载人航天器组合体CO2分压控制策略分析

靳 健, 陈伯翰

(中国空间技术研究院载人航天总体部, 北京 100094)

0 引 言

以国际空间站为代表的大型长期在轨载人航天器,通常是若干个舱段通过在轨组装建造的方式形成的载人航天器组合体,这些舱段或者通过航天飞机上行,通过机械臂和乘员出舱在轨组装,或者自身具备姿轨控系统,由运载火箭送入轨道后,通过交会对接与空间站形成组合体。

为保障航天员在轨期间的安全性和舒适性,空气环境控制系统需要控制密封舱内各项空气环境指标满足医学要求,其中,CO2分压是重要的控制目标之一,应控制CO2分压低于医学指标要求上限。为了提高控制效率、简化控制模式并提高系统可靠性,载人航天器组合体的CO2分压控制系统并非在每个密封舱内都配置,而是选择在1个或若干个密封舱内配置,通过各个密封舱间的主动通风设备,实现组合体密封舱内CO2分压的集中控制[1-9]。由于载人航天器组合体在轨组装建造是一个过程,组合体容积和传质途径会随时间变化,CO2分压控制系统需要适应这种变化,确保乘员在各个舱段驻留期间,CO2分压满足控制指标要求,舱段不断增加意味着舱容的增加以及乘员与CO2去除装置间距离的增加,给CO2分压控制带来了难度。

目前,CO2浓度分布和控制方式分析主要采用CFD技术[10-13],需要建立场分析模型,该种方法虽然能够得到较为详尽的环境参数场分布数据,但是却存在建模和仿真耗时时间长、实时分析各个参数间相互影响不便等不足。

文献[14]通过集总参数法建立了载人航天器单个密封舱大气环境控制系统性能集成仿真分析模型,分析了乘员不同代谢水平下密封舱内CO2分压的变化趋势,但没有分析组合体情况下密封舱内CO2分压控制情况。

文献[15]通过集总参数法建立了三舱段载人航天器组合体CO2分压控制仿真分析模型,并分析了乘员代谢量、舱间通风和CO2分压控制系统进风量对组合体CO2分压控制的影响,但是文中并没有考虑载人航天器组件过程中,各舱CO2分压的变化趋势,对CO2分压超标后最为可行的处理措施也没有进行系统分析。

本文针对一个由5个独立密封舱在轨组装建造组成的载人航天器组合体,利用多学科仿真分析工具Ecosimpro建立了CO2分压控制系统计算模型,模型中利用参数、代数方程、微分方程对CO2分压控制系统各个部件性能以及部件间接口关系进行了定义。

利用该模型分析了载人航天器组合体组装过程中,各密封舱CO2分压变化趋势,针对CO2分压超标舱段,提出了最为可行的处理措施。

1 CO2分压控制系统说明

设定一个五舱段载人航天器组合体,该组合体包括舱Ⅰ、舱Ⅱ、舱Ⅲ、舱Ⅳ和舱Ⅴ 5个密封舱段,该组合体初始状态下,CO2分压控制功能设定在舱Ⅰ内,其他4个密封舱段的CO2分压通过各舱之间的主动通风设备进行集中控制,参

考国际空间站密封舱内空气环境参数控制范围要求[8],本文设定各个密封舱内CO2分压水平不能高于800 Pa上限,CO2分压控制系统计算模型各个部分组成说明如下。

(1) 组合体密封舱:载人航天器组合体每个密封舱内有效容积均设定为50 m3,5个密封舱的构型方式为“一”字构型,即各个密封舱首尾连接,这也是国际空间站主要的构型方式。

(2) 乘组:组合体舱内乘组包含6名乘员,为简化模型,设定每个乘员CO2代谢产出速率一致,参考国际空间站人体代谢指标参数,设定单个乘员CO2代谢产出速率为0.041 7 kg/h。

(3) CO2去除装置:初始时只配置在舱Ⅰ内,该装置主要由若干LiOH净化罐和一个净化风机组成,净化风机从舱Ⅰ内人活动区内抽取空气进入LiOH净化罐内,去除CO2,净化后的空气重新回到人活动区内,通过调节净化风机风量可以控制CO2去除速率。

(4) 舱间主动通风装置:在相互连接的两个密封舱之间配置舱间主动通风装置,主要由舱间通风风机和通风软管组成,舱间主动通风装置可实现相互连接的两个舱段之间的空气交换循环,依靠四套舱间主动通风装置,可实现五舱组合体之间的空气交换循环,各舱间的通风量可根据需要进行调节。

上述部分组成的载人航天器组合体CO2分压控制系统,由单舱发展至五舱的结构,如图1所示。

图1 单舱至五舱载人航天器组合体CO2分压控制系统结构(舱Ⅰ主控CO2分压)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 计算模型

本文采用多学科计算分析软件Ecosimpro作为五舱组合体CO2分压控制系统建模工具,该软件是被欧洲航天局(European space agency,ESA)用于分析国际空间站哥伦布舱内空气环境控制系统的性能和参数。文献[14-18]中相关建模方法,CO2分压控制系统各个主要部分的控制方程包括:

2.1 组合体密封舱

(1) 密封舱内空气质量守恒方程

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式中,mj是密封舱内的空气中第j种组分所占质量;wi是由密封舱入口进入舱内的空气质量总量;xi,j是由密封舱入口进入舱内的空气总量中,第j种组分所占的质量分数;wo是由密封舱出口流出的空气质量总量;xo,j是由密封舱出口流出的空气总量中,第j种组分所占的质量分数;wl,j是乘员代谢产生的气体中,第j种空气组分所占的质量分数;Mair是密封舱内空气总质量;N是密封舱内空气组分种类的总数;xair,j是密封舱内第j种空气组分所占的质量分数;yair,j是密封舱内第j种空气组分所占的摩尔分数;MWl是密封舱内第l种空气组分的摩尔质量;ρair是密封舱内空气密度平均值。

(2) 密封舱内空气能量守恒方程

(6)

(7)

式中,Uair是密封舱内空气的总内能;hi是由密封舱入口进入舱内的空气焓值;ho是由密封舱出口流出舱内的空气焓值;qair是进入密封舱内空气的各类热量之和;u是密封舱内空气的比内能。

式(1)～式(7)共同确定了单个密封舱内空气的几个关键参数:密度ρ、比内能u、各个组分的摩尔分数yair,j,由这几个关键参数可以进一步确定舱内空气状态,包括:舱内气压Pair、舱内空气温度Tair、舱内空气焓值hair,利用理想气体方程可以计算得出各种空气组分分压。

Pair,j=yair,j·Pair

(8)

式中,Pair,j是舱内第j种空气组分分压。

(3) 相连两密封舱间通道内的气压:等于相连的两密封舱中,气压Pair较高一方的数值。

2.2 乘员

在密封舱模型中设置专门的接口,乘员代谢产出的CO2通过该接口计入密封舱空气质量守恒方程相关项目中。

2.3 LiOH净化罐

(1) LiOH净化罐的净化控制方程为

MCO2=xL·mL,0

(9)

式中,MCO2是LiOH净化罐能够净化的CO2总质量;xL是LiOH净化罐内1千克初始状态的LiOH物质能够净化的CO2质量;mL,0是LiOH净化罐能够装填的LiOH物质总质量。

(2) LiOH对CO2的净化速率控制方程为

(10)

式中,wCO2是LiOH对CO2的净化流速;a是净化罐对LiOH物质的装填效率;r是净化罐内LiOH物质与CO2发生化学反应的速率。

(3) LiOH净化罐内质量守恒方程为

(11)

式中,xzo,CO2是流出LiOH净化罐的空气中CO2所占质量分数;wzi是进入LiOH净化罐的空气质量流量;wzo是流出LiOH净化罐的空气质量流量;xzi,CO2是进入LiOH净化罐的空气中CO2所占质量分数。

(4) LiOH净化罐内动量守恒方程为

(12)

式中,Δp是舱内空气流过LiOH净化罐的压差;Δpref是舱内空气流过LiOH净化罐的参考压差,即参考空气流量下的压差;wzref是流入LiOH净化罐的参考空气质量流量;ρzi是流入LiOH净化罐的空气密度;ρzref是流入LiOH净化罐的参考空气密度。

(5) LiOH净化罐内能量守恒方程为

(13)

式中,Tb是LiOH净化罐的平均温度;hzi是流入LiOH净化罐的空气焓值;hzo是流出LiOH净化罐的空气焓值;qr是LiOH净化罐内去除CO2的化学反应产生的热量;Mb是LiOH净化罐质量;Cpb是LiOH净化罐比热。

2.4 两相连组件间接口关系

(1) 两相连组件间的空气总质量流量为

w=wf-wb

(14)

式中,w是流过相连组件间接口的空气总净质量流量;wf是前向空气总质量流量;wb是后向空气总质量流量。

(2) 第j种组分质量流量为

wj=wfxf,j-wbxb,j

(15)

式中,wj是空气中第j种组分的质量流量;xf,j是第j种空气组分在前向空气总质量流量中占的质量分数;xb,j是第j种空气组分在后向空气总质量流量中占的质量分数。而xf,j和xb,j与空气组分的流动方向有关,当空气组分流动方向为正时,xb,j=0,当空气组分流动方向为负时,xf,j=0。

(3) 能量流为

E=wfhf-wbhb

(16)

式中,hf是前向焓值;hb是后向焓值。

五舱组合体的CO2分压控制计算模型如图2所示,CO2分压控制系统初始状态下安装在舱Ⅰ,通过各舱之间的主动通风装置实现舱间空气置换,集中控制各密封舱的CO2分压水平。

图2 五舱组合体CO2分压控制系统计算模型Fig.2 Calculating model of CO2 partial pressure control system of combination with five cabins

为验证上述计算模型是否准确可靠,本文将模型计算结果与我国前期某载人航天器型号研制阶段地面乘员驻留试验结果进行对比,两类结果对比如图3所示。

图3 CO2分压控制系统计算结果与地面试验结果对比Fig.3 Comparison between calculating results and experiment results of CO2 partial pressure control system

由图3可知,本文建立的模型对CO2分压的计算结果与实际型号地面试验结果基本吻合,证明本文建立的计算模型准确可靠。

3 结果与分析

通过本文建立的载人航天器组合体CO2分压控制计算模型,计算了不同密封舱数目的组合体,随着乘员驻留位置的变化,各个密封舱内CO2分压的变化趋势。

3.1 乘员所在密封舱位置对CO2分压的影响

在开展计算前,进行了如下设定:

(1) 载人航天器组合体初始状态为单密封舱,逐个增加连接的密封舱数目,最终扩展成5个密封舱,在组装建造阶段,设定航天员始终驻留在最新组装的密封舱内,如图1所示。

(2) 刚组装完的舱段内初始CO2分压0 Pa。

(3) 各舱间通风量为2.1 m3/min。

随着组合体密封舱数目的增加,各个密封舱CO2分压水平计算结果如图4～图8所示。

图4 单舱阶段CO2分压水平变化趋势Fig.4 Varying trend of CO2 partial pressure in single cabin

由图4可知,单舱阶段密封舱内CO2分压初始为0 Pa,乘员进驻后,CO2分压短时间内快速上升,并最终稳定在640 Pa,满足不高于800 Pa的指标要求。

图5 两舱阶段CO2分压水平变化趋势Fig.5 Varying trend of CO2 partial pressure in two cabins

由图5可知,两舱阶段,舱Ⅱ密封舱内CO2分压初始为0 Pa,乘员进驻后,舱Ⅱ的CO2分压短时间内快速上升,并最终稳定在750 Pa,而舱Ⅰ的CO2分压在短时间内显著下降,这是由于舱Ⅱ和舱Ⅰ形成组合体后,舱容变大,且存在舱间通风,所以短时间内舱Ⅰ的CO2分压快速下降,但当组合体密封舱内CO2分压的产出和去除速率平衡后,舱Ⅰ的CO2分压水平又恢复成640 Pa,与单舱阶段一致。两舱阶段,两舱CO2分压均满足不高于800 Pa的指标要求。

图6 三舱阶段CO2分压水平变化趋势Fig.6 Varying trend of CO2 partial pressure in three cabins

由图6可知,三舱阶段,舱Ⅲ密封舱内CO2分压初始为0 Pa,乘员进驻后,舱Ⅲ的CO2分压短时间内快速上升,并最终稳定在860 Pa,已经超过了800 Pa的指标上限。而舱Ⅰ和舱Ⅱ的CO2分压在短时间内显著下降,这是由于舱Ⅲ对接完成后,舱容变大,且存在舱间通风,所以短时间内舱Ⅰ和舱Ⅱ的CO2分压快速下降,但最终舱Ⅰ的CO2分压水平又恢复成640 Pa,舱Ⅱ的CO2分压水平又恢复成750 Pa,与两舱阶段一致。三舱阶段,舱Ⅲ这个离CO2分压控制系统输运距离较远的密封舱,CO2分压均超出了800 Pa指标上限。

图7 四舱阶段CO2分压水平变化趋势Fig.7 Varying trend of CO2 partial pressure in four cabins

由图7可知,四舱阶段,舱Ⅳ密封舱内CO2分压初始为0 Pa,乘员进驻后,舱Ⅳ的CO2分压短时间内快速上升,并最终稳定在970 Pa,已经超过了800 Pa的指标上限。而舱Ⅰ、舱Ⅱ和舱Ⅲ的CO2分压在短时间内显著下降,但最终恢复成与三舱阶段一致的状态。四舱阶段,舱Ⅲ、舱Ⅳ两个离CO2分压控制系统输运距离较远的密封舱,CO2分压均超出了800 Pa指标上限。

图8 五舱阶段CO2分压水平变化趋势Fig.8 Varying trend of CO2 partial pressure in five cabins

由图8可知,五舱阶段,舱Ⅴ密封舱内CO2分压初始为0 Pa,乘员进驻后,舱Ⅴ的CO2分压短时间内快速上升,并最终稳定在1 080 Pa,已经超过了800 Pa的指标上限。而舱Ⅰ、舱Ⅱ、舱Ⅲ和舱Ⅳ的CO2分压在短时间内显著下降,但最终恢复成与四舱阶段一致的状态。五舱阶段,舱Ⅲ、舱Ⅳ和舱Ⅴ 3个离CO2分压控制系统输运距离较远的密封舱,CO2分压均超出了800 Pa指标上限。

3.2 控制策略1:增大舱间通风量

根据第3.1节分析可知,6名航天员驻留时,舱Ⅲ、舱Ⅳ和舱Ⅴ的CO2分压均满足不高于800 Pa的要求,依据文献[15]的分析结果,增大舱间通风量可以降低非主控舱的CO2分压水平,针对五舱阶段,分析了提高舱间通风量对各舱CO2分压的影响,具体计算流程如下:

(1)T0～T0+288 h:舱间通风量为2.1 m3/min;

(2)T0+288 h～T0+576 h:舱间通风量为2.6 m3/min;

(3)T0+576 h～T0+864 h:舱间通风量为3.4 m3/min;

(4)T0+864 h～T0+1 152 h:舱间通风量为4.1 m3/min。

该策略仿真结果如图9所示。

图9 密封舱间通风量水平对各舱CO2分压水平的影响Fig.9 Influence of inter cabin air flux level to CO2 partial pressure of every cabin

由图9可知,在其他条件不变的情况下,随着各密封舱间主动通风量的增加,各个非主控密封舱的CO2分压水平都出现不同程度的下降,原因是舱间主动通风量的增大使CO2在各舱间的传质速率增加,拉平了各舱CO2分压水平。但主控舱舱Ⅰ的CO2分压并没有随着舱间通风量的增大而变化,维持在640 Pa。当舱间通风量达到4.1 m3/min时,舱Ⅲ的CO2分压下降至750 Pa,满足指标要求。但是舱Ⅳ的CO2分压为805 Pa,舱Ⅴ的CO2分压为860 Pa,均不满足不高于800 Pa的指标要求。

虽然进一步增大舱间通风量可以使舱Ⅳ和舱Ⅴ的CO2分压进一步下降,但是舱间通风量不断增大,会造成风机重量增大、体积增大、功耗增大、噪声增大等一系列问题,因此,单纯依靠舱间通风量的方式并非最佳的组合体CO2分压控制策略。

3.3 控制策略2:改变控制系统位置

依据文献[15]的分析结果,降低CO2产出源与CO2控制系统间的距离,可以降低产出源附件的CO2分压水平。由于舱Ⅲ位于组合体中部位置,可在舱Ⅲ预留接口,当舱Ⅲ组装之前,CO2分压控制系统安装在舱Ⅰ,当舱Ⅲ组装之后,由航天员将CO2分压控制系统转移至舱Ⅲ,由舱Ⅲ主控舱内CO2分压,如图10所示。维持舱间通风量为2.1 m3/min,针对五舱组合体,该策略计算结果如图11所示。

图10 优化后的五舱组合体CO2分压控制系统(舱Ⅲ为主控舱)Fig.10 CO2 partial pressure control system of five-cabin combination after optimization (Control system in cabin Ⅲ)

图11 控制系统安装位置对组合体各舱CO2分压水平的影响Fig.11 Influence of control system location to CO2 partial pressure of combination

如图11所示,当舱Ⅲ成为主控舱后,舱Ⅰ和舱Ⅱ的CO2分压短时间内快速上升,而舱Ⅲ、舱Ⅳ和舱Ⅴ的CO2分压短时间内快速下降。最终,舱Ⅰ、舱Ⅱ和舱Ⅲ的CO2分压一致,均维持在640 Pa,舱Ⅳ的CO2分压维持在750 Pa,满足指标要求。而舱Ⅴ的CO2分压维持在860 Pa,不满足指标要求。

舱Ⅲ成为主控舱后,减小了乘员和CO2分压控制系统间的距离,因此,显著降低了各舱的CO2分压,证明了该策略是有效的,但单纯依靠改变CO2分压控制系统的位置,还是无法解决舱Ⅴ的CO2分压超标问题。

3.4 控制策略3:增大舱间通风量+改变控制系统位置

由前面的分析可知,单纯依靠增大舱间通风量或者单纯依靠调整控制系统位置,无法让组合体各个舱段内CO2分压均满足指标要求。因此,可以结合控制策略1和策略2。在舱Ⅲ组装完毕后,控制系统转移至舱Ⅲ,同时增大舱Ⅲ和舱Ⅳ,以及舱Ⅳ和舱Ⅴ的舱间通风量,而舱Ⅰ和舱Ⅱ、舱Ⅱ和舱Ⅲ的舱间通风量维持2.1 m3/min不变。针对五舱阶段,分析在策略3下,各舱CO2分压的影响,具体计算流程如下:

(1)T0～T0+288 h:各个舱间通风量均为2.1 m3/min;

(2)T0+288 h～T0+576 h:舱Ⅲ和舱Ⅳ,舱Ⅳ和舱Ⅴ舱间通风量提升至2.6 m3/min;

(3)T0+576 h～T0+864 h:舱Ⅲ和舱Ⅳ,舱Ⅳ和舱Ⅴ舱间通风量提升至3.4 m3/min。

该策略仿真结果如图12所示。

图12 舱间通风量和控制系统位置双重因素对组合体 各舱CO2分压水平的影响 Fig.12 Influence of inter cabin air flux and control system location to CO2 partial pressure of combination

随着舱Ⅲ和舱Ⅳ、舱Ⅳ和舱Ⅴ舱间通风量的增加,舱Ⅳ和舱Ⅴ的CO2分压均成下降趋势,当舱Ⅲ和舱Ⅳ、舱Ⅳ和舱Ⅴ舱间通风量达到3.4 m3/min时,舱Ⅴ的CO2分压已经下降至780 Pa,组合体各舱CO2分压均满足指标要求。

上述结果表明策略3可以有效地满足组合体CO2分压控制需求。

4 结 论

通过多学科建模工具Ecosimpro建立了一种五舱载人航天器组合体CO2分压控制计算模型,计算分析了五舱组合体逐舱组建过程中各舱CO2分压变化趋势,针对与CO2去除装置输运距离较远舱体CO2分压超标的问题,提出了多项优化措施,主要结论包括:

(1) 随着舱体的增多,乘员与CO2控制系统间输运距离在增加,造成乘员所在舱段的CO2分压水平逐渐上升，在本文初始参数设定下,当舱段数目达到3个或以上时,将会出舱舱内CO2分压超出指标的现象;

(2) 本文提出的控制策略1,增加各舱之间的通风量可以降低非主控舱CO2分压,但效果有限,对于本文设定的载人航天器组合体,舱间通风量增大1倍,舱Ⅳ和舱Ⅴ的CO2仍然超出指标;

(3) 本文提出的控制策略2,在载人航天器组合体组建过程中,调整CO2控制系统所在舱段位置,缩短乘员与CO2控制系统间的最远输运距离,可以降低非主控舱CO2分压水平,但对于本文设定的载人航天器组合体,舱Ⅴ的CO2分压仍然超出指标;

(4) 本文提出的控制策略3,调节CO2控制系统所在舱段,并增大部分舱间风机风量,可将组合体各个舱段CO2分压控制在指标范围内,所需增加的舱间通风量要显著低于策略1。

参考文献：

[1] WILEY J L, LINDA K P. Human spaceflight: mission analysis and design[M]. New York: The McGraw-Hill Companies, 2000: 539-574.

[2] 林贵平, 王普秀. 载人航天生命保障技术[M]. 北京航空航天大学出版社, 2006: 84-102.

LIN G P, WANG P X. Life support technology of manned spacecraft[M]. Beijing: Beihang University Press, 2006: 84-102.

[3] 戚发轫. 载人航天器技术[M]. 北京: 国防工业出版社, 1999: 55-72.

QI F R. Manned spacecraft technolty[M]. Beijing: National Defense Industry Press, 1999: 55-72.

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

FAN J F, HUANG Z W. Introduction of manned spaceship industry[M]. Beijing: National Defense Industry Press, 2000: 52-70.

[5] MASSIMO A, GIOSUE 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[C]∥Proc.of the International Conference on Environmental Systems,2000.

[6] GRANT A, MARTIN C E. Evaluation and application of apollo ECLS/ATCS systems to future manned missions[C]∥Proc.of the 43rd AIAA Aerospace Sciences Meeting and Exhibit, 2005.

[7] MITCHELL K L, BAGDIGIAN R M, CARRASQUILLO R L. Technical assessment of MIR-1 life support hardware for the international space station[R]. USA: NASA TM-108441, 1994.

[8] WIELAND P O. Living together in space: the design and operation of the life support systems on the international space station[R]. USA: NASA/TM-98-206956/VOL1,1998.

[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 S M, PEI Y F, QIE D F. Review of integrated ECLSS/TCS tests for ISS[J]. Spacecraft Environment Engineering,2010,27(4): 447-451.

[10] 付仕明, 徐小平, 李劲东, 等. 空间站乘员睡眠区二氧化碳聚集现象[J]. 北京航空航天大学学报,2007, 33(5): 523-526.

FU S M, XU X P, LI J D, et al. Carbon dioxide accumulation of space station crew quarters[J]. Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics, 2007, 33(5): 523-526.

[11] 姬朝月, 梁新刚, 任建勋. 空间站乘员舱内二氧化碳排放的数值研究[C]∥第五届空间热物理会议, 2000：147-150.

JI C Y, LIANG X G, REN J X. Simulation study on CO2exhaust of crew in space station pressurized cabin[C]∥Proc.of the 5th space Thermo-physics Conference, 2000: 147-150.

[12] LIN C H, CHANG H S. CFD Simulation on the airflow and CO2transport in the U.S. Lab: international space station flight 5A configuration[J].Materials Science & Engineering A, 2001,475(1):172-184.

[13] LIN C H, SON C H, HORSTMAN R H. CFD studies on the ECLSS airflow and CO2accumulation of the international space station[C]∥Proc.of the 30th International Conference on Environmental Systems, 2000.

[14] 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 J, HOU Y Q, YANG L. Integrated analysis of characteristics of the air environment control system of manned spacecraft[J].Space Environment Engineering,2013,30(4):380-387.

[15] 靳健,侯永青.多舱段载人航天器CO2去除系统性能仿真分析[J].北京航空航天大学学报,2014,40(10): 1349-1354.

JIN J, HOU Y Q. Analysis on characteristics of CO2removal system of multi-cabin human spacecraft[J]. Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics, 2014, 40(10): 1349-1354.

[16] RAMON P V, SERGIO M, OLIVIER P,et al. Overview of european applications of ecosimpro to ECLSS, CELSS, and ATCS[C]∥Proc.of the International Conference on Environmental Systems,2003.

[17] ROMERA P J A, PERSSON J, WITT J. Mode transition analyses of the attached pressurized module cabin air loop with Ecosimpro[C]∥Proc.of the International Conference on Environmental Systems,2000.

[18] OLIVIER P. Using Ecosimpro for thermal and thermo-hydraulic analysis in ESA[C]∥Proc.of the International Conference on Environmental Systems,2001.