靳 健, 陳伯翰

(中國空間技術(shù)研究院載人航天總體部, 北京 100094)

0 引 言

以國際空間站為代表的大型長期在軌載人航天器,通常是若干個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上行,通過機械臂和乘員出艙在軌組裝,或者自身具備姿軌控系統(tǒng),由運載火箭送入軌道后,通過交會對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)各項空氣環(huán)境指標滿足醫(yī)學要求,其中,CO2分壓是重要的控制目標之一,應控制CO2分壓低于醫(yī)學指標要求上限。為了提高控制效率、簡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)并非在每個密封艙內(nèi)都配置,而是選擇在1個或若干個密封艙內(nèi)配置,通過各個密封艙間的主動通風設備,實現(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過程,組合體容積和傳質(zhì)途徑會隨時間變化,CO2分壓控制系統(tǒng)需要適應這種變化,確保乘員在各個艙段駐留期間,CO2分壓滿足控制指標要求,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)場分布數(shù)據(jù),但是卻存在建模和仿真耗時時間長、實時分析各個參數(shù)間相互影響不便等不足。

文獻[14]通過集總參數(shù)法建立了載人航天器單個密封艙大氣環(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,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[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、艙間通風和CO2分壓控制系統(tǒng)進風量對組合體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,對CO2分壓超標后最為可行的處理措施也沒有進行系統(tǒng)分析。

本文針對一個由5個獨立密封艙在軌組裝建造組成的載人航天器組合體,利用多學科仿真分析工具Ecosimpro建立了CO2分壓控制系統(tǒng)計算模型,模型中利用參數(shù)、代數(shù)方程、微分方程對CO2分壓控制系統(tǒng)各個部件性能以及部件間接口關系進行了定義。

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,針對CO2分壓超標艙段,提出了最為可行的處理措施。

1 CO2分壓控制系統(tǒng)說明

設定一個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個密封艙段,該組合體初始狀態(tài)下,CO2分壓控制功能設定在艙Ⅰ內(nèi),其他4個密封艙段的CO2分壓通過各艙之間的主動通風設備進行集中控制,參

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

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

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

(3) CO2去除裝置:初始時只配置在艙Ⅰ內(nèi),該裝置主要由若干LiOH凈化罐和一個凈化風機組成,凈化風機從艙Ⅰ內(nèi)人活動區(qū)內(nèi)抽取空氣進入LiOH凈化罐內(nèi),去除CO2,凈化后的空氣重新回到人活動區(qū)內(nèi),通過調(diào)節(jié)凈化風機風量可以控制CO2去除速率。

(4) 艙間主動通風裝置:在相互連接的兩個密封艙之間配置艙間主動通風裝置,主要由艙間通風風機和通風軟管組成,艙間主動通風裝置可實現(xiàn)相互連接的兩個艙段之間的空氣交換循環(huán),依靠四套艙間主動通風裝置,可實現(xiàn)五艙組合體之間的空氣交換循環(huán),各艙間的通風量可根據(jù)需要進行調(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 計算模型

本文采用多學科計算分析軟件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[14-18]中相關建模方法,CO2分壓控制系統(tǒng)各個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是由密封艙入口進入艙內(nèi)的空氣質(zhì)量總量;xi,j是由密封艙入口進入艙內(nèi)的空氣總量中,第j種組分所占的質(zhì)量分數(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)量分數(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)量分數(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)量分數(shù);yair,j是密封艙內(nèi)第j種空氣組分所占的摩爾分數(shù);MWl是密封艙內(nèi)第l種空氣組分的摩爾質(zhì)量;ρair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)共同確定了單個密封艙內(nèi)空氣的幾個關鍵參數(shù):密度ρ、比內(nèi)能u、各個組分的摩爾分數(shù)yair,j,由這幾個關鍵參數(shù)可以進一步確定艙內(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

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

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CO2的凈化速率控制方程為

(10)

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

(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)量分數(shù);wzi是進入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是進入LiOH凈化罐的空氣中CO2所占質(zhì)量分數(shù)。

(4) LiOH凈化罐內(nèi)動量守恒方程為

(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凈化罐的參考壓差,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的化學反應產(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)量分數(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)量分數(shù)。而xf,j和xb,j與空氣組分的流動方向有關,當空氣組分流動方向為正時,xb,j=0,當空氣組分流動方向為負時,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通風裝置實現(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)計算模型Fig.2 Calculating model of CO2 partial pressure control system of combination with five cabins

為驗證上述計算模型是否準確可靠,本文將模型計算結(jié)果與我國前期某載人航天器型號研制階段地面乘員駐留試驗結(jié)果進行對比,兩類結(jié)果對比如圖3所示。

圖3 CO2分壓控制系統(tǒng)計算結(jié)果與地面試驗結(jié)果對比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CO2分壓的計算結(jié)果與實際型號地面試驗結(jié)果基本吻合,證明本文建立的計算模型準確可靠。

3 結(jié)果與分析

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

3.1 乘員所在密封艙位置對CO2分壓的影響

在開展計算前,進行了如下設定:

(1) 載人航天器組合體初始狀態(tài)為單密封艙,逐個增加連接的密封艙數(shù)目,最終擴展成5個密封艙,在組裝建造階段,設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) 各艙間通風量為2.1 m3/min。

隨著組合體密封艙數(shù)目的增加,各個密封艙CO2分壓水平計算結(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,乘員進駐后,CO2分壓短時間內(nèi)快速上升,并最終穩(wěn)定在640 Pa,滿足不高于800 Pa的指標要求。

圖5 兩艙階段CO2分壓水平變化趨勢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,乘員進駐后,艙Ⅱ的CO2分壓短時間內(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,所以短時間內(nèi)艙Ⅰ的CO2分壓快速下降,但當組合體密封艙內(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的指標要求。

圖6 三艙階段CO2分壓水平變化趨勢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,乘員進駐后,艙Ⅲ的CO2分壓短時間內(nèi)快速上升,并最終穩(wěn)定在860 Pa,已經(jīng)超過了800 Pa的指標上限。而艙Ⅰ和艙Ⅱ的CO2分壓在短時間內(nèi)顯著下降,這是由于艙Ⅲ對接完成后,艙容變大,且存在艙間通風,所以短時間內(nèi)艙Ⅰ和艙Ⅱ的CO2分壓快速下降,但最終艙Ⅰ的CO2分壓水平又恢復成640 Pa,艙Ⅱ的CO2分壓水平又恢復成750 Pa,與兩艙階段一致。三艙階段,艙Ⅲ這個離CO2分壓控制系統(tǒng)輸運距離較遠的密封艙,CO2分壓均超出了800 Pa指標上限。

圖7 四艙階段CO2分壓水平變化趨勢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,乘員進駐后,艙Ⅳ的CO2分壓短時間內(nèi)快速上升,并最終穩(wěn)定在970 Pa,已經(jīng)超過了800 Pa的指標上限。而艙Ⅰ、艙Ⅱ和艙Ⅲ的CO2分壓在短時間內(nèi)顯著下降,但最終恢復成與三艙階段一致的狀態(tài)。四艙階段,艙Ⅲ、艙Ⅳ兩個離CO2分壓控制系統(tǒng)輸運距離較遠的密封艙,CO2分壓均超出了800 Pa指標上限。

圖8 五艙階段CO2分壓水平變化趨勢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,乘員進駐后,艙Ⅴ的CO2分壓短時間內(nèi)快速上升,并最終穩(wěn)定在1 080 Pa,已經(jīng)超過了800 Pa的指標上限。而艙Ⅰ、艙Ⅱ、艙Ⅲ和艙Ⅳ的CO2分壓在短時間內(nèi)顯著下降,但最終恢復成與四艙階段一致的狀態(tài)。五艙階段,艙Ⅲ、艙Ⅳ和艙Ⅴ 3個離CO2分壓控制系統(tǒng)輸運距離較遠的密封艙,CO2分壓均超出了800 Pa指標上限。

3.2 控制策略1:增大艙間通風量

根據(jù)第3.1節(jié)分析可知,6名航天員駐留時,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[15]的分析結(jié)果,增大艙間通風量可以降低非主控艙的CO2分壓水平,針對五艙階段,分析了提高艙間通風量對各艙CO2分壓的影響,具體計算流程如下:

(1)T0～T0+288 h:艙間通風量為2.1 m3/min;

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

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

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

該策略仿真結(jié)果如圖9所示。

圖9 密封艙間通風量水平對各艙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通風量的增加,各個非主控密封艙的CO2分壓水平都出現(xiàn)不同程度的下降,原因是艙間主動通風量的增大使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量的增大而變化,維持在640 Pa。當艙間通風量達到4.1 m3/min時,艙Ⅲ的CO2分壓下降至750 Pa,滿足指標要求。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的指標要求。

雖然進一步增大艙間通風量可以使艙Ⅳ和艙Ⅴ的CO2分壓進一步下降,但是艙間通風量不斷增大,會造成風機重量增大、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[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預留接口,當艙Ⅲ組裝之前,CO2分壓控制系統(tǒng)安裝在艙Ⅰ,當艙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。維持艙間通風量為2.1 m3/min,針對五艙組合體,該策略計算結(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,當艙Ⅲ成為主控艙后,艙Ⅰ和艙Ⅱ的CO2分壓短時間內(nèi)快速上升,而艙Ⅲ、艙Ⅳ和艙Ⅴ的CO2分壓短時間內(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,滿足指標要求。而艙Ⅴ的CO2分壓維持在860 Pa,不滿足指標要求。

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分壓超標問題。

3.4 控制策略3:增大艙間通風量+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,無法讓組合體各個艙段內(nèi)CO2分壓均滿足指標要求。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,同時增大艙Ⅲ和艙Ⅳ,以及艙Ⅳ和艙Ⅴ的艙間通風量,而艙Ⅰ和艙Ⅱ、艙Ⅱ和艙Ⅲ的艙間通風量維持2.1 m3/min不變。針對五艙階段,分析在策略3下,各艙CO2分壓的影響,具體計算流程如下:

(1)T0～T0+288 h:各個艙間通風量均為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 艙間通風量和控制系統(tǒng)位置雙重因素對組合體 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艙間通風量的增加,艙Ⅳ和艙Ⅴ的CO2分壓均成下降趨勢,當艙Ⅲ和艙Ⅳ、艙Ⅳ和艙Ⅴ艙間通風量達到3.4 m3/min時,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分壓控制計算模型,計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,針對與CO2去除裝置輸運距離較遠艙體CO2分壓超標的問題,提出了多項優(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)設定下,當艙段數(shù)目達到3個或以上時,將會出艙艙內(nèi)CO2分壓超出指標的現(xiàn)象;

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

(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)間的最遠輸運距離,可以降低非主控艙CO2分壓水平,但對于本文設定的載人航天器組合體,艙Ⅴ的CO2分壓仍然超出指標;

(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,并增大部分艙間風機風量,可將組合體各個艙段CO2分壓控制在指標范圍內(nèi),所需增加的艙間通風量要顯著低于策略1。

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