供氧模式对载人航天器气压控制的影响分析

靳 健，侯永青

（中国空间技术研究院 载人航天总体部，北京 100094）

0 引言

载人航天器密封舱气压控制系统主要用于在密封舱内制造出与地面环境类似的空气总压和氧分压。以“和平号”空间站和国际空间站为代表的长期载人航天器，为减少所需的在轨补给量，均配备了尿处理装置和电解制氧装置：前者将航天员尿液处理成符合电解要求的电解用水，后者利用电解用水生成氧气和氢气，并将氧气排放至密封舱供给航天员。此外，空间站还配备消耗性高压氮气瓶和氧气瓶。其中，氮气瓶用于维持密封舱空气总压：当空气总压水平由于舱体泄漏而达到下限时，启动补氮子系统，氮气以设定的速率由高压气瓶经减压阀和供气管路流入密封舱内；当空气总压达到上限时，补气过程结束。氧气瓶则作为电解制氧装置的补充，当电解制氧装置故障或需要应急供氧时启动[1-9]。

在载人航天器密封舱气压控制方面，徐向华等[10]利用集总参数模型和理想气体模型分析了舱内氧分压和总压的控制情况，揭示了舱内总压和氧分压处于波动状态且受航天员代谢水平影响，但是没有分析舱体泄漏所致应急情况下密封舱内气压的变化情况。文献[11]中分析得出了密封舱内氧分压和总压变化规律的解析解，并将计算结果与试验结果进行对比分析，但是该解的部分参数需要试验数据来确定，给实际使用带来不便，且依然没有考虑舱体泄漏对气压的影响。梁志伟等[12]利用集总参数方法建立数学模型，计算分析了不同漏孔通径下舱内氧分压和总压的变化趋势。靳健等[13]通过Ecosimpro 仿真平台建立了载人航天器密封舱大气环境控制系统仿真分析模型，其中的气压控制系统采用的是高压氧气瓶和氮气瓶，分析了3 人驻留情况下密封舱内总压和氧分压的控制情况。

目前已有的关于舱压控制方面的文献，均是针对由氧气瓶控制氧分压的情况，尚无全面系统的对电解制氧装置控制氧分压时的氧分压、总压变化情况进行研究的报道。氧气瓶供氧模式属于短时间断式工作模式，而电解制氧装置则是持续供氧模式，二者对应的氧分压和总压随时间的变化趋势可能存在显著差别。

本文采用集总参数法，利用关键性能参数、代数方程、微分方程对密封舱气压控制系统各个关键部分的性能进行描述，从而形成各部分的数学模型和接口关系；再参照载人航天器气压控制系统各部分的物质流向关系，将各部分的数学模型进行连接，形成长期载人航天器气压控制系统仿真分析模型。通过该模型分析乘员代谢水平、密封舱容积对电解制氧装置控制下的密封舱内氧分压和总压水平的影响，并与氧气瓶控制下的氧分压和总压水平进行对比。研究结果可为载人航天器密封舱内空气环境控制系统参数设计和优化提供依据。

1 仿真分析模型

1.1 密封舱气压控制要素组成

参考国内外载人航天器型号气压控制系统设计[1-9]，与密封舱气压控制直接相关的要素有：

1）密封舱体。密封舱是航天员的驻留场所，氧气的补加、氮气的补加、航天员代谢耗氧、舱体的泄漏及空气温度变化等因素均会改变密封舱内气体的质量、成分和气压。

2）航天员。航天员代谢耗氧是最主要的氧气消耗方式，而航天员总代谢速率随着代谢水平和人数的变化而变化。

3）电解制氧装置。以设定好的供氧速率向密封舱内持续供氧，供氧速率可以进行档位调节。

4）氧气瓶供氧子系统。包括高压氧气瓶、减压阀、控制阀等部件，监测密封舱内氧分压水平，当氧分压低于下限时，以固定速率向密封舱内供氧气，在密封舱氧分压达到上限时结束供氧。

5）氮气瓶供氮子系统。包括高压氮气瓶、减压阀、控制阀等部件，监测密封舱内空气总压水平。当总压低于下限时，以固定速率向密封舱内供氮气；在密封舱总压达到上限时结束供氮。

6）密封舱漏孔。当密封舱因微流星或空间碎片击穿出现漏孔时，舱内空气泄漏至外空间，舱内气压快速下降，此时，开启供氧子系统和供氮子系统向密封舱内补气，在设定时间内维持气压高于安全限值。

综上所述，长期载人航天器密封舱气压控制系统结构组成如图1所示。

图1 长期载人航天器密封舱气压控制系统结构 Fig.1 Structure of air pressure control system of manned spacecraft pressurized cabin for long term crew staying

1.2 密封舱气压控制系统仿真分析模型

本文采用数学分析软件平台Ecosimpro 作为载人航天器密封舱气压控制系统仿真建模的基础平台。该平台是ESA 官方选用分析工具，配备有载人航天器环控生保模型数据库（ECLSS Library），数据库中包含有环控生保系统常用设备的数学模型，各个模型的参量、变量、公式、接口均经过在轨型号验证。ESA 曾利用该数据库搭建国际空间站哥伦布舱空气环境控制系统仿真分析模型，进行密封舱空气环境控制系统的设计与在轨性能分析工作[14]。

密封舱气压控制各个要素的控制方程和参/变量参考文献[13]，具体描述如下。

1.2.1 密封舱

密封舱是氮气、氧气的容纳空间，航天员代谢耗氧、舱体泄漏、温度变化等因素会造成密封舱内气体质量和气压的变化，因此，密封舱主要控制方程为质量守恒方程和能量守恒方程。

式中：mj是舱内空气中第j种组分的质量；wi是流入舱内的空气质量流量；xi,j是流入舱内的空气中第j种组分的质量分数；wo是由舱内流出的空气质量流量；xo,j是由舱内流出的空气中第j种组分的质量分数；wl,j是航天员代谢产生的第j种空气组分的质量流量。

式中：Mair是密封舱内空气的总质量；N是空气组分数目。

式中：xair,j是密封舱内第j种空气组分的质量分数。

式中：yair,j是密封舱内第j种空气组分的摩尔分数；MW,j是密封舱内第j种空气组分的摩尔质量。

式中：ρair是密封舱内空气的密度；Vair是密封舱容积。

式中：Uair是舱内空气的内能；hi是流入舱内空气的焓值；ho是由舱内流出空气的焓值；qair是加入空气的总热量。

式(1)～式(6)确定了舱内空气的密度ρair、内能Uair和各种组分的摩尔分数yair,j，则舱内气压Pair、空气温度Tair和空气焓值hair可以通过理想气体相关的方程求出，各种组分的分压为

上述建模过程中遵循如下假设：

1）密封舱内空气温度均匀一致；

2）密封舱内空气成分均匀一致。

1.2.2 电解制氧装置

电解制氧装置可按若干供氧速率档位持续向密封舱内供氧：当氧分压达到下限时，调高供氧档位；当氧分压达到上限时，调低供氧档位。电解制氧装置的供氧总质量为

式中：MO1为电解制氧装置补氧质量；wm,O1为电解制氧装置补氧质量流量。

1.2.3 氧气瓶供氧子系统/氮气瓶供氮子系统

氧气瓶供氧子系统和氮气瓶供氮子系统分别监控密封舱内氧分压和总压水平，当氧分压或总压低于下限时，启动补气流程，以设定的固定速率向密封舱内补气；当氧分压或总压达到上限时，补气流程结束。补气量随时间的变化率就是补气速率。

式中：MO2为氧气瓶补氧质量；wm,O2为氧气瓶补氧质量流量。

式中：MN为氮气瓶补氮质量；wm,N为氮气瓶补氮质量流量。

1.2.4 漏孔

当漏孔处的空气流速处于亚声速范围时，空气的质量流量[15-16]为 当漏孔处的空气流速处于声速范围时，空气的质量流量[15-16]为

式(11)和式(12)中：Cd为漏孔排气系数，式(11)和式(12)中都取1；At为漏孔流通面积，At=πd2/4，d为漏孔等效直径；ρi为漏孔进口空气密度；R为漏孔出口气压po和漏孔进口气压pi的比值；γ为空气比定压热容与比定容热容之比。

2 计算结果与分析

2.1 短期驻留模式下乘员代谢水平和密封舱容积 变化对密封舱氧分压的影响

乘员耗氧速率会随其代谢水平发生显著变化，为计算分析24 h 内乘员代谢水平变化对密封舱氧分压水平的影响，在计算过程中作如下假设：

1）密封舱内不同位置的氧分压是一致的，忽略氧分压分布的不均匀性；

2）航天员在轨驻留期间，每人的耗氧速率相同；

3）由于驻留时间较短，忽略舱体泄漏。

计算设定的主要初始条件和边界条件包括：

1）密封舱有效气体容积取60 m3和90 m3两种。

2）参考国际空间站的指标要求，氧分压控制范围是20～24 kPa，总压控制范围是87～101 kPa[8]。

3）密封舱初始气压为94 kPa，初始氧分压为23.3 kPa。

4）航天员人数为3 人，每日睡眠7 h，静息4 h，轻度活动11 h，中度活动2 h，具体作息安排见图2。

图2 密封舱乘员每日作息安排 Fig.2 Daily schedule of crew in a pressurized cabin

每名航天员的平均耗氧速率均为0.030 7 kg/h，不同代谢水平对应的耗氧速率为：

● 轻度活动：代谢产热150 W，耗氧速率0.034 3 kg/h；

● 中度活动：代谢产热280 W，耗氧速率0.064 4 kg/h；

● 静息：代谢产热93 W，耗氧速率0.023 8 kg/h；

● 睡眠：代谢产热83 W，耗氧速率0.019 5 kg/h。

5）电解制氧供氧模式下，供氧速率固定为3× 0.030 7 kg/h；氧气瓶供氧模式下，当氧分压达到下限20 kPa 时，氧气瓶供氧速率为0.001 2 kg/s，当氧分压上升至上限24 kPa 时，供氧结束。

6）密封舱空气温度维持在23 ℃。

分别计算高压氧气瓶和电解制氧2 种供氧模式下，24 h 驻留时间内密封舱内氧气分压随时间的变化，结果如图3和图4所示。

图3 24 h 内密封舱氧分压变化趋势（氧气瓶供氧） Fig.3 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 24 h,with oxygen supply by oxygen cylinder

图4 24 h 内密封舱氧分压变化趋势（电解制氧供氧） Fig.4 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 24 h,with oxygen supply by water electrolysis system

对比图3和图4可知，氧气瓶供氧模式和电解制氧供氧模式对应的氧分压变化趋势差别明显。

氧气瓶供氧时，氧分压呈单调下降趋势，下降速率与乘员代谢水平密切相关：中度活动阶段的氧分压下降速率最高，睡眠阶段的氧分压下降速率最低。对于容积为60 m3的密封舱，24 h 内，氧分压由23.3 kPa下降至20.45 kPa，变化范围达到2.85 kPa。对于容积为90 m3的密封舱，舱容增大造成氧分压下降速率变缓，24 h 内，氧分压由23.3 kPa 下降至21.4 kPa，变化范围为1.9 kPa。

电解制氧供氧时，氧分压并非单调下降，而是与乘员代谢水平和供氧速率的相对大小密切相关：轻度活动阶段氧分压呈缓慢下降趋势，静息阶段氧分压呈上升趋势，中度活动阶段氧分压下降速度相对较快。随后的静息和轻度活动阶段与前面同类阶段的氧分压变化趋势一致。最后睡眠阶段氧分压开始快速上升。由于24 h 内乘员的总耗氧量与电解制氧的供氧量相同，所以计算结束时，氧分压最终恢复至初始值23.3 kPa。对于容积为60 m3的密封舱，氧分压最低值为第17 h 对应的22.99 kPa，与初始氧分压值之间只差0.31 kPa，这说明由于持续供氧，氧分压会长时间维持在初值附近。对于容积为90 m3的密封舱，由于舱容变大，氧分压上升速率或下降速率均有所变缓。

2.2 长期驻留模式下密封舱内氧分压变化规律

计算分析驻留60 d 内密封舱氧分压的变化规律，在计算过程中作如下假设：

1）密封舱内不同位置氧分压是一致的，忽略氧分压分布的不均匀性；

2）航天员在轨驻留期间，每人的耗氧速率相同。

计算设定的主要初始条件和边界条件包括：

1）密封舱有效气体容积为90 m3。

2）参考国际空间站的指标要求，氧分压控制范围是 20～24 kPa，总压控制范围是 87～ 101 kPa[8]。

3）密封舱初始气压为94 kPa，初始氧分压为23.3 kPa。

4）航天员人数为3 人，每人的平均耗氧速率均为0.030 7 kg/h。

5）电解制氧供氧模式下，初始供氧速率为3× 0.030 7 kg/h；当氧分压达到下限20 kPa 时，供氧速率调整为4×0.030 7 kg/h；当氧分压达到上限24 kPa时，供氧速率调整为2×0.030 7 kg/h。氧气瓶供氧模式下，当氧分压达到下限20 kPa 时，氧气瓶供氧速率为0.001 2 kg/s，当氧分压上升至上限24 kPa时，供氧结束。

6）密封舱空气温度维持在23 ℃。

7）为模拟舱体自然泄漏，设定密封舱存在通径为0.2 mm 的漏孔。

8）当总压达到下限87 kPa 时，氮气瓶供氮速率为0.001 8 kg/s，当总压达到97 kPa 时，供氮结束。

分别计算高压氧气瓶和电解制氧2 种供氧模式下，驻留60 天内密封舱内氧气分压随时间的变化，结果如图5和图6所示。

图5 60 d 内密封舱氧分压变化趋势（氧气瓶供氧） Fig.5 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 60d,with oxygen supply by oxygen cylinder

图6 60 d 内密封舱氧分压变化趋势（电解制氧供氧） Fig.6 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 60 d,with oxygen supply by water electrolysis system

对比图5和图6可知：氧气瓶供氧模式下，乘员代谢耗氧和舱体自然泄漏造成氧分压下降，但乘员代谢耗氧占主导；当氧分压达到20 kPa 的下限时，氧气瓶补氧过程开启，氧分压上升至24 kPa的上限时，补氧过程结束，开始下一次循环；氧分压2 次峰值间隔周期约为50.4 h，在60 d 内，氧分压上限、下限各达到了28 次。

电解制氧供氧模式下，由于电解制氧装置持续供氧，使得密封舱内氧分压的下降速率比氧气瓶供氧模式的慢；但电解制氧供氧速率要明显低于氧气瓶供氧速率，因此，氧分压的上升速率也比氧气瓶供氧模式的慢。氧分压2 次峰值间隔周期约为305.6 h，在60 d 内，氧分压上限达到了4 次，下限达到了5 次。

高压氧气瓶和电解制氧2 种供氧模式下，驻留60 d 内密封舱内氧气分压随时间变化的计算结果如图7和图8所示。

图7 60 d 内密封舱总压变化趋势（氧气瓶供氧） Fig.7 The total air pressure in pressurized cabin within 60 d,with oxygen supply by oxygen cylinder

图8 60 d 内密封舱总压变化趋势（电解制氧供氧） Fig.8 The total air pressure in pressurized cabin within 60 d,with oxygen supply by water electrolysis system

由图7可知：对于氧气瓶供氧模式，总压水平受氧分压变化趋势的影响出现周期性振荡，振荡幅度与氧分压的变化范围（4 kPa）相同；由于舱体泄漏，总压水平呈现整体下降趋势，在第542.9 h 附近达到下限87 kPa，供氮模式启动，总压快速上升至97 kPa；由于供氮和供氧是独立进行的，故当总压达到97 kPa附近时，氧分压又达到了下限20 kPa，供氧过程开启，将氧分压由20 kPa 提升至24 kPa，总压也由97 kPa进一步上升至101 kPa，达到上限；随后，总压随着氧分压的变化又开始周期性振荡，总压水平也由于舱体泄漏再次开始呈现整体下降趋势。

由图8可知：电解制氧供氧模式对应的总压变化趋势与氧气瓶供氧模式显著不同，氧分压振荡周期明显长于氧气瓶供氧模式；由于舱体泄漏，总压水平呈现整体下降趋势，但在持续供氧下，总压下降趋势要慢于氧气瓶供氧模式，在第687.2 h 附近达到下限87 kPa，供氮模式启动，总压快速上升至97 kPa，供氮结束；由于氧分压变化周期较长，故当总压达到97 kPa 时，氧分压还未下降至下限20 kPa，供氧速率维持低速档2×0.030 7 kg/h 不变，氧分压继续下降使总压开始下降；在第726.6 h 附近时，氧分压达到下限20 kPa（参见图6），总压下降至96 kPa，供氧速率调整至高速档4×0.030 7 kg/h，使总压由96 kPa 上升至100 kPa，氧分压达到24 kPa上限时供氧速率重新调整为2×0.030 7 kg/h，总压再次开始下降，并随着氧分压的变化而周期性变化。

综上所述，2 种供氧模式对应的总压和氧分压都呈现周期性变化趋势，但由于电解制氧供氧模式是持续供氧，总压水平和氧分压水平的变化周期明显长于氧气瓶供氧模式。

2.3 空气温度影响与舱压启控限值分析

2.2 节的计算过程中设定空气温度恒定，而空气温度的变化会造成气压的变化，尤其是当气压达到上限或下限时空气温度出现大幅度变化，有可能造成气压超出控制指标范围，因此，舱压启控限值必须考虑温度的影响。

参考国际空间站相关参数，设定空气温度初始值为20 ℃，控制范围为20～25 ℃，在补充氮气过程结束时，将空气温度提升至25 ℃，其他假设、边界条件和初始条件与2.2 节相同。计算氧气瓶供氧模式下，驻留60 d 内密封舱内氧气分压和舱内总压随时间的变化，结果如图9和图10所示。

图9 60 d 内密封舱氧分压变化趋势（氧气瓶供氧， 空气温度变化） Fig.9 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 60d with air temperature varying,with oxygen supply by oxygen cylinder

图10 60 d 内密封舱总压变化趋势（氧气瓶供氧， 空气温度变化） Fig.10 The total air pressure in pressurized cabin within 60 d with air temperature varying,with oxygen supply by oxygen cylinder

对比图9和图5可知：当氧分压正处于24 kPa的上限时空气温度开始上升，造成氧分压随之上升，氧分压峰值达到了24.4 kPa，超出了24 kPa 的指标上限。对比图10和图7可知：当补氮气过程刚刚结束时空气温度开始上升，造成总压随之上升，总压峰值达到了103 kPa，超出了101 kPa 的指标上限。为防止温度变化造成氧分压和总压超标，氧分压启控限值应在允许范围的上下限基础上各预留0.5 kPa的余量，即氧分压启控限值应为下限20.5 kPa、上限23.5 kPa。总压的控制上限应由97 kPa 调整为95 kPa，下限应由87 kPa 调整为89 kPa。

对于电解制氧供氧模式，参照图6和图8，在补充氮气过程结束后氧分压第一次达到上限时，将空气温度由20 ℃提升至25 ℃，其他假设、边界条件和初始条件与2.2 节相同。计算电解制氧供氧模式下，60 d 驻留时间内密封舱内氧气分压和舱内总压随时间的变化，结果如图11和图12所示。

图11 60 d 内密封舱氧分压变化趋势（电解制氧供氧， 空气温度变化） Fig.11 The partial oxygen pressure in pressurized cabin within 60d with air temperature varying,with oxygen supply by water electrolysis system

图12 60 d 内密封舱总压变化趋势（电解制氧供氧， 空气温度变化） Fig.12 Varying trend of total air pressure in pressurized cabin within 60d with air temperature varying,with oxygen supply by water electrolysis system

对比图11和图6可知：当氧分压达到上限时，温度由20 ℃提升至25 ℃，氧分压水平进一步上 升至24.5 kPa，超出了指标上限。对比图12和图8可知：空气温度的上升也造成了总压水平的上升，但是电解制氧供氧模式下，氧分压和总压变化较为缓慢，因此，总压水平最高达到100 kPa，仍在指标范围内。为防止温度变化造成氧分压和总压超标，氧分压启控限值应在允许范围的上下限基础上各预留0.5 kPa 的余量，即氧分压启控限值应为下限20.5 kPa、上限23.5 kPa。总压的控制上限仍维持97 kPa，下限由87 kPa 调整为89 kPa。

3 结论及建议

对载人航天器密封舱内气压控制系统主要部分建立数学模型，并定义了各个部分间的接口关系，通过将各个部件进行连接形成了载人航天器密封舱气压控制系统仿真模型。应用该模型分析了3人驻留情况下，电解制氧供氧和氧气瓶供氧2 种模式下密封舱内氧分压和总压的变化趋势，主要结论如下：

1）驻留24 h 内，氧气瓶供氧模式下，密封舱内氧分压单调下降，下降速率随着乘员代谢耗氧速率变化而变化，对于容积60 m3的密封舱，氧分压下降幅度为2.85 kPa；对于容积90 m3的密封舱，氧分压下降幅度为1.9 kPa。电解制氧供氧模式下，由于持续供氧，密封舱氧分压并非单调变化，而是取决于供氧速率与耗氧速率之间的相对大小，氧分压变化范围远小于氧气瓶供氧模式。对于容积60 m3的密封舱，氧分压偏离初值的最大幅度只有0.31 kPa；对于容积90 m3的密封舱，氧分压偏离初值的最大幅度只有0.2 kPa，且由于24 h 内总的供氧量与航天员耗氧量一致，计算结束时氧分压又回归至初始值。

2）驻留60 d 内，对于容积90 m3的密封舱，两种供氧模式下密封舱氧分压均在20～24 kPa 范围内周期变化，但电解制氧供氧模式对应的氧分压变化周期要远长于氧气瓶供氧模式。60 d 内，电解制氧供氧模式对应的氧分压达到上限4 次，达到下限5 次；而氧气瓶供氧模式对应的氧分压达到上限、下限各28 次。

3）驻留60 d 内，对于容积90 m3的密封舱，由于氧分压变化，总压呈现出幅度为4 kPa 的周期变化，电解制氧供氧模式对应的总压变化周期 要明显长于氧气瓶供氧模式。由于舱体泄漏，密封舱内总压整体呈现逐渐下降趋势，直至达到下限87 kPa，供氮过程启动，但电解制氧模式对应的供氮过程启动时间要晚于氧气瓶供氧模式。

4）空气温度的变化会对总压和氧分压水平造成影响。在考虑此因素时，总压和氧分压的控制范围应在不考虑此因素时允许范围的基础上预留一定的裕度：对于氧气瓶供氧模式，氧分压控制范围是20.5～23.5 kPa，总压控制范围是89～95 kPa；对于电解制氧供氧模式，氧分压控制范围是20.5～23.5 kPa，总压控制范围是89～97 kPa。

本文针对单舱载人航天器建立了密封舱气压控制系统仿真模型，而大型空间站组合体舱体数远多于2 个，但通常由单一舱段对整个组合体密封舱的气压进行集中控制。随着舱段数增多，控制过程也愈加复杂，在后续研究分析中将以更多舱段集中气压控制过程分析作为研究重点。

（References）

[1] Larson W J,Pranke L K.Human spaceflight: mission analysis and design[M].New York: The McGraw-Hill Companies,2001: 539-574

[2] 林贵平,王普秀.载人航天生命保障技术[M].北京: 北京航空航天大学出版社,2006: 84-148

[3] 戚发轫.载人航天器技术[M].北京: 国防工业出版社,1999: 82-95

[4] 范剑峰,黄祖蔚.载人飞船工程概论[M].北京: 国防工业出版社,2000: 52-70

[5] Massimo A,Giosuè B,Gianluigi G,et al.The design and the verification of the ATV cargo carrier environmental control and life support system and water ＆gas delivery system,SAE 2000-01-2299[R],2000

[6] Anderson G,Martin C E.Evaluation and application of Apollo ECLS/ATCS systems to future manned missions,AIAA 2005-703[R]

[7] Mitchell K L,Bagdigian R M,Carrasquillo R L.Technical assessment of MIR-1 life support hardware for the International Space Station,NASA TM1994- 108441[R]

[8] Wieland P O.Living together in space: The design and operation of the life support systems on the International Space Station,NASA/TM1998-206956[R]

[9] 付仕明,裴一飞,郄殿福.国际空间站集成ECLSS/ TCS 试验综述[J].航天器环境工程,2010,27(4): 447-451 Fu Shiming,Pei Yifei,Qie Dianfu.Review of integrated ECLSS/TCS tests for ISS[J].Spacecraft Environment Engineering,2010,27(4): 447-451

[10] 徐向华,任建勋,梁新刚,等.载人航天器密封舱内空气压力的动态分析[J].清华大学学报: 自然科学版,2002,42(17): 1492-1495 Xu Xianghua,Ren Jianxun,Liang Xin’gang,et al.Dynamic analysis of the cabin atmosphere in a manned spacecraft[J].Journal of Tsinghua University: Science and Technology,2002,42(17): 1492-1495

[11] 芮嘉白,郑传先,王普秀.载人航天器密封舱压控制规律解析解及其实验验证[J].航天医学与医学工程,2001,14(4): 264-267 Rui Jiabai,Zheng Chuanxian,Wang Puxiu.Analysis solution and experimental verification of pressure control function of the sealed module of manned space vehicle[J].Space Medicine ＆Medical Engineering,2001,14(4): 264-267

[12] 梁志伟,尹永利,朱艳芳.载人航天器压力应急状况下舱压变化的仿真研究[J].航天医学与医学工程,2000,13(2): 128-131 Liang Zhiwei,Yin Yongli,Zhu Yanfang.A simulation study of cabin pressure changes under accidental leakage[J].Space Medicine ＆Medical Engineering,2000,13(2): 128-131

[13] 靳健,侯永青,杨雷.载人航天器大气环境控制系统性能集成分析[J].航天器环境工程,2013,30(4): 380-387 Jin Jian,Hou Yongqing,Yang Lei.Integrated analysis of characteristics of the air environment control system of manned spacecraft[J].Space Environment Engineering,2013,30(4): 380-387

[14] Romera P,Persson J,Witt J.Mode transition analysis of the attached pressurized module cabin air loop with Ecosimpro,SAE Technical Paper 2000-01-2366[R]

[15] 王欲知,陈旭.真空技术[M].北京: 北京航空航天大学出版社,2007: 100-108

[16] Ecosimpro ECLSS library reference manual[M].EA International,2008: 316-319