靳健，徐進(jìn)，侯永青

(中國空間技術(shù)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(tǒng)的作用是在密封艙內(nèi)制造出與地面環(huán)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(tǒng)之一.文獻(xiàn)［1-3］對(duì)目前常見的載人航天器的氧分壓控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)進(jìn)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(tǒng)設(shè)計(jì)，Antonacci等［5］介紹了自動(dòng)轉(zhuǎn)移飛行器(Automated Transfer Vehicle，ATV)的氧分壓控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)，Anderson和Martin［6］描述了阿波羅登月艙的氧分壓控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)，Mitchell等［7］則對(duì)和平號(hào)空間站的氧分壓控制系統(tǒng)進(jìn)行了概述，文獻(xiàn)［8-9］針對(duì)國際空間站的氧分壓控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)進(jìn)行了總結(jié).國外載人航天型號(hào)均配備消耗性氧氣瓶作為氣源，通過氧分壓傳感器實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)艙內(nèi)氧分壓，當(dāng)空氣氧分壓水平達(dá)到下限時(shí)，啟動(dòng)補(bǔ)氣組件，氣體由高壓氣瓶經(jīng)減壓閥和供氣管路以設(shè)定的速率流入密封艙內(nèi)，當(dāng)空氣氧分壓達(dá)到上限時(shí)，補(bǔ)氣過程結(jié)束.

目前的載人航天器型號(hào)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(hào)空間站”，我國發(fā)射的天宮一號(hào)在軌期間也多次與載人飛船對(duì)接形成兩艙組合體.對(duì)于這種載人航天器組合體，通常是由單個(gè)艙段負(fù)責(zé)整個(gè)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(shù)模型和理想氣體模型分析了密封艙內(nèi)氧分壓和總壓的控制情況，揭示了密封艙內(nèi)總壓和氧分壓處于波動(dòng)狀態(tài)，且受乘員代謝水平影響.芮嘉白等［11］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)行比分.靳健等［12］建立了密封艙大氣環(huán)境集成數(shù)學(xué)模型，分析了單艙密封艙內(nèi)總壓和氧分壓隨乘員駐留時(shí)間的變化趨勢(shì).

綜上所述，目前關(guān)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(jié)構(gòu)形式，組合體氧分壓控制比單艙情況更復(fù)雜，涉及到艙間傳質(zhì)速率、乘員駐留位置、各艙氧分壓監(jiān)控策略等多種因素.

本文利用集總參數(shù)法建立了兩艙段載人航天器密封艙氧分壓控制系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型，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)鍵部件的性能進(jìn)行了描述，從而形成各個(gè)部件的數(shù)學(xué)模型和接口關(guān)系;參照載人航天器氣壓控制系統(tǒng)各個(gè)組件的物質(zhì)流向關(guān)系，將各個(gè)組件的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行連接，搭建了兩艙密封艙氧分壓控制系統(tǒng)仿真分析模型，并利用該集成模型分別分析了艙間通風(fēng)(Inter Module Ventilation，IMV)量、乘員駐留位置、不同氧分壓監(jiān)控模式對(duì)兩艙氧分壓控制過程的影響，為多艙段載人航天器空氣環(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 兩艙段載人航天器氧分壓控制系統(tǒng)說明

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

參考國內(nèi)外載人航天器型號(hào)［1-9］氣壓控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)，與組合體密封艙氧分壓控制直接相關(guān)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(chǎng)所，氧氣的補(bǔ)加、氮?dú)獾难a(bǔ)加、航天員代謝耗氧、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、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(shù)的變化而變化.

3)氧氣補(bǔ)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(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，當(dāng)密封艙氧分壓達(dá)到上限時(shí)，供氧過程結(jié)束.

4)艙間通風(fēng)系統(tǒng)：在主控艙配備艙間通風(fēng)風(fēng)機(jī)，將非主控艙的空氣抽至主控艙，主控艙空氣通過對(duì)接通道回風(fēng)至非主控艙，艙間通風(fēng)量可以進(jìn)行調(diào)節(jié).

綜上所述，兩艙段載人航天器氧分壓控制系統(tǒng)組成如圖1所示.

1.2 數(shù)學(xué)模型說明

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)是歐洲空間局(European Space Agency，ESA)官方選用分析工具.該平臺(tái)配備有載人航天器環(huán)控生保模型數(shù)據(jù)庫(Environmental Control and Life Support Systems library，ECLSS library)，包含有環(huán)控生保系統(tǒng)常用設(shè)備的數(shù)學(xué)模型，定義的各個(gè)數(shù)學(xué)模型的參量、變量、公式、接口經(jīng)過了在軌型號(hào)的驗(yàn)證，ESA曾利用該數(shù)據(jù)庫搭建國際空間站哥倫布艙空氣環(huán)境控制系統(tǒng)仿真分析模型，并用于國際空間站哥倫布艙空氣環(huán)境控制系統(tǒng)的設(shè)計(jì)與在軌性能分析工作［13］.

氧分壓控制各個(gè)要素的控制方程和參變量描述為：

1)密封艙.

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

質(zhì)量守恒方程為

式中：mj為艙內(nèi)空氣中第j種組分的質(zhì)量流量;t為時(shí)間;wi為流入艙內(nèi)的空氣質(zhì)量流量;xi，j為流入艙內(nèi)的空氣中第j種組分的質(zhì)量百分比;wo為流出艙內(nèi)的空氣質(zhì)量;xo，j為流出艙內(nèi)的空氣中第j種組分的質(zhì)量百分比;wl，j為乘員代謝產(chǎn)生的第j種空氣組分的質(zhì)量百分比.

式中：Mair為密封艙內(nèi)空氣的總質(zhì)量;N為空氣組分?jǐn)?shù)目.

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

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

式中：ρa(bǔ)ir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(nèi)空氣的內(nèi)能;hi為流入艙內(nèi)空氣的焓值;ho為流出艙內(nèi)空氣的焓值;qair為加入空氣的總熱量.

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)空氣狀態(tài)可以確定，艙內(nèi)氣壓Pair、空氣溫度Tair和空氣焓值hair可以通過理想氣體相關(guān)的方程求出，各種組分的分壓為

1.2節(jié)建模過程中遵循假設(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.

2)供氧組件/供氮組件.

供氧組件和供氮組件分別監(jiān)測(cè)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，因此，控制方程包含以下兩個(gè)方面.

供氧總質(zhì)量為

式中：MO為補(bǔ)氧質(zhì)量;wm，O為補(bǔ)氧質(zhì)量速率.

供氮總質(zhì)量為

式中：MN為補(bǔ)氮質(zhì)量;wm，N為補(bǔ)氮質(zhì)量速率.

3)艙間通道接口關(guān)系.

總質(zhì)量流量為

第j種組分質(zhì)量流量為

式中：wf為前向流動(dòng)物質(zhì)質(zhì)量速率;wb為反向流動(dòng)物質(zhì)質(zhì)量速率;xf，j為前向流動(dòng)物質(zhì)第j種成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù);xb，j為反向流動(dòng)物質(zhì)第j種成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù).

兩艙段載人航天器密封艙氧分壓控制系統(tǒng)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(tǒng)數(shù)學(xué)模型Fig.2 Mathematical model of oxygen partial pressure control system of manned spacecraft with two pressurized cabins

1.3 數(shù)學(xué)模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文建立的仿真分析模型的正確性，將模型計(jì)算得到的密封艙氧分壓和總壓隨時(shí)間的結(jié)果與地面試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.該試驗(yàn)為我國載人航天二期工程階段，中國航天員科研訓(xùn)練中心開展的真人駐留試驗(yàn)，2名航天員在容積為58.7 m3的模擬密封艙內(nèi)連續(xù)駐留15 d，用于綜合驗(yàn)證密封艙內(nèi)空氣環(huán)境控制系統(tǒng)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(nèi)空氣溫度由溫濕度控制系統(tǒng)控制在20～22℃范圍內(nèi)，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(jiān)測(cè)模擬密封艙內(nèi)總壓和氧分壓變化趨勢(shì).

數(shù)學(xué)模型設(shè)定與駐留試驗(yàn)一致的密封容積、航天員耗氧速率、氧分壓上下限閥值，并設(shè)定密封艙內(nèi)空氣溫度為21℃，將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖3所示.

圖3 密封艙氧分壓及空氣總壓計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)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(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果吻合程度較好，表明本文建立數(shù)學(xué)模型的正確性.

2 結(jié)果與分析

2.1 乘員駐留位置對(duì)氧分壓的影響

乘員的駐留位置會(huì)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(duì)兩艙氧分壓水平的影響，本文計(jì)算了乘員分別駐留在主控艙和非主控艙時(shí)兩艙的氧分壓水平隨在軌時(shí)間的變化趨勢(shì)，在軌時(shí)間為5 d，計(jì)算過程做如下簡化：

1)參考國內(nèi)外載人航天型號(hào)的在軌飛行經(jīng)驗(yàn)，5 d時(shí)間內(nèi)因艙體泄漏對(duì)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(shè)定密封艙內(nèi)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(huì)隨著不同的活動(dòng)形式發(fā)生改變，耗氧速率也會(huì)隨著發(fā)生變化，為簡化計(jì)算過程，設(shè)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(nèi)配備主動(dòng)式空氣溫濕度控制系統(tǒng)，忽略補(bǔ)氣過程對(duì)空氣溫度的影響，設(shè)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(shè)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(biāo)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(shè)定兩密封艙初始空氣壓為94 kPa，初始氧分壓為24 kPa.

4)設(shè)定航天員人數(shù)為6人，參考“國際空間站”的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，單個(gè)航天員的耗氧速率設(shè)定為0.86 kg/d.

5)設(shè)定氧氣瓶補(bǔ)氣速率為0.0032 kg/s.

6)設(shè)定艙間通風(fēng)量為0.5 m3/min.

乘員在主控艙及非主控艙，艙間通風(fēng)量為0.5 m3/min時(shí)的密封艙氧分壓變化趨勢(shì)如圖4所示.

將圖4(a)與圖3(a)對(duì)比可知，兩艙組合體氧分壓變化趨勢(shì)與單艙氧分壓變化趨勢(shì)存在顯著不同，由于設(shè)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(duì)于兩艙組合體，主控艙氧分壓從峰值開始首先呈現(xiàn)非線性快速下降，這是因?yàn)橹骺嘏摱窝醴謮翰坏艿匠藛T代謝耗氧的影響，還受到艙間傳質(zhì)的影響，當(dāng)主控艙氧分壓達(dá)到上限停止供氧后，艙間通風(fēng)的輸運(yùn)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(duì)的是，非主控艙段的氧分壓則在這個(gè)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(xiàn)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(dāng)主控艙氧分壓達(dá)到下限時(shí)，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(dá)到1.8 kPa.

圖4 乘員在主控艙及非主控艙，艙間通風(fēng)量為0.5 m3/min時(shí)的密封艙氧分壓變化趨勢(shì)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(dá)到下限，供氧過程開始，主控艙氧分壓首先達(dá)到上限，供氧過程結(jié)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(dá)到2.2 kPa.說明乘員駐留在非主控艙會(huì)進(jìn)一步加大兩艙氧分壓分布范圍的差別.

2.2 艙間通風(fēng)量對(duì)氧分壓的影響

艙間通風(fēng)量直接影響兩艙間的傳質(zhì)速率，進(jìn)而影響兩艙的氧分壓分布，為分析艙間通風(fēng)量對(duì)兩艙氧分壓水平的影響，本文計(jì)算了6名乘員駐留在非主控艙，艙間通風(fēng)量分別為0.3 m3/min和1 m3/min時(shí)兩艙氧分壓水平隨在軌時(shí)間的變化趨勢(shì)，在軌時(shí)間為5 d，其他假設(shè)、邊界條件和初始條件同第3.1節(jié).艙間通風(fēng)量對(duì)氧分壓的影響結(jié)果如圖5所示.

對(duì)比圖4(b)、圖5(a)和圖5(b)可知，隨著艙間通風(fēng)量的增大，兩艙氧分壓分布范圍在逐漸縮小.當(dāng)艙間通風(fēng)量為0.3 m3/min時(shí)，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(dá)到2.6 kPa.當(dāng)艙間通風(fēng)量為1 m3/min時(shí)，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(dá)到1.8 kPa.

進(jìn)一步分析不同艙間通風(fēng)量下兩艙氧分壓上限差值變化趨勢(shì)，如圖6中實(shí)心方框標(biāo)示的曲線所示.

圖5 乘員在非主控艙，艙間通風(fēng)量為0.3 m3/min及1 m3/min時(shí)密封艙氧分壓變化趨勢(shì)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(shí)的兩艙氧分壓上限差值隨艙間通風(fēng)量變化趨勢(shì)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(jié)計(jì)算結(jié)果表明，艙間通風(fēng)量對(duì)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(fēng)量的增加，兩艙氧分壓水平逐漸接近，主要體現(xiàn)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(fēng)量的不斷增加，兩艙氧分壓水平的接近幅度會(huì)越來越小.

2.3 監(jiān)測(cè)模式對(duì)氧分壓的影響

第2.1節(jié)和第2.2節(jié)計(jì)算分析過程中，均設(shè)定同時(shí)監(jiān)測(cè)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(jié)束的判斷依據(jù)，為進(jìn)一步認(rèn)識(shí)不同因素對(duì)兩艙氧分壓的影響，本文分析了只監(jiān)測(cè)主控艙氧分壓的監(jiān)測(cè)模式下兩艙氧分壓變化趨勢(shì)，6名乘員駐留在非主控艙，艙間通風(fēng)量為0.5 m3/min，在軌時(shí)間為5 d，其他假設(shè)、邊界條件和初始條件同第2.1節(jié).監(jiān)測(cè)模式對(duì)氧分壓的影響結(jié)果如圖7所示.

圖7 乘員駐留在非主控艙監(jiān)測(cè)主控艙，艙間通風(fēng)量為0.5 m3/min時(shí)密封艙氧分壓變化趨勢(shì)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(jiān)測(cè)主控艙氧分壓，主控艙氧分壓在20～24 kPa范圍內(nèi)變化，非主控艙氧分壓在19.8～21.7 kPa范圍內(nèi)變化，兩艙氧分壓下限差值為0.2 kPa，上限差值為2.3 kPa.對(duì)比圖4(b)可知，當(dāng)同時(shí)監(jiān)測(cè)兩艙氧分壓時(shí)，兩艙氧分壓下限差值為0.3 kPa，上限差值為2.2 kPa，兩種監(jiān)測(cè)模式對(duì)應(yīng)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(jiān)測(cè)模式的變化對(duì)兩艙氧分壓水平的影響并不明顯.

為全面考慮兩種監(jiān)測(cè)模式對(duì)氧分壓的影響，本文分析了不同艙間通風(fēng)量下，主控艙氧分壓監(jiān)測(cè)模式對(duì)應(yīng)的兩艙氧分壓上限差值變化趨勢(shì)，見圖6中空心圓圈所標(biāo)示的曲線.當(dāng)艙間通風(fēng)量較小時(shí)，單艙氧分壓監(jiān)測(cè)模式的氧分壓上限差值要高于兩艙監(jiān)測(cè)模式，為評(píng)估這種差別的大小，本文計(jì)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(jiān)測(cè)方式下的差別.如圖6所示，當(dāng)艙間通風(fēng)量為0.3 m3/min時(shí)，兩種控制模式對(duì)應(yīng)的兩艙氧分壓上限差值之間相差約為3.7%，當(dāng)艙間通風(fēng)量為1.0 m3/min時(shí)，兩種控制模式對(duì)應(yīng)的兩艙氧分壓上限差值之間相差約為2.7%.當(dāng)艙間通風(fēng)量超過1.5 m3/min時(shí)，兩種監(jiān)測(cè)模式對(duì)應(yīng)的氧分壓上限差值已經(jīng)一致.

3 結(jié)論

本文建立了兩艙段載人航天器密封艙氧分壓控制系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型，通過計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比分析，證明了數(shù)學(xué)模型的正確性.針對(duì)兩個(gè)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(jìn)行了計(jì)算分析，得到：

1)乘員的駐留位置對(duì)非主控艙的氧分壓影響更明顯，當(dāng)艙間通風(fēng)量為0.5 m3/min時(shí)，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(dá)到2.2 kPa.

2)隨著艙間通風(fēng)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(fēng)量的不斷增加，兩艙氧分壓水平的接近幅度會(huì)越來越小.

3)單艙監(jiān)測(cè)模式和兩艙監(jiān)測(cè)模式對(duì)兩艙氧分壓控制效果影響不大，當(dāng)艙間通風(fēng)量超過1.5 m3/min時(shí)，兩種控制模式的氧分壓控制效果趨于一致.

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］林貴平，王普秀.載人航天生命保障技術(shù)［M］.北京：北京航空航天大學(xué)出版社，2006：84-148.

Lin G P，Wang P X.Life support technology of manned spacecraft［M］.Beijing：Beihang University Press，2006：84-148(in Chinese).

［3］戚發(fā)軔.載人航天器技術(shù)［M］.北京：國防工業(yè)出版社，1999：82-95.

Qi F R.Manned spacecraft technology［M］.Beijing：National Defense Industry Press，1999：82-95(in Chinese).

［4］范劍峰，黃祖蔚.載人飛船工程概論［M］.北京：國防工業(yè)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(in Chinese).

［5］ Antonacci M，Bruno G，Gera 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］.Warrendale，PA：SAE International，2000.

［6］ Anderson G，Martin C E.Evaluation and application of Apollo ECLS/ATCS systems to future manned missions，AIAA-2005-0703［R］.Reston：AIAA，2005.

［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］.Washington，D.C.：NASA，1994.

［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］.Washington，D.C.：NASA，1998.

［9］付仕明，裴一飛，郄殿福.國際空間站集成 ECLSS/TCS試驗(yàn)綜述［J］.航天器環(huán)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(in Chinese).

［10］徐向華，任建勛，梁新剛，等.載人航天器密封艙內(nèi)空氣壓力的動(dòng)態(tài)分析［J］.清華大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2002，42(11)：1492-1495.

Xu X H，Ren J X，Liang X G，et al.Dynamic analysis of the cabin atmosphere in a manned spacecraft［J］.Journal of Tsinghua University：Science and Technology，2002，42(11)：1492-1495(in Chinese).

［11］芮嘉白，鄭傳先，王普秀.載人航天器密封艙壓控制規(guī)律解析解極其實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證［J］.航天醫(yī)學(xué)與醫(yī)學(xué)工程，2001，14(4)：264-267.

Rui J B，Zheng C X，Wang P X.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(in Chinese).

［12］靳健，侯永青，楊雷.載人航天器大氣環(huán)境控制系統(tǒng)性能集成分析［J］.航天器環(huán)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(in Chinese).

［13］ European Space Agency.Ecosimpro ECLSS library reference manual［M］.Lawrenceville，GA：EA International，2008：316-319.