多艙段載人航天器氧分壓控制仿真分析

靳健，徐進，侯永青

(中國空間技術研究院 載人航天總體部，北京100094)

載人航天器密封艙氧分壓控制系統的作用是在密封艙內制造出與地面環境類似的氧分壓范圍，是支持乘員在軌駐留的最重要子系統之一.文獻［1-3］對目前常見的載人航天器的氧分壓控制系統設計進行了介紹，范劍峰和黃祖蔚［4］描述了載人飛船的氧分壓控制系統設計，Antonacci等［5］介紹了自動轉移飛行器(Automated Transfer Vehicle，ATV)的氧分壓控制系統設計，Anderson和Martin［6］描述了阿波羅登月艙的氧分壓控制系統設計，Mitchell等［7］則對和平號空間站的氧分壓控制系統進行了概述，文獻［8-9］針對國際空間站的氧分壓控制系統設計進行了總結.國外載人航天型號均配備消耗性氧氣瓶作為氣源，通過氧分壓傳感器實時監測艙內氧分壓，當空氣氧分壓水平達到下限時，啟動補氣組件，氣體由高壓氣瓶經減壓閥和供氣管路以設定的速率流入密封艙內，當空氣氧分壓達到上限時，補氣過程結束.

目前的載人航天器型號多為由若干密封艙段在軌組裝形成的組合體，如“國際空間站”、“和平號空間站”，我國發射的天宮一號在軌期間也多次與載人飛船對接形成兩艙組合體.對于這種載人航天器組合體，通常是由單個艙段負責整個組合體密封艙的氧分壓控制.

在載人航天器密封艙氣壓控制方面，徐向華等［10］利用集總參數模型和理想氣體模型分析了密封艙內氧分壓和總壓的控制情況，揭示了密封艙內總壓和氧分壓處于波動狀態，且受乘員代謝水平影響.芮嘉白等［11］分析得出了密封艙內氧分壓和總壓變化規律的解析解，并將計算結果與試驗結果進行比分.靳健等［12］建立了密封艙大氣環境集成數學模型，分析了單艙密封艙內總壓和氧分壓隨乘員駐留時間的變化趨勢.

綜上所述，目前關于密封艙氧分壓控制的研究工作主要集中在單艙范圍.多艙段組合體是目前載人航天器最常見的結構形式，組合體氧分壓控制比單艙情況更復雜，涉及到艙間傳質速率、乘員駐留位置、各艙氧分壓監控策略等多種因素.

本文利用集總參數法建立了兩艙段載人航天器密封艙氧分壓控制系統數學模型，利用關鍵性能參數、代數方程、微分方程對密封艙氣壓控制系統各個關鍵部件的性能進行了描述，從而形成各個部件的數學模型和接口關系;參照載人航天器氣壓控制系統各個組件的物質流向關系，將各個組件的數學模型進行連接，搭建了兩艙密封艙氧分壓控制系統仿真分析模型，并利用該集成模型分別分析了艙間通風(Inter Module Ventilation，IMV)量、乘員駐留位置、不同氧分壓監控模式對兩艙氧分壓控制過程的影響，為多艙段載人航天器空氣環境控制系統參數設計和優化提供依據.

1 仿真分析模型

1.1 兩艙段載人航天器氧分壓控制系統說明

圖1 兩載人航天器密封艙氧分壓控制系統組成Fig.1 Structure of oxygen partial pressure control system of manned spacecraft with two pressurized cabins

參考國內外載人航天器型號［1-9］氣壓控制系統設計，與組合體密封艙氧分壓控制直接相關的元素為：

1)密封艙體：分為主控氧分壓的密封艙和非主控氧分壓的密封艙，是航天員的駐留場所，氧氣的補加、氮氣的補加、航天員代謝耗氧、空氣溫度變化等因素均會改變密封艙內氣體的質量、成分、氣壓.

2)航天員：非泄漏模式下，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、人數的變化而變化.

3)氧氣補加組件：配置在氧分壓主控艙段，包括高壓氧氣瓶、減壓閥、控制閥等部件，監測密封艙內氧分壓水平，當氧分壓低于下限時，以固定速率向密封艙內供氧氣，當密封艙氧分壓達到上限時，供氧過程結束.

4)艙間通風系統：在主控艙配備艙間通風風機，將非主控艙的空氣抽至主控艙，主控艙空氣通過對接通道回風至非主控艙，艙間通風量可以進行調節.

綜上所述，兩艙段載人航天器氧分壓控制系統組成如圖1所示.

1.2 數學模型說明

本文采用數學分析軟件平臺Ecosimpro作為載人航天器密封艙氣壓控制系統仿真建模的基礎平臺，該平臺是歐洲空間局(European Space Agency，ESA)官方選用分析工具.該平臺配備有載人航天器環控生保模型數據庫(Environmental Control and Life Support Systems library，ECLSS library)，包含有環控生保系統常用設備的數學模型，定義的各個數學模型的參量、變量、公式、接口經過了在軌型號的驗證，ESA曾利用該數據庫搭建國際空間站哥倫布艙空氣環境控制系統仿真分析模型，并用于國際空間站哥倫布艙空氣環境控制系統的設計與在軌性能分析工作［13］.

氧分壓控制各個要素的控制方程和參變量描述為：

1)密封艙.

密封艙是氮氣、氧氣的容納空間，航天員的代謝耗氧、溫度變化等因素會造成密封艙內氣體質量變化和氣壓變化，因此，密封艙主要控制方程為質量守恒方程和空氣能量守恒方程.

質量守恒方程為

式中：mj為艙內空氣中第j種組分的質量流量;t為時間;wi為流入艙內的空氣質量流量;xi，j為流入艙內的空氣中第j種組分的質量百分比;wo為流出艙內的空氣質量;xo，j為流出艙內的空氣中第j種組分的質量百分比;wl，j為乘員代謝產生的第j種空氣組分的質量百分比.

式中：Mair為密封艙內空氣的總質量;N為空氣組分數目.

式中：xair，j為密封艙內第j種空氣組分的質量分數.

式中：yair，j為密封艙內第j種空氣組分的摩爾分數;MW，j為密封艙內空氣第j種組分的摩爾質量.

式中：ρair為密封艙空氣密度;Vair為密封艙容積.

空氣能量守恒方程為

式中：Uair為艙內空氣的內能;hi為流入艙內空氣的焓值;ho為流出艙內空氣的焓值;qair為加入空氣的總熱量.

式(1)～式(6)確定了艙內空氣的密度ρair、內能Uair和各種組分的摩爾分數yair，j，則艙內空氣狀態可以確定，艙內氣壓Pair、空氣溫度Tair和空氣焓值hair可以通過理想氣體相關的方程求出，各種組分的分壓為

1.2節建模過程中遵循假設：①密封艙內空氣溫度均勻一致;②密封艙內空氣成分均勻一致.

2)供氧組件/供氮組件.

供氧組件和供氮組件分別監測密封艙內氧分壓和總壓水平，當氧分壓或總壓低于下限時，啟動補氣流程，以設定的固定速率向密封艙內補氣，當氧分壓或總壓達到上限時，補氣流程結束，補氣量隨時間的變化率就是補氣速率，因此，控制方程包含以下兩個方面.

供氧總質量為

式中：MO為補氧質量;wm，O為補氧質量速率.

供氮總質量為

式中：MN為補氮質量;wm，N為補氮質量速率.

3)艙間通道接口關系.

總質量流量為

第j種組分質量流量為

式中：wf為前向流動物質質量速率;wb為反向流動物質質量速率;xf，j為前向流動物質第j種成分的質量分數;xb，j為反向流動物質第j種成分的質量分數.

兩艙段載人航天器密封艙氧分壓控制系統模型如圖2所示.

圖2 兩密封艙段載人航天器密封艙氧分壓控制系統數學模型Fig.2 Mathematical model of oxygen partial pressure control system of manned spacecraft with two pressurized cabins

1.3 數學模型驗證

為驗證本文建立的仿真分析模型的正確性，將模型計算得到的密封艙氧分壓和總壓隨時間的結果與地面試驗結果進行對比.該試驗為我國載人航天二期工程階段，中國航天員科研訓練中心開展的真人駐留試驗，2名航天員在容積為58.7 m3的模擬密封艙內連續駐留15 d，用于綜合驗證密封艙內空氣環境控制系統的工作性能，其中，2名航天員的人均耗氧速率為0.73kg/d，密封艙內空氣溫度由溫濕度控制系統控制在20～22℃范圍內，氧分壓的控制范圍是20～24 kPa，通過總壓傳感器和氧分壓傳感器監測模擬密封艙內總壓和氧分壓變化趨勢.

數學模型設定與駐留試驗一致的密封容積、航天員耗氧速率、氧分壓上下限閥值，并設定密封艙內空氣溫度為21℃，將計算結果與試驗結果進行對比，如圖3所示.

圖3 密封艙氧分壓及空氣總壓計算結果與試驗結果對比Fig.3 Comparison of oxygen partial pressure and total air pressure in pressurized cabin between calculation and experimental results

上述分析表明，計算結果與試驗測試結果吻合程度較好，表明本文建立數學模型的正確性.

2 結果與分析

2.1 乘員駐留位置對氧分壓的影響

乘員的駐留位置會在主控艙和非主控艙之間變化，為分析乘員駐留位置變化對兩艙氧分壓水平的影響，本文計算了乘員分別駐留在主控艙和非主控艙時兩艙的氧分壓水平隨在軌時間的變化趨勢，在軌時間為5 d，計算過程做如下簡化：

1)參考國內外載人航天型號的在軌飛行經驗，5 d時間內因艙體泄漏對氧分壓造成的影響十分有限，本文在分析過程中忽略艙體泄漏，乘員代謝是唯一耗氧途徑.

2)設定密封艙內不同位置氧分壓分布是一致的，忽略氧分壓分布的不均勻性.

3)航天員在軌駐留期間，代謝水平會隨著不同的活動形式發生改變，耗氧速率也會隨著發生變化，為簡化計算過程，設定航天員的耗氧速率是恒定的.

4)由于載人航天器密封艙內配備主動式空氣溫濕度控制系統，忽略補氣過程對空氣溫度的影響，設定密封艙空氣溫度維持在21.5℃.

主要初始條件和邊界條件包括：

1)設定兩密封艙有效氣體容積均為60 m3.

2)參考“國際空間站”［8］的指標要求，兩密封艙氧分壓控制范圍為20～24 kPa，總壓控制范圍為87～100 kPa.

3)設定兩密封艙初始空氣壓為94 kPa，初始氧分壓為24 kPa.

4)設定航天員人數為6人，參考“國際空間站”的設計經驗，單個航天員的耗氧速率設定為0.86 kg/d.

5)設定氧氣瓶補氣速率為0.0032 kg/s.

6)設定艙間通風量為0.5 m3/min.

乘員在主控艙及非主控艙，艙間通風量為0.5 m3/min時的密封艙氧分壓變化趨勢如圖4所示.

將圖4(a)與圖3(a)對比可知，兩艙組合體氧分壓變化趨勢與單艙氧分壓變化趨勢存在顯著不同，由于設定乘員耗氧速率恒定，單艙氧分壓從峰值呈線性下降直至下限.而對于兩艙組合體，主控艙氧分壓從峰值開始首先呈現非線性快速下降，這是因為主控艙段氧分壓不但受到乘員代謝耗氧的影響，還受到艙間傳質的影響，當主控艙氧分壓達到上限停止供氧后，艙間通風的輸運作用將主控艙的氧氣傳遞至非主控艙，因此，主控艙段的氧分壓要比單艙情況下降的更為迅速，與之相對的是，非主控艙段的氧分壓則在這個過程中快速上升，直至兩艙氧分壓水平一致，兩艙氧分壓開始呈現斜率一致的線性下降.由于乘員首先消耗主控艙的氧氣，兩艙氧分壓一致后，主控艙的氧分壓比非主控艙下降的更快，當主控艙氧分壓達到下限時，供氧過程開始，兩艙氧分壓又開始上升.主控艙段氧分壓在20～24 kPa之間變化，而非主控艙段氧分壓則在20.2～22.2 kPa之間變化，氧分壓上限差值達到1.8 kPa.

圖4 乘員在主控艙及非主控艙，艙間通風量為0.5 m3/min時的密封艙氧分壓變化趨勢Fig.4 Varying trend of oxygen partial pressure in pressurized cabin，when crew in control-cabin and un-control-cabin and IMV flux equals to 0.5 m3/min

由圖4(b)可知，乘員駐留位置變化后，由于乘員首先消耗非主控艙段的氧氣，非主控艙氧分壓始終低于主控艙氧分壓，非主控艙氧分壓首先達到下限，供氧過程開始，主控艙氧分壓首先達到上限，供氧過程結束.主控艙氧分壓在20.3～24 kPa之間變化，非主控艙氧分壓則在 20～21.8 kPa之間變化，氧分壓上限差值達到2.2 kPa.說明乘員駐留在非主控艙會進一步加大兩艙氧分壓分布范圍的差別.

2.2 艙間通風量對氧分壓的影響

艙間通風量直接影響兩艙間的傳質速率，進而影響兩艙的氧分壓分布，為分析艙間通風量對兩艙氧分壓水平的影響，本文計算了6名乘員駐留在非主控艙，艙間通風量分別為0.3 m3/min和1 m3/min時兩艙氧分壓水平隨在軌時間的變化趨勢，在軌時間為5 d，其他假設、邊界條件和初始條件同第3.1節.艙間通風量對氧分壓的影響結果如圖5所示.

對比圖4(b)、圖5(a)和圖5(b)可知，隨著艙間通風量的增大，兩艙氧分壓分布范圍在逐漸縮小.當艙間通風量為0.3 m3/min時，主控艙氧分壓范圍為20.4～24 kPa，非主控艙氧分壓范圍為20～21.4 kPa，氧分壓上限差值達到2.6 kPa.當艙間通風量為1 m3/min時，主控艙氧分壓范圍為20.2～24 kPa，非主控艙氧分壓范圍為20～22.2 kPa，氧分壓上限差值達到1.8 kPa.

進一步分析不同艙間通風量下兩艙氧分壓上限差值變化趨勢，如圖6中實心方框標示的曲線所示.

圖5 乘員在非主控艙，艙間通風量為0.3 m3/min及1 m3/min時密封艙氧分壓變化趨勢Fig.5 Varying trend of oxygen partial pressure in pressurized cabin，when crew in un-control-cabin and IMV flux equals to 0.3 m3/min and 1 m3/min

圖6 乘員在非主控艙時的兩艙氧分壓上限差值隨艙間通風量變化趨勢Fig.6 Varying trend of oxygen partial pressure peak value difference between two cabins with IMV flux，when crew in un-control-cabin

第2.2節計算結果表明，艙間通風量對兩艙氧分壓分布，尤其是非主控艙氧分壓有顯著影響，隨著艙間通風量的增加，兩艙氧分壓水平逐漸接近，主要體現在非主控艙氧分壓上限越來越接近主控艙氧分壓上限，但隨著艙間通風量的不斷增加，兩艙氧分壓水平的接近幅度會越來越小.

2.3 監測模式對氧分壓的影響

第2.1節和第2.2節計算分析過程中，均設定同時監測主控艙和非主控艙氧分壓水平，兩艙氧分壓水平均作為供氧過程開始或結束的判斷依據，為進一步認識不同因素對兩艙氧分壓的影響，本文分析了只監測主控艙氧分壓的監測模式下兩艙氧分壓變化趨勢，6名乘員駐留在非主控艙，艙間通風量為0.5 m3/min，在軌時間為5 d，其他假設、邊界條件和初始條件同第2.1節.監測模式對氧分壓的影響結果如圖7所示.

圖7 乘員駐留在非主控艙監測主控艙，艙間通風量為0.5 m3/min時密封艙氧分壓變化趨勢Fig.7 Varying trend of oxygen partial pressure in pressurized cabin，when crew in un-control-cabin monitoring control-cabin，and IMV flux equals to 0.5 m3/min

由圖7可知，由于監測主控艙氧分壓，主控艙氧分壓在20～24 kPa范圍內變化，非主控艙氧分壓在19.8～21.7 kPa范圍內變化，兩艙氧分壓下限差值為0.2 kPa，上限差值為2.3 kPa.對比圖4(b)可知，當同時監測兩艙氧分壓時，兩艙氧分壓下限差值為0.3 kPa，上限差值為2.2 kPa，兩種監測模式對應的兩艙氧分壓上限差值只有0.1 kPa，下限差值也只有0.1 kPa，表明監測模式的變化對兩艙氧分壓水平的影響并不明顯.

為全面考慮兩種監測模式對氧分壓的影響，本文分析了不同艙間通風量下，主控艙氧分壓監測模式對應的兩艙氧分壓上限差值變化趨勢，見圖6中空心圓圈所標示的曲線.當艙間通風量較小時，單艙氧分壓監測模式的氧分壓上限差值要高于兩艙監測模式，為評估這種差別的大小，本文計算了主控艙氧分壓上限與非主控艙氧分壓上限之間的差值在兩種監測方式下的差別.如圖6所示，當艙間通風量為0.3 m3/min時，兩種控制模式對應的兩艙氧分壓上限差值之間相差約為3.7%，當艙間通風量為1.0 m3/min時，兩種控制模式對應的兩艙氧分壓上限差值之間相差約為2.7%.當艙間通風量超過1.5 m3/min時，兩種監測模式對應的氧分壓上限差值已經一致.

3 結論

本文建立了兩艙段載人航天器密封艙氧分壓控制系統數學模型，通過計算結果與試驗數據的對比分析，證明了數學模型的正確性.針對兩個密封艙容積為60 m3的載人航天器密封艙的氧分壓控制過程進行了計算分析，得到：

1)乘員的駐留位置對非主控艙的氧分壓影響更明顯，當艙間通風量為0.5 m3/min時，控艙氧分壓在20.3～24 kPa之間變化，非主控艙氧分壓則在20～21.8 kPa之間變化，氧分壓上限差值達到2.2 kPa.

2)隨著艙間通風量的增加，非主控艙氧分壓上限越來越接近主控艙氧分壓上限，但隨著艙間通風量的不斷增加，兩艙氧分壓水平的接近幅度會越來越小.

3)單艙監測模式和兩艙監測模式對兩艙氧分壓控制效果影響不大，當艙間通風量超過1.5 m3/min時，兩種控制模式的氧分壓控制效果趨于一致.

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