h；

● 睡眠：代謝產(chǎn)熱83 W，耗氧速率0.019 5 kg/h。

5）電解制氧供氧模式下，供氧速率固定為3× 0.030 7 kg/h；氧氣瓶供氧模式下，當(dāng)氧分壓達(dá)到下限20 kPa 時(shí)，氧氣瓶供氧速率為0.001 2 kg/s，當(dāng)氧分壓上升至上限24 kPa 時(shí)，供氧結(jié)束。

6）密封艙空氣溫度維持在23 ℃。

分別計(jì)算高壓氧氣瓶和電解制氧2 種供氧模式下，24 h 駐留時(shí)間內(nèi)密封艙內(nèi)氧氣分壓隨時(shí)間的變化，結(jié)果如圖3和圖4所示。

圖3 24 h 內(nèi)密封艙氧分壓變化趨勢(shì)（氧氣瓶供氧） Fig.3 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 24 h,with oxygen supply by oxygen cylinder

圖4 24 h 內(nèi)密封艙氧分壓變化趨勢(shì)（電解制氧供氧） Fig.4 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 24 h,with oxygen supply by water electrolysis system

對(duì)比圖3和圖4可知，氧氣瓶供氧模式和電解制氧供氧模式對(duì)應(yīng)的氧分壓變化趨勢(shì)差別明顯。

氧氣瓶供氧時(shí)，氧分壓呈單調(diào)下降趨勢(shì)，下降速率與乘員代謝水平密切相關(guān)：中度活動(dòng)階段的氧分壓下降速率最高，睡眠階段的氧分壓下降速率最低。對(duì)于容積為60 m3的密封艙，24 h 內(nèi)，氧分壓由23.3 kPa下降至20.45 kPa，變化范圍達(dá)到2.85 kPa。對(duì)于容積為90 m3的密封艙，艙容增大造成氧分壓下降速率變緩，24 h 內(nèi)，氧分壓由23.3 kPa 下降至21.4 kPa，變化范圍為1.9 kPa。

電解制氧供氧時(shí)，氧分壓并非單調(diào)下降，而是與乘員代謝水平和供氧速率的相對(duì)大小密切相關(guān)：輕度活動(dòng)階段氧分壓呈緩慢下降趨勢(shì)，靜息階段氧分壓呈上升趨勢(shì)，中度活動(dòng)階段氧分壓下降速度相對(duì)較快。隨后的靜息和輕度活動(dòng)階段與前面同類階段的氧分壓變化趨勢(shì)一致。最后睡眠階段氧分壓開(kāi)始快速上升。由于24 h 內(nèi)乘員的總耗氧量與電解制氧的供氧量相同，所以計(jì)算結(jié)束時(shí)，氧分壓最終恢復(fù)至初始值23.3 kPa。對(duì)于容積為60 m3的密封艙，氧分壓最低值為第17 h 對(duì)應(yīng)的22.99 kPa，與初始氧分壓值之間只差0.31 kPa，這說(shuō)明由于持續(xù)供氧，氧分壓會(huì)長(zhǎng)時(shí)間維持在初值附近。對(duì)于容積為90 m3的密封艙，由于艙容變大，氧分壓上升速率或下降速率均有所變緩。

2.2 長(zhǎng)期駐留模式下密封艙內(nèi)氧分壓變化規(guī)律

計(jì)算分析駐留60 d 內(nèi)密封艙氧分壓的變化規(guī)律，在計(jì)算過(guò)程中作如下假設(shè)：

1）密封艙內(nèi)不同位置氧分壓是一致的，忽略氧分壓分布的不均勻性；

2）航天員在軌駐留期間，每人的耗氧速率相同。

計(jì)算設(shè)定的主要初始條件和邊界條件包括：

1）密封艙有效氣體容積為90 m3。

2）參考國(guó)際空間站的指標(biāo)要求，氧分壓控制范圍是 20～24 kPa，總壓控制范圍是 87～ 101 kPa[8]。

3）密封艙初始?xì)鈮簽?4 kPa，初始氧分壓為23.3 kPa。

4）航天員人數(shù)為3 人，每人的平均耗氧速率均為0.030 7 kg/h。

5）電解制氧供氧模式下，初始供氧速率為3× 0.030 7 kg/h；當(dāng)氧分壓達(dá)到下限20 kPa 時(shí)，供氧速率調(diào)整為4×0.030 7 kg/h；當(dāng)氧分壓達(dá)到上限24 kPa時(shí)，供氧速率調(diào)整為2×0.030 7 kg/h。氧氣瓶供氧模式下，當(dāng)氧分壓達(dá)到下限20 kPa 時(shí)，氧氣瓶供氧速率為0.001 2 kg/s，當(dāng)氧分壓上升至上限24 kPa時(shí)，供氧結(jié)束。

6）密封艙空氣溫度維持在23 ℃。

7）為模擬艙體自然泄漏，設(shè)定密封艙存在通徑為0.2 mm 的漏孔。

8）當(dāng)總壓達(dá)到下限87 kPa 時(shí)，氮?dú)馄抗┑俾蕿?.001 8 kg/s，當(dāng)總壓達(dá)到97 kPa 時(shí)，供氮結(jié)束。

分別計(jì)算高壓氧氣瓶和電解制氧2 種供氧模式下，駐留60 天內(nèi)密封艙內(nèi)氧氣分壓隨時(shí)間的變化，結(jié)果如圖5和圖6所示。

圖5 60 d 內(nèi)密封艙氧分壓變化趨勢(shì)（氧氣瓶供氧） Fig.5 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 60d,with oxygen supply by oxygen cylinder

圖6 60 d 內(nèi)密封艙氧分壓變化趨勢(shì)（電解制氧供氧） Fig.6 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 60 d,with oxygen supply by water electrolysis system

對(duì)比圖5和圖6可知：氧氣瓶供氧模式下，乘員代謝耗氧和艙體自然泄漏造成氧分壓下降，但乘員代謝耗氧占主導(dǎo)；當(dāng)氧分壓達(dá)到20 kPa 的下限時(shí)，氧氣瓶補(bǔ)氧過(guò)程開(kāi)啟，氧分壓上升至24 kPa的上限時(shí)，補(bǔ)氧過(guò)程結(jié)束，開(kāi)始下一次循環(huán)；氧分壓2 次峰值間隔周期約為50.4 h，在60 d 內(nèi)，氧分壓上限、下限各達(dá)到了28 次。

電解制氧供氧模式下，由于電解制氧裝置持續(xù)供氧，使得密封艙內(nèi)氧分壓的下降速率比氧氣瓶供氧模式的慢；但電解制氧供氧速率要明顯低于氧氣瓶供氧速率，因此，氧分壓的上升速率也比氧氣瓶供氧模式的慢。氧分壓2 次峰值間隔周期約為305.6 h，在60 d 內(nèi)，氧分壓上限達(dá)到了4 次，下限達(dá)到了5 次。

高壓氧氣瓶和電解制氧2 種供氧模式下，駐留60 d 內(nèi)密封艙內(nèi)氧氣分壓隨時(shí)間變化的計(jì)算結(jié)果如圖7和圖8所示。

圖7 60 d 內(nèi)密封艙總壓變化趨勢(shì)（氧氣瓶供氧） Fig.7 The total air pressure in pressurized cabin within 60 d,with oxygen supply by oxygen cylinder

圖8 60 d 內(nèi)密封艙總壓變化趨勢(shì)（電解制氧供氧） Fig.8 The total air pressure in pressurized cabin within 60 d,with oxygen supply by water electrolysis system

由圖7可知：對(duì)于氧氣瓶供氧模式，總壓水平受氧分壓變化趨勢(shì)的影響出現(xiàn)周期性振蕩，振蕩幅度與氧分壓的變化范圍（4 kPa）相同；由于艙體泄漏，總壓水平呈現(xiàn)整體下降趨勢(shì)，在第542.9 h 附近達(dá)到下限87 kPa，供氮模式啟動(dòng)，總壓快速上升至97 kPa；由于供氮和供氧是獨(dú)立進(jìn)行的，故當(dāng)總壓達(dá)到97 kPa附近時(shí)，氧分壓又達(dá)到了下限20 kPa，供氧過(guò)程開(kāi)啟，將氧分壓由20 kPa 提升至24 kPa，總壓也由97 kPa進(jìn)一步上升至101 kPa，達(dá)到上限；隨后，總壓隨著氧分壓的變化又開(kāi)始周期性振蕩，總壓水平也由于艙體泄漏再次開(kāi)始呈現(xiàn)整體下降趨勢(shì)。

由圖8可知：電解制氧供氧模式對(duì)應(yīng)的總壓變化趨勢(shì)與氧氣瓶供氧模式顯著不同，氧分壓振蕩周期明顯長(zhǎng)于氧氣瓶供氧模式；由于艙體泄漏，總壓水平呈現(xiàn)整體下降趨勢(shì)，但在持續(xù)供氧下，總壓下降趨勢(shì)要慢于氧氣瓶供氧模式，在第687.2 h 附近達(dá)到下限87 kPa，供氮模式啟動(dòng)，總壓快速上升至97 kPa，供氮結(jié)束；由于氧分壓變化周期較長(zhǎng)，故當(dāng)總壓達(dá)到97 kPa 時(shí)，氧分壓還未下降至下限20 kPa，供氧速率維持低速檔2×0.030 7 kg/h 不變，氧分壓繼續(xù)下降使總壓開(kāi)始下降；在第726.6 h 附近時(shí)，氧分壓達(dá)到下限20 kPa（參見(jiàn)圖6），總壓下降至96 kPa，供氧速率調(diào)整至高速檔4×0.030 7 kg/h，使總壓由96 kPa 上升至100 kPa，氧分壓達(dá)到24 kPa上限時(shí)供氧速率重新調(diào)整為2×0.030 7 kg/h，總壓再次開(kāi)始下降，并隨著氧分壓的變化而周期性變化。

綜上所述，2 種供氧模式對(duì)應(yīng)的總壓和氧分壓都呈現(xiàn)周期性變化趨勢(shì)，但由于電解制氧供氧模式是持續(xù)供氧，總壓水平和氧分壓水平的變化周期明顯長(zhǎng)于氧氣瓶供氧模式。

2.3 空氣溫度影響與艙壓?jiǎn)⒖叵拗捣治?/h3>

2.2 節(jié)的計(jì)算過(guò)程中設(shè)定空氣溫度恒定，而空氣溫度的變化會(huì)造成氣壓的變化，尤其是當(dāng)氣壓達(dá)到上限或下限時(shí)空氣溫度出現(xiàn)大幅度變化，有可能造成氣壓超出控制指標(biāo)范圍，因此，艙壓?jiǎn)⒖叵拗当仨毧紤]溫度的影響。

參考國(guó)際空間站相關(guān)參數(shù)，設(shè)定空氣溫度初始值為20 ℃，控制范圍為20～25 ℃，在補(bǔ)充氮?dú)膺^(guò)程結(jié)束時(shí)，將空氣溫度提升至25 ℃，其他假設(shè)、邊界條件和初始條件與2.2 節(jié)相同。計(jì)算氧氣瓶供氧模式下，駐留60 d 內(nèi)密封艙內(nèi)氧氣分壓和艙內(nèi)總壓隨時(shí)間的變化，結(jié)果如圖9和圖10所示。

圖9 60 d 內(nèi)密封艙氧分壓變化趨勢(shì)（氧氣瓶供氧， 空氣溫度變化） Fig.9 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 60d with air temperature varying,with oxygen supply by oxygen cylinder

圖10 60 d 內(nèi)密封艙總壓變化趨勢(shì)（氧氣瓶供氧， 空氣溫度變化） Fig.10 The total air pressure in pressurized cabin within 60 d with air temperature varying,with oxygen supply by oxygen cylinder

對(duì)比圖9和圖5可知：當(dāng)氧分壓正處于24 kPa的上限時(shí)空氣溫度開(kāi)始上升，造成氧分壓隨之上升，氧分壓峰值達(dá)到了24.4 kPa，超出了24 kPa 的指標(biāo)上限。對(duì)比圖10和圖7可知：當(dāng)補(bǔ)氮?dú)膺^(guò)程剛剛結(jié)束時(shí)空氣溫度開(kāi)始上升，造成總壓隨之上升，總壓峰值達(dá)到了103 kPa，超出了101 kPa 的指標(biāo)上限。為防止溫度變化造成氧分壓和總壓超標(biāo)，氧分壓?jiǎn)⒖叵拗祽?yīng)在允許范圍的上下限基礎(chǔ)上各預(yù)留0.5 kPa的余量，即氧分壓?jiǎn)⒖叵拗祽?yīng)為下限20.5 kPa、上限23.5 kPa?？倝旱目刂粕舷迲?yīng)由97 kPa 調(diào)整為95 kPa，下限應(yīng)由87 kPa 調(diào)整為89 kPa。

對(duì)于電解制氧供氧模式，參照?qǐng)D6和圖8，在補(bǔ)充氮?dú)膺^(guò)程結(jié)束后氧分壓第一次達(dá)到上限時(shí)，將空氣溫度由20 ℃提升至25 ℃，其他假設(shè)、邊界條件和初始條件與2.2 節(jié)相同。計(jì)算電解制氧供氧模式下，60 d 駐留時(shí)間內(nèi)密封艙內(nèi)氧氣分壓和艙內(nèi)總壓隨時(shí)間的變化，結(jié)果如圖11和圖12所示。

圖11 60 d 內(nèi)密封艙氧分壓變化趨勢(shì)（電解制氧供氧， 空氣溫度變化） Fig.11 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 60d with air temperature varying,with oxygen supply by water electrolysis system

圖12 60 d 內(nèi)密封艙總壓變化趨勢(shì)（電解制氧供氧， 空氣溫度變化） Fig.12 Varying trend of total air pressure in pressurized cabin within 60d with air temperature varying,with oxygen supply by water electrolysis system

對(duì)比圖11和圖6可知：當(dāng)氧分壓達(dá)到上限時(shí)，溫度由20 ℃提升至25 ℃，氧分壓水平進(jìn)一步上 升至24.5 kPa，超出了指標(biāo)上限。對(duì)比圖12和圖8可知：空氣溫度的上升也造成了總壓水平的上升，但是電解制氧供氧模式下，氧分壓和總壓變化較為緩慢，因此，總壓水平最高達(dá)到100 kPa，仍在指標(biāo)范圍內(nèi)。為防止溫度變化造成氧分壓和總壓超標(biāo)，氧分壓?jiǎn)⒖叵拗祽?yīng)在允許范圍的上下限基礎(chǔ)上各預(yù)留0.5 kPa 的余量，即氧分壓?jiǎn)⒖叵拗祽?yīng)為下限20.5 kPa、上限23.5 kPa?？倝旱目刂粕舷奕跃S持97 kPa，下限由87 kPa 調(diào)整為89 kPa。

3 結(jié)論及建議

對(duì)載人航天器密封艙內(nèi)氣壓控制系統(tǒng)主要部分建立數(shù)學(xué)模型，并定義了各個(gè)部分間的接口關(guān)系，通過(guò)將各個(gè)部件進(jìn)行連接形成了載人航天器密封艙氣壓控制系統(tǒng)仿真模型。應(yīng)用該模型分析了3人駐留情況下，電解制氧供氧和氧氣瓶供氧2 種模式下密封艙內(nèi)氧分壓和總壓的變化趨勢(shì)，主要結(jié)論如下：

1）駐留24 h 內(nèi)，氧氣瓶供氧模式下，密封艙內(nèi)氧分壓?jiǎn)握{(diào)下降，下降速率隨著乘員代謝耗氧速率變化而變化，對(duì)于容積60 m3的密封艙，氧分壓下降幅度為2.85 kPa；對(duì)于容積90 m3的密封艙，氧分壓下降幅度為1.9 kPa。電解制氧供氧模式下，由于持續(xù)供氧，密封艙氧分壓并非單調(diào)變化，而是取決于供氧速率與耗氧速率之間的相對(duì)大小，氧分壓變化范圍遠(yuǎn)小于氧氣瓶供氧模式。對(duì)于容積60 m3的密封艙，氧分壓偏離初值的最大幅度只有0.31 kPa；對(duì)于容積90 m3的密封艙，氧分壓偏離初值的最大幅度只有0.2 kPa，且由于24 h 內(nèi)總的供氧量與航天員耗氧量一致，計(jì)算結(jié)束時(shí)氧分壓又回歸至初始值。

2）駐留60 d 內(nèi)，對(duì)于容積90 m3的密封艙，兩種供氧模式下密封艙氧分壓均在20～24 kPa 范圍內(nèi)周期變化，但電解制氧供氧模式對(duì)應(yīng)的氧分壓變化周期要遠(yuǎn)長(zhǎng)于氧氣瓶供氧模式。60 d 內(nèi)，電解制氧供氧模式對(duì)應(yīng)的氧分壓達(dá)到上限4 次，達(dá)到下限5 次；而氧氣瓶供氧模式對(duì)應(yīng)的氧分壓達(dá)到上限、下限各28 次。

3）駐留60 d 內(nèi)，對(duì)于容積90 m3的密封艙，由于氧分壓變化，總壓呈現(xiàn)出幅度為4 kPa 的周期變化，電解制氧供氧模式對(duì)應(yīng)的總壓變化周期 要明顯長(zhǎng)于氧氣瓶供氧模式。由于艙體泄漏，密封艙內(nèi)總壓整體呈現(xiàn)逐漸下降趨勢(shì)，直至達(dá)到下限87 kPa，供氮過(guò)程啟動(dòng)，但電解制氧模式對(duì)應(yīng)的供氮過(guò)程啟動(dòng)時(shí)間要晚于氧氣瓶供氧模式。

4）空氣溫度的變化會(huì)對(duì)總壓和氧分壓水平造成影響。在考慮此因素時(shí)，總壓和氧分壓的控制范圍應(yīng)在不考慮此因素時(shí)允許范圍的基礎(chǔ)上預(yù)留一定的裕度：對(duì)于氧氣瓶供氧模式，氧分壓控制范圍是20.5～23.5 kPa，總壓控制范圍是89～95 kPa；對(duì)于電解制氧供氧模式，氧分壓控制范圍是20.5～23.5 kPa，總壓控制范圍是89～97 kPa。

本文針對(duì)單艙載人航天器建立了密封艙氣壓控制系統(tǒng)仿真模型，而大型空間站組合體艙體數(shù)遠(yuǎn)多于2 個(gè)，但通常由單一艙段對(duì)整個(gè)組合體密封艙的氣壓進(jìn)行集中控制。隨著艙段數(shù)增多，控制過(guò)程也愈加復(fù)雜，在后續(xù)研究分析中將以更多艙段集中氣壓控制過(guò)程分析作為研究重點(diǎn)。

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