Proceso termoquímico y aparato compacto para concentrar oxígeno en atmósferas extraterrestres: un estudio de viabilidad.

Scientific Reports volumen 13, número de artículo: 5148 (2023) Citar este artículo

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La atmósfera marciana contiene un 0,16% de oxígeno, lo que es un ejemplo de recurso in situ que puede utilizarse como precursor u oxidante para propulsores, sistemas de soporte vital y potencialmente para experimentos científicos. Por lo tanto, el presente trabajo está relacionado con la invención de un proceso para concentrar oxígeno en la atmósfera extraterrestre deficiente en oxígeno mediante un proceso termoquímico y la determinación de un diseño de aparato adecuado para llevar a cabo el proceso. El sistema de bombeo de oxígeno (POP) de perovskita utiliza el proceso químico subyacente, que se basa en el potencial químico del oxígeno dependiente de la temperatura sobre óxido metálico multivalente, para liberar y absorber oxígeno en respuesta a los cambios de temperatura. Por lo tanto, el objetivo principal de este trabajo es identificar materiales adecuados para el sistema de bombeo de oxígeno y optimizar la temperatura y el tiempo de oxidación-reducción necesarios para operar el sistema, para producir 2,25 kg de oxígeno por hora en las condiciones ambientales más extremas de Marte. y basado en el concepto de proceso termoquímico. Se analizan materiales radiactivos como 244Cm, 238Pu y 90Sr como fuente de calor para el funcionamiento del sistema POP, y se identifican aspectos críticos de la tecnología así como debilidades e incertidumbres relacionadas con el concepto operativo.

La generación de oxígeno fuera de la atmósfera terrestre es un factor crucial para futuras misiones espaciales tripuladas. El regreso de los astronautas a la Tierra requiere grandes cantidades de propulsor y normalmente oxígeno como oxidante para los correspondientes motores de cohetes. Además, el oxígeno es necesario para mantener la vida en misiones tripuladas y posiblemente para experimentos científicos.

Se prevé que la primera misión espacial tripulada fuera del sistema Tierra tendrá como objetivo el planeta Marte y probablemente se lanzará entre los años 20 y 30 del siglo XXI. Las misiones correspondientes están previstas, entre otros, por la NASA y SpaceX. Ambas organizaciones planean producir oxígeno in situ en Marte en una misión no tripulada que precede a la misión tripulada. La producción de oxígeno en Marte (utilización de recursos in situ (ISRU)) también puede ser necesaria para el retorno no tripulado de muestras del planeta Marte a la Tierra (Mars Sample Return)1.

SpaceX planea producir hidrógeno y oxígeno en Marte extrayendo hielo de agua y electrolizando el agua con electricidad generada a partir de energía solar fotovoltaica. El hidrógeno se convertirá en metano utilizando dióxido de carbono de la atmósfera marciana, mientras que el oxígeno se almacenará como oxidante para el vuelo de regreso2. La agencia espacial estadounidense NASA planea producir oxígeno en Marte mediante electrólisis a alta temperatura del CO2 de la atmósfera marciana. En este proceso, el CO2 se divide en O2 y CO. Este proceso se está probando actualmente a bordo del rover Perseverance de Marte como parte del experimento MOXIE3. El 20 de abril de 2021 logró por primera vez extraer 5,37 g de oxígeno de la atmósfera marciana en una hora4. Para la misión tripulada prevista, la NASA estimó la necesidad de producir 22,7 toneladas de oxígeno líquido en 420 días terrestres, lo que corresponde a una producción media de oxígeno de 2,25 kg por hora5. En la publicación “Mars Design Reference Architecture 5.0”, se supone que un sistema ISRU para extraer CO2 de la atmósfera marciana y generar oxígeno gaseoso, básicamente un sistema MOXIE mejorado, pesaría alrededor de una tonelada métrica6. Un dispositivo tan mejorado, así como el equipo de generación de energía asociado, se utilizará como marcador de referencia en este estudio, ya que nuestro objetivo es superar la tecnología de punta actual en la producción de oxígeno extraterrestre.

Tanto la NASA como SpaceX planean el uso de la electrólisis. La energía eléctrica necesaria debe generarse a partir de una fuente de energía primaria, lo que implica pérdidas inherentes así como equipos técnicos complicados y pesados. Como alternativa, consideramos procesos termoquímicos para recolectar oxígeno. En el Centro Aeroespacial Alemán (DLR) se han desarrollado procesos termoquímicos en los Institutos de Investigación Solar y Combustibles del Futuro para la producción de nitrógeno mediante la separación del aire y la eliminación de oxígeno mediante la división de agua y CO2, así como el almacenamiento de oxígeno en oxígeno. bombas7,8,9,10,11,12,13,14. Estos sistemas también se pueden utilizar para la concentración de oxígeno15 y ofrecen ventajas sobre la electrólisis desde un punto de vista termodinámico, ya que la generación del gradiente de concentración necesario consume mucha menos energía que la división del CO2.

Esto es posible porque la atmósfera marciana contiene un 0,16% de oxígeno, lo que da como resultado una presión parcial de oxígeno promedio de aproximadamente 1,36 Pa en la superficie16. Las condiciones atmosféricas locales varían considerablemente durante las estaciones en Marte y debido a la altitud y latitud locales. Esto se analiza con más detalle en la sección sobre las condiciones en la atmósfera marciana a continuación.

El principio básico de una bomba de oxígeno de perovskita (POP) es la oxidación de una perovskita parcialmente reducida con oxígeno atmosférico y la posterior liberación de este oxígeno puro en un volumen cerrado a una presión parcial más alta mediante el aumento de la temperatura. Se prevé que el calor procedente de la desintegración radiactiva natural de compuestos radioisotópicos (RIC) sea la principal fuente de calentamiento para el material de perovskita de este novedoso sistema POP. La idea de utilizar RIC proviene de procesos nucleares utilizados desde hace mucho tiempo para generar calor y electricidad para las necesidades energéticas17. Aunque este método está asociado con aplicaciones a gran escala, también hay aplicaciones a pequeña escala que utilizan RIC, como los generadores termoeléctricos radioisotópicos (RTG)17 que a menudo se instalan en objetos espaciales que requieren energía. Han contado con el apoyo de la NASA18 para misiones de vuelos espaciales19 y recientemente para la generación de energía en Marte20 porque se consideran especialmente fiables, principalmente por su peso ligero y su diseño compacto21. Todos estos factores hacen de los RIC la fuente de calefacción ideal para el sistema POP, especialmente porque la energía solar en Marte es ineficiente y el sistema POP debe funcionar durante largos períodos de tiempo sin asistencia humana.

Para el material de perovskita, Vieten et al.22,23 investigan experimental y teóricamente una gran cantidad de perovskitas adecuadas para el ciclo redox termoquímico solar de dos pasos, que se emplean de manera útil para estudiar las curvas de equilibrio para determinar el perfil de propiedades templadas apropiado para esta aplicación. . Por tanto, este trabajo investiga la viabilidad de esta novedosa idea. Esto incluye identificar el material de perovskita adecuado para el proceso termoquímico que no formará carbonatos estables, definir las condiciones límite para un sistema como alternativa a un MOXIE mejorado, conceptualizar el diseño y optimizar variables importantes como el peso total y el rendimiento térmico primario. También se mencionan varios aspectos interesantes que requieren investigación adicional y se brindan recomendaciones para futuros trabajos.

El sistema POP se basa en el proceso químico subyacente que se basa en el potencial químico del oxígeno, dependiente de la temperatura, en óxidos metálicos multivalentes. Tales óxidos metálicos son, por ejemplo, perovskitas (ABO3), donde A y B son dos metales diferentes. En el estado oxidado ABO3, libera oxígeno en equilibrio termodinámico cuando se aumenta la temperatura y/o se reduce la presión parcial de oxígeno con reducción al estado reducido ABO3-δ, donde δ es la no estequiometría del oxígeno:

El óxido metálico reducido puede entonces absorber oxígeno nuevamente a una temperatura más baja y/o una presión parcial de oxígeno más alta y, por lo tanto, se vuelve a oxidar:

La reducción y la oxidación conducen a la formación o al llenado de vacantes de oxígeno, respectivamente.

La temperatura del paso de oxidación suele estar entre 250 y 700 °C, el paso de reducción se realiza entre 500 y 1000 °C. La fuerza impulsora de este proceso redox es la energía libre de Gibbs (ΔG), que depende de la entalpía específica del material (ΔH) y la entropía (ΔS) y puede verse influenciada por los parámetros del proceso, presión parcial de oxígeno (\(p_{{{\text {O}}_{2} }}\)) y temperatura (T):

donde R es la constante del gas y p° es la presión parcial de oxígeno de referencia. El símbolo ° indica que el valor está a presión estándar.

Las temperaturas y presiones parciales de oxígeno bajo las cuales tienen lugar las reacciones (1) y (2) están determinadas por las propiedades termodinámicas del respectivo óxido metálico, en particular por su entalpía redox11,22. El límite inferior práctico de la temperatura de oxidación está determinado por la cinética de oxidación11,12,24 del material correspondiente, ya que a temperaturas demasiado bajas la reacción procedería demasiado lentamente para una aplicación técnicamente viable. Además, el límite de temperatura inferior está definido por consideraciones prácticas, como el tiempo que lleva enfriar el material a este nivel de temperatura frente a una mayor cantidad de ciclos redox por unidad de tiempo.

Esta característica se aprovecha mediante ciclos periódicos de oxidación y reducción de la siguiente manera:

Después de la oxidación de la perovskita en la atmósfera marciana a temperaturas más bajas, la perovskita se calienta y libera parte de su oxígeno, según el equilibrio \({\Delta }G\) (3). Ha alcanzado así su estado de reducción final.

Después de la reducción, la perovskita queda expuesta a la atmósfera marciana y, en consecuencia, se enfría. A temperaturas más bajas y presión parcial de oxígeno en Marte, absorbe oxígeno en su estructura en equilibrio, hasta que alcanza su estado de oxidación final.

Tenga en cuenta que el rendimiento de oxígeno está determinado por la diferencia ∆δ en la no estequiometría de las perovskitas.

La tarea principal del sistema POP descrito en este artículo es ejecutar estos procesos redox durante miles de ciclos, como se muestra en la visualización del principio operativo del sistema POP en la Fig. 1.

Visualización del principio de funcionamiento del sistema POP. La etapa de oxidación se lleva a cabo en un reactor abierto, lo que conduce al enfriamiento de la perovskita con su oxidación simultánea. A continuación se sella el reactor, la temperatura aumenta debido a la desintegración radiactiva y, como resultado, se libera oxígeno.

Sin embargo, para realizar esto técnicamente, el sistema completo (que se muestra en la Fig. 2) debe incluir los siguientes componentes25:

Material compuesto: El ABO3-RIC (compuesto de radioisótopos) está dispuesto en una estructura de tal manera que es posible un buen flujo de gas a través del material y se maximiza el intercambio cinético de gases.

Soplador: El soplador en la entrada del dispositivo proporciona suficiente flujo de atmósfera marciana a través del material redox para que el oxígeno residual de la atmósfera oxide el material redox.

Junta de entrada y (4) junta de salida: permiten sellar la cámara de reacción llena de material compuesto de la atmósfera de forma prácticamente estanca a los gases. Esto permite que las perovskitas se recalienten y liberen oxígeno.

Dispositivo termoeléctrico: La energía eléctrica para el funcionamiento de bombas y compresores se genera a partir de la diferencia de temperatura entre la corriente de escape y la atmósfera marciana. Si es necesario, también podría utilizarse algo de calor directamente de la cámara del reactor.

Dispositivo de separación de CO2: Separa el CO2 sobrante no deseado de la mezcla gaseosa después de sellar la cámara del reactor.

Dispositivo de licuefacción: Licue el oxígeno (y algunas partes insignificantes de otros gases como el nitrógeno y los gases nobles) para obtener una mayor densidad.

Tanque de almacenamiento: Los tanques livianos sin ebullición almacenan el oxígeno.

Descripción adicional de (6): Se podrían pensar en muchas opciones de proceso posibles para separar el CO2 de la fase gaseosa, por ejemplo, separación por membrana, compresión hasta licuefacción del CO2 o compresión y expansión posterior. Como la segunda opción no beneficia al siguiente dispositivo (7) y, al igual que la tercera opción, consumiría mucha energía sin mayores ventajas, el uso de una membrana parece bastante apropiado. De lo contrario, una bomba podría aspirar la atmósfera sobrante de la cámara de reacción (sin comprimirla) en los primeros segundos, ya que el calentamiento lleva algún tiempo y la liberación de oxígeno no se produce completamente de inmediato.

Componentes del sistema POP. Adaptado de 25.

A continuación se presentan las condiciones límite de la atmósfera marciana, para el caudal volumétrico y para la selección de materiales.

Basándose en el análisis de las mediciones realizadas por el rover 'Curiosity' de Marte, se descubrió que la atmósfera marciana contiene un contenido volumétrico de oxígeno (\(\varphi_{{{\text{O}}_{2} }}\)) de 0,16 % a una presión superficial total media (\(p_{{\text{M}}}\)) en el cráter Gale de 846 Pa, lo que da como resultado una presión parcial de oxígeno (\(p_{{{\text{O}} _{2} }} )\) de 1,36 Pa16,26. Por razones aún no explicadas, el contenido de oxígeno muestra una variabilidad interanual sustancial, con una variación estacional del 13% respecto del valor medio26. Más información sobre la proporción de mezcla de volumen medio anual de la atmósfera marciana medida por 'Curiosity' se resume en la Tabla 1, que está corregida y ajustada a las condiciones medias anuales.

Es importante señalar que el lugar de aterrizaje del rover 'Curiosity' en el cráter Gale está a más de 4.000 m por debajo del dato topográfico27. Esto tiene una implicación significativa para la presión y densidad atmosférica en la superficie, que van desde un mínimo de 30 Pa en Olympus Mons hasta más de 1155 Pa en Hellas Planitia (7152 m por debajo del dato topográfico)28. Por lo tanto, se debe tener en cuenta la altitud del lugar de aterrizaje, y Golombek et al.29,30 indican que una misión a Marte podría efectivamente tener como objetivo zonas donde la altitud es de unos 4.000 m por debajo del datum topográfico. Dado que la presión en la superficie cambia significativamente a lo largo de un año marciano, debe tenerse en cuenta en todos los diseños finales16.

Además, la delgada atmósfera marciana sólo puede almacenar una pequeña cantidad de calor solar, lo que da como resultado diferencias de temperatura atmosférica diarias relativamente grandes sobre la superficie y fluctuaciones estacionales en las temperaturas medias diarias. Por esta razón, y debido a que la ubicación tiene un efecto significativo en el ángulo de incidencia del sol y, por tanto, en la irradiancia solar y la temperatura de la superficie, las condiciones medias de la atmósfera marciana, resumidas en la Tabla 2, se utilizan para simplificar los cálculos, especialmente porque el lugar de aterrizaje no está definido hasta ahora.

Para trabajos posteriores en el sistema POP, se necesitan valores más precisos para las temperaturas atmosféricas. Se recomienda obtener datos climáticos locales (tanto temporales como espaciales) después de seleccionar un lugar de aterrizaje, por ejemplo, utilizando el modelo Mars Climate Database32,33. Esta herramienta de código abierto permite modelar una amplia gama de propiedades atmosféricas.

Las condiciones medias de la atmósfera marciana combinadas con el objetivo de producir 2,25 kg de oxígeno por hora (\(\dot{m}_{{{\text{O}}_{2} }}\)) forman el límite fijo condiciones para el flujo volumétrico requerido que contiene oxígeno. En este estudio, se suponen dos proporciones. Uno representa un caso ideal (i) el 80% del oxígeno se absorbe del flujo de entrada (\(n_{{{\text{O}}_{2} ,{\text{abs}}}} = 0,8\) ) y uno representa el peor de los casos (ii) el 20% del oxígeno se absorbe del flujo de entrada (\(n_{{{\text{O}}_{2} ,{\text{abs}}}} = 0,2 \)). Este artículo se concentra en el caso ideal, es decir, supone que la cinética de oxidación es lo suficientemente rápida como para alcanzar una tasa de absorción de oxígeno del 80%. Los resultados detallados utilizando el bajo consumo de oxígeno, es decir, el 20%, se proporcionan en la información complementaria. Debido a la falta de información sobre la cinética de los distintos materiales, estos valores son una estimación incierta.

Bajo estos supuestos y utilizando la ley de los gases ideales, el caudal volumétrico medio viene dado por

donde \(M_{{{\text{O}}_{2} }} :\) masa molar de oxígeno, \(T_{{\text{M}}} :\) temperatura media marciana, \(n_{ {{\text{O}}_{2} ,{\text{abs}}}} :\) la fracción de absorción de oxígeno es una condición límite posterior y se puede cambiar después de que se define el lugar de aterrizaje y se conoce la temperatura correspondiente. .

Dado que el volumen atmosférico que contiene el oxígeno requerido solo puede inyectarse durante el paso del tiempo de oxidación \(\left( {t_{{{\text{ox}}}} } \right)\), el caudal volumétrico durante la oxidación ( \(\dot{V}_{{{\text{ox}}}} )\) se puede definir como

donde \(n_{{{\text{ciclo}}}}\) se refiere al número de ciclos por hora.

En cada ciclo redox, el rendimiento de oxígeno está determinado por la diferencia ∆δ de su no estequiometría. Las curvas de equilibrio específicas del compuesto de cada perovskita son el principal criterio de idoneidad en un sistema POP. Por lo tanto, se prefiere un cociente de diferencia alto \(\Delta \delta\) (el "rendimiento") sobre el cambio de temperatura (\(\Delta T\)) (el "precio"). Aquí, la cinética de oxidación dependiente de la temperatura define la temperatura de oxidación. La Figura 3 muestra curvas de equilibrio basadas en datos teóricos22,23 para la perovskita EuNiO3 como ejemplo.

Dos curvas de equilibrio no estequiométricas de perovskita EuNiO3, puntos finales de reacciones de reducción y oxidación, temperatura y valores delta no estequiométricos.

Como en el primer supuesto la reducción se produce con una cámara cerrada, la presión parcial de oxígeno en equilibrio se fija en 100 Pa (0,001 bar). Esta presión de reducción se elige según Brendelberger et al.34, que aprovecha la eficiencia óptima de las bombas tanto mecánicas como termoquímicas. Para la oxidación se utiliza la presión parcial media de oxígeno marciano. Los puntos (que se muestran en la Fig. 3) resaltan las posibles condiciones operativas finales para cada paso, lo que resulta en una variación de temperatura acompañada de un cambio en la no estequiometría.

Aunque la estabilidad térmica de las perovskitas (ABO3) está determinada por los cationes en la posición A y B, otro requisito importante para el material utilizado es la prevención de la formación de carbonatos, que dificultan la reacción redox cíclica y reversible del óxido metálico. . Dado que la atmósfera marciana se compone principalmente de dióxido de carbono, los metales que forman carbonatos estables a las correspondientes temperaturas de funcionamiento están fuera de discusión. Se trata esencialmente de perovskitas con metales alcalinos/alcalinotérreos en una de las posiciones de la red: posición A o posición B35. Los lantánidos, actínidos y metales de transición, por otro lado, forman carbonatos, pero la mayoría de ellos se descomponen a temperaturas relativamente bajas, por lo que no interfieren con la reacción redox36.

En resumen, el material redox para la concentración de oxígeno debe cumplir los siguientes requisitos:

Cinética de oxidación rápida.

\(\Delta \delta { }\) ≥ 0,1 para un \(\Delta T\) dado.

No se forman carbonatos ni oxalatos estables.

Se necesita una cámara de reacción adecuada para el sistema POP para lograr el objetivo principal de producir 2,25 kg de oxígeno por hora en las condiciones ambientales extremas de Marte, ya que el sistema POP está destinado a funcionar en todas las estaciones y en todo momento en Marte; por lo tanto, en esta sección se presenta un diseño inicial del mejor de los casos. Para lograr esto, se requiere un área de sección transversal del reactor \(\left( A \right)\) de aproximadamente \(1.13\,{\text{ m}}^{2}\) para un tiempo de paso de oxidación-reducción de 15 min y una velocidad máxima de flujo \((v_{0} )\) de \(55\) m/s en la entrada del reactor. Estos valores se calcularon utilizando los parámetros y correlaciones enumerados en la Tabla 3.

Para evitar una compresión significativa del flujo, turbulencias y, en consecuencia, una mayor potencia del ventilador, la velocidad del flujo se limitó a un número de Mach (M) de 0,25. Un valor típico para suponer un flujo incompresible es 0,3, pero las capas límite de la geometría acelerarán algunas partes del flujo.

Suponiendo que la atmósfera marciana es 100 % CO2, se utilizó la ecuación de velocidad del sonido derivada de la ley de los gases ideales (8), aplicándose la temperatura media de Marte (\(T_{{\text{M}}}\)). Aunque la corriente tiene temperaturas más altas al salir de la cámara del reactor, esto solo aumenta la velocidad del sonido y por lo tanto el número de Mach, razón por la cual \(T_{{\text{M}}} = 210 {\text{K}}\ ) se utiliza en la ecuación. (8).

Dado que el área de la sección transversal requerida \(\left( A \right)\) calculada es relativamente grande, debe conciliarse con varios otros factores, a saber:

La caída de presión entre la entrada y la salida del aparato debe ser lo más baja posible, ya que determina el rendimiento del soplador.

El contacto cinético entre la corriente gaseosa y la superficie de la perovskita debe ser suficiente para la cinética de absorción. Por lo tanto, se debe evitar el flujo laminar con capas límite gruesas, ya que el intercambio de impulsos y las velocidades del flujo lateral son mínimos.

La perovskita debe enfriarse hasta la temperatura objetivo deseada \(T_{ox}\), que determina \(t_{{{\text{ox}}}}\). En toda la cámara de reacción, la temperatura debe ser casi homogénea, ya que los puntos calientes conducen a una estequiometría más baja y los puntos fríos conducen a una cinética más lenta.

El reactor y su estructura interna deben mantener la integridad estructural: es decir, debe:

Ser mecánicamente estable con las cargas más altas durante el lanzamiento del cohete (varios g).

Resiste tensiones de expansión térmica durante miles de ciclos.

Ser resistente a la abrasión hasta cierto punto, ya que el volumen soplado probablemente contendrá algunas partículas de polvo marciano que podrían convertirse en proyectiles impactantes a altas velocidades de flujo.

Todos los materiales utilizados para construir la estructura deben calentarse mediante el calor de desintegración de los radioisótopos y, por lo tanto, deben minimizarse.

La Figura 4 muestra una geometría de placas dispuestas paralelas con placas \(n_{{\text{p}}}\), ancho de espacio \((s_{{\text{p}}} )\), altura \((h \)) y longitud \(\left( l \right)\) encerrada dentro de una cámara de reactor, con un sello de entrada y salida, que debería permitir sellar la cámara de reacción llena de material compuesto de la atmósfera en de forma en gran medida estanca al gas.

Estructura de la cámara del reactor con finas cortinas: dos tejidos de fibra de carbono que encierran un gránulo de compuesto de radioisótopo de perovskita; múltiples cortinas fluían longitudinalmente, y; paredes de la cámara hechas de metal.

El área de la sección transversal \(\left( A \right)\) en la entrada en relación con las variables de diseño está dada por

Estas variables de diseño tienen dependencias contradictorias en aspectos importantes para el proceso de optimización del sistema POP, como la caída de presión, la homogeneidad de la temperatura, la estabilidad mecánica, etc., como se muestra en la Tabla 4.

f indica que existe una “dependencia”, incluso si no puede cuantificarse. Si una variable es verde, significa que aumentar su valor es beneficioso para el aspecto correspondiente del sistema POP, el rojo significa lo contrario.

Así, por ejemplo, si se aumenta la longitud \(l\) de las placas:

Aumenta el tiempo de residencia de una partícula de oxígeno en la geometría de la placa (lo que beneficia la posibilidad de absorción y por tanto el intercambio cinético),

Aumenta la caída de presión y, por tanto, el consumo de energía del ventilador (perjudicial),

Aumenta la falta de uniformidad del perfil de temperatura al final de la etapa de oxidación (una punta más fría y un extremo más caliente de las placas son desventajosos),

Aumenta el peso total.

La Tabla 4 no ofrece una descripción completa de todas las interdependencias de las opciones de diseño, pero muestra que no existe una optimización simple para los aspectos en competencia y, por lo tanto, se necesita trabajo experimental y experiencia.

Los requisitos antes mencionados de resistencia a la abrasión y capacidad para soportar tensiones de expansión térmica no pueden reducirse a una variable y, por lo tanto, se analizan por separado.

El RIC (por ejemplo, PuO2) se mezcla con la perovskita (por ejemplo, EuNiO3). Dado que es probable que los coeficientes de expansión térmica sean muy diferentes, cualquier estructura cerámica eventualmente se desmoronará o romperá. Incluso si se pudiera garantizar la igualación de los coeficientes de expansión térmica, las placas cerámicas rígidas con un espesor de \(1 \mathrm{mm}\) o menos serían frágiles y estarían plagadas de riesgos.

Por lo tanto, se necesita material estructural que soporte la carga y que se adapte al RIC y al ABO3, permita el intercambio de gases y sea lo más liviano posible. Por lo tanto, el diseño estructural mostrado en las Figs. 4 y 5 se considera adecuado para este fin.

Sección transversal de cortina.

En este diseño, las migas o el polvo ABO3 y RIC se intercalan entre dos estructuras de fibra de carbono.

Los materiales cerámicos se pueden suministrar como gránulos y la perovskita debe tener una forma que maximice el área de superficie activa para garantizar un rápido intercambio cinético de gases. Lo ideal sería un tipo de espuma cerámica con una estructura similar al carbón activado.

Las fibras de carbono se seleccionan por su alta resistencia específica de masa y su alta temperatura de trabajo. Cuando se recubren con Al2O3, las fibras pueden soportar temperaturas de oxidación de hasta 800 °C37. Alternativamente, las fibras cerámicas como WHIPOX™, un compuesto de óxido altamente poroso enrollado, son una cerámica de óxido reforzada con fibra estable a altas temperaturas, un material frágil eléctricamente aislante que puede funcionar a temperaturas de hasta 1400 °C y tiene una excelente resistencia a los ciclos térmicos38,39 . Lo ideal sería que un patrón de tela retuviera las migajas de ambos compuestos en su interior garantizando al mismo tiempo la máxima permeabilidad a los gases. Si fuera necesario, estas “cortinas” de tela fina podrían sujetarse y fijarse, por ejemplo, mediante varillas laterales.

Con una estructura de fibra similar a un tejido, es importante optimizar el tamaño de grano de los dos compuestos que contiene, porque cuanto más pequeñas sean las migas, mejor será la conducción del calor, y cuanto más grandes sean las migas, más grueso puede volverse el tejido. Un patrón de tejido de este tipo debería garantizar una resistencia adecuada contra el bombardeo de partículas de polvo. Sin embargo, debe conservar su permeabilidad al gas y no obstruirse con partículas de polvo incluso después de muchos ciclos.

Para simplificar los cálculos, los cerramientos están representados por dos placas sólidas y se supone que un espesor de \(d_{{{\text{cf}}}} = 1 {\text{mm}}\) es suficiente.

Se elige un ancho de espacio de \(s_{{\text{p}}} = 3 {\text{cm}}\) ya que esto conduce a una caída de presión por longitud relativamente baja y al menos algún tipo de comportamiento turbulento. Un número de Reynolds de

corresponde a un flujo que ya no es puramente laminar (\(Re_{{{\text{channel}},{\text{lam}}}} \approx 2300\)), y aún no completamente turbulento (\(Re_{ {{\text{canal}},{\text{turb}}}} \aprox 10,000\)) y por lo tanto en transición40. Para la densidad \(\left( \rho \right)\) y la viscosidad dinámica (\(\eta ),\) se utilizan los valores de CO2 en condiciones marcianas41.

Cabe señalar que, en particular, la anchura del hueco es una elección muy arbitraria y no debe considerarse profunda ni definitiva. El intercambio de gases en términos de anchura debe validarse experimentalmente. En particular, esta anchura del espacio tiene un efecto directo sobre la tasa de absorción de oxígeno supuesta del 80 %, ya que una gran parte del flujo de gas pasa sin contacto directo con el material de perovskita, lo que resulta en una reducción significativa en la tasa de absorción de oxígeno por parte de la perovskita. material. Lo mismo se aplica a la longitud y altura de la geometría de la cámara. La turbulencia intencionada inducida por elementos que interrumpen el flujo también podría ser una opción si los experimentos muestran que sólo se absorbe oxígeno de las capas límite. Una mayor turbulencia conduce a un mayor impulso lateral y a un mayor intercambio de gases al precio de una mayor caída de presión y podría aumentar la absorción.

La energía eléctrica necesaria para operar el sistema POP es una combinación de las necesidades de electricidad de varios componentes: soplador eléctrico, separación de CO2 (a través de una unidad de compresión previa a la licuefacción) y unidades de licuefacción de O2.

Para proporcionar el flujo volumétrico de oxígeno necesario durante la oxidación (definido en la ecuación 5), se necesita un soplador de aire eléctrico.

Usando la ecuación. (5), la potencia eléctrica del soplador \({(P}_{blower})\) y la potencia eléctrica constante media del soplador (\({\overline{P} }_{\mathrm{blower}} )\) se puede calcular usando la ecuación. (12) y (13), en consecuencia.

Estos valores están determinados por la caída de presión media (∆p) desde la entrada hasta la salida. Para determinar un valor de ∆p adecuado, se simulan múltiples caídas de presión para diferentes variantes de diseño (diferentes anchos de canal y longitud de la cámara del reactor que se muestran en la Fig. 4) mediante la realización de simulaciones CFD 2D aproximadas con ANSYS Fluent. Los resultados oscilaron entre 25 y 100 Pa, lo que sugiere que 50 Pa es una suposición razonable para ∆p. Sin embargo, esta estimación debe considerarse preliminar.

Además, el oxígeno producido debe separarse de la atmósfera marciana residual y licuarse en la salida para su almacenamiento. Johnson et al.42 publicaron una estimación detallada de las potencias y masas necesarias para un sistema de licuefacción de oxígeno para su uso en la superficie marciana. Suponiendo que es necesario licuar 2,25 kg/h de oxígeno puro a 0 °C y 1 bar, los autores comparan diferentes sistemas en términos de consumo de energía, masa, coste y otros aspectos. Suponen las condiciones más desfavorables en la atmósfera marciana, es decir, las temperaturas superficiales más altas (que impiden el enfriamiento), y concluyen que utilizando la mejor opción de arquitectura de tubo sobre tanque (también conocida como 'enfriamiento de área amplia' o 'distribuido Refrigeración'), sería posible un aparato con una masa de 68 kg y un consumo de energía eléctrica de 2,87 kW.

Si bien esta demanda de energía es significativa, no debe sobrevalorarse con respecto a la idoneidad del sistema POP, ya que cualquier otro sistema ISRU para la producción de oxígeno en Marte (incluido un MOXIE mejorado) enfrenta la misma necesidad de licuefacción.

Para el sistema POP, es importante reducir la presión parcial de oxígeno durante la reacción de reducción, ya que esto apoya y acelera la liberación de oxígeno y, por lo tanto, mejora significativamente \(\Delta \delta\) [consulte la ecuación. (3)] ​​entre las curvas de equilibrio no estequiométricas de la perovskita. De este modo, las condiciones finales del paso de reducción determinan el \(\Delta \delta\) responsable del rendimiento de oxígeno.

Al mismo tiempo, bajar la presión de liberación de reducción implica un mayor consumo eléctrico para comprimir el gas liberado a 1 bar para su posterior licuefacción. Por lo tanto, existe un equilibrio entre el consumo de energía de la bomba y la liberación de oxígeno de la perovskita, con la presión óptima cambiando junto con el cambio \(\delta\) en \(AB{\text{O}}_{3 - \ delta }\) así como con la temperatura durante el transcurso de la reacción de reducción.

Para una primera estimación simplificada, en este trabajo se hacen los siguientes supuestos: La presión al comienzo del paso de reducción es 0,01 bar y disminuye linealmente a 0,001 bar al final del paso; el consumo de energía se calcula teniendo que bombear una presión constante de 0,005 bar. El oxígeno se enfría a 0 °C antes y después de la compresión mediante intercambio de calor con el aire ambiente.

La potencia eléctrica requerida se estima para la compresión isentrópica de un gas ideal en la Información complementaria. Una eficiencia del compresor del 60 % da como resultado una potencia de 841 W. Si la compresión se divide en dos pasos (0,005 a 0,07 a 1 bar) y se enfría a 0 °C en el medio, la potencia se puede reducir a 566 W.

La potencia de compresión es necesaria durante la etapa de reducción, pero se calcula como un promedio horario como la estimación de potencia de licuefacción de 43. Así, el consumo medio de energía necesario para almacenar el oxígeno liberado en forma líquida se estima en 3,57 kW, que es la suma de la potencia eléctrica media para la compresión isentrópica (0,7 kW) y la potencia eléctrica de la opción Tube-on-Tank ( 2,87 kilovatios). La Tabla 5 ofrece un resumen de los requisitos de energía para el funcionamiento de los diversos componentes del sistema POP.

Cada oxidación se puede utilizar para generar energía utilizando el calor residual. La potencia térmica total calculada como media del tiempo de oxidación es:

Por lo tanto, \(\Delta Q_{{\text{m}}}\) es el cambio de calor del material entre la temperatura de reducción y oxidación, \(\Delta Q_{{\text{r}}}\) es el calor debido a la oxidación exotérmica y \(\dot{Q}_{{{\text{th}}}}\) es el calor producido por la desintegración en curso de los radioisótopos. Especialmente importante para la cualidad exergética de \(\dot{Q}_{{{\text{ox}}}}\) es la temperatura a la que el gas se libera a la atmósfera marciana, es decir, la temperatura final de la corriente, o más bien la diferencia de temperatura correspondiente. Suponiendo 100% de CO2, la ley de los gases ideales y, por lo tanto, la entalpía independiente de la presión y la densidad cambian, así como la independencia de la temperatura de la capacidad calorífica \(c_{{{\text{p}},{\text{CO}}_{2} }}\), podemos estimar esa diferencia media a través de

dónde

Una eficiencia

Se introduce un sistema que compara el flujo de calor residual de la corriente de escape con el consumo eléctrico del ventilador, ya que estos dos flujos de energía ocurren simultáneamente.

Debido al consumo de energía del proceso de licuefacción se requiere un dispositivo de energía eléctrica adicional.

El sistema POP recolecta oxígeno realizando dos procesos redox durante miles de ciclos forzando la convección a través de la superficie de la estructura interna de perovskita parcialmente reducida para absorber oxígeno en el material, reduciéndolo calentando el material con RIC y bombeando la mezcla de oxígeno liberado. y algo de atmósfera residual (CO2), separándolo, licuando el oxígeno de alta pureza y almacenándolo en tanques adecuados de cero ebullición. Por lo tanto, identificar materiales adecuados (radioisótopos (RI), el RIC correspondiente, perovskitas y posiblemente otros materiales estructurales) es clave para el rendimiento del sistema POP. Las variables libres, es decir, la temperatura y el tiempo de oxidación y reducción, se optimizan y aquí se presenta el mejor de los casos. Se destacan los aspectos críticos de la tecnología, así como las debilidades e incertidumbres, y se proporcionan vías de investigación adicionales.

Para el proceso presentado, es necesario seleccionar el material redox y el material calefactor. A continuación se analizan los criterios y la selección de ambos materiales.

En la Selección de Materiales se presentan tres criterios de selección principales. Para satisfacer el primer requisito, la temperatura mínima de oxidación se establece en 300 °C, ya que Bulfin et al.12 indican que la cinética se ralentiza a temperaturas más bajas, lo que significa que la oxidación avanza demasiado lenta para aplicaciones técnicas. Aunque Bulfin et al.12 investigaron el SrFeO3, tomamos los resultados del trabajo ya que todavía no se dispone de datos experimentales sobre la cinética o la difusión de oxígeno para muchas perovskitas.

Para evaluar el segundo criterio, se analizan los datos de equilibrio teórico de Vieten et al.44 (ver sección sobre Selección de materiales) según su entalpía. La entalpía influye en la afinidad del oxígeno y, por tanto, también en la temperatura de reducción requerida. Una perovskita ideal se reduce a una temperatura relativamente baja, pero aún así se reoxida fácilmente.

Para la investigación se utilizan perovskitas prometedoras como EuCuO3, EuNiO3, LaAgO3, Sm0.5La0.5CoO3 y Sm0.5La0.5NiO3. Los resultados de las curvas de equilibrio para las diferentes perovskitas se pueden encontrar en la Fig. 1 de la Información complementaria y en la Fig. 3. Estas perovskitas se examinan para determinar si forman carbonatos y oxalatos estables en las condiciones experimentales. Definimos estables como composiciones que se forman a temperaturas de oxidación o inferiores y no se descomponen hasta que se alcanza la temperatura de reducción. Tanto el oxalato de europio (Eu2(C2O4)3)45 como el carbonato de níquel (NiCO3)46, que pueden formarse como subproducto durante el ciclo redox del EuNiO3, son inestables según esta definición. Al seleccionar un cambio de temperatura entre 300 y 500 °C, acompañado de un cambio respectivo de presión parcial de oxígeno entre 1,36 Pa y 100 Pa (ver Fig. 3), el cambio en la no estequiometría es \(\Delta \delta = 0,199\). Por tanto, EuNiO3 cumple el segundo criterio y se selecciona como material redox para la siguiente investigación.

Los radioisótopos se consideran fuente de calor, ya que se han utilizado frecuentemente en misiones espaciales para generación de energía (RTG). Para evitar requisitos de blindaje irrazonables, se requiere un camino libre medio corto de radiación. Tanto las partículas α como las β tienen un camino libre medio corto, al contrario de las emisiones γ y de neutrones (n). Además, los neutrones libres pueden activar isótopos estables para volverlos radiactivos. Por lo tanto, se prefieren los radioisótopos con desintegraciones α o β. Sobre esta base se identifican y discuten los posibles candidatos.

El 238Pu se utiliza en misiones espaciales desde hace décadas40. Muestra un 100% de desintegración α y emisiones ventajosamente bajas de n y γ. Los neutrones se liberan debido a reacciones (α, n) y a la fisión espontánea del 238Pu. La principal fuente de radiación γ es la desintegración α. Las reacciones acompañadas sólo tienen una contribución menor a la radiación γ total40. El análisis de blindaje y seguridad radiológica se analiza con más detalle en la referencia 47. Dado que el 238Pu no es un subproducto de las centrales nucleares, tiene la desventaja de su disponibilidad limitada. Se estima que la posible producción anual en EE. UU. ronda entre 1,5 y 5 kg48. Los suministros de las últimas décadas se han agotado en su mayor parte48. Por ello, y debido a la limitada disponibilidad del 238Pu y su uso popular en aplicaciones espaciales, diversos interesados ​​compiten por este isótopo48. De manera similar a su uso en generadores termoeléctricos de radioisótopos (RTG), el 238Pu se integraría en PuO2 para su aplicación en el sistema POP presentado. Tiene la vida media más larga de los isótopos presentados (ver Tabla 6), lo que por un lado disminuye el calor de desintegración, pero lo hace más adecuado para aplicaciones a largo plazo.

El 90Sr también se utiliza en RTG. Los modos de su cadena de desintegración (90Sr → 90Y → 90Z) son 100% emisores de β. Debido a la desaceleración de las partículas β dentro del material redox se produce una bremsstrahlung. El blindaje de esta radiación nociva se describe en las ref.49 y ref.50. Una ventaja del material es que está contenido en residuos nucleares. Por tanto, es razonable producir cantidades mayores. Sin embargo, la proporción de 90Sr activo es una desventaja, porque el estroncio, producto de fisión, contiene sólo un 55% at. de 90Sr, lo que reduce su densidad de potencia50. El 90Sr estaría incrustado en SrCO3, ya que este carbonato se forma durante el proceso de todos modos en la atmósfera marciana rica en CO2.

El 244Cm tiene la densidad de potencia específica de peso más alta de los tres isótopos (ver Tabla 6) y es un emisor α al 100%. Debido a su estabilidad térmica, punto de fusión y producibilidad, se utiliza como Cm2O351. La emisión de neutrones de 244Cm2O3 es 45 veces mayor que la de 238PuO2. Por tanto, se requiere una mayor cantidad de blindaje, lo que conlleva un aumento de peso52. Cm es un producto de desecho de las plantas nucleares. La diferente vida media de los isótopos de Cm conduce a una fracción de peso mejorada (% en peso) de 244 Cm. Después de 5 años, la proporción aumenta del 80,3% en peso al 91,75% en peso51.

El calor de desintegración específico de masa \(\dot{q}\) de los tres materiales de calentamiento mencionados se calcula utilizando la energía media por desintegración \((\overline{Q}_{{{\text{decay}}}}\) ) y la vida media (\(t_{{{\raise0.7ex\hbox{$1$} \!\mathord{\left/ {\vphantom {1 2}}\right.\kern-0pt} \!\ lower0.7ex\hbox{$2$}}}}\)) de53:

y

Para el 90Sr, se suma la energía media por desintegración del 90Sr y del 90Y. Todos los cálculos suponen que los isótopos son puros. Los resultados para los isótopos y los compuestos se presentan en la Tabla 6.

Como todos los materiales presentados tienen ventajas y desventajas, los tres isótopos se utilizaron en el código para encontrar las masas y valores optimizados para un sistema POP. Se calcularon tanto el caso de 90Sr 100% activo en el carbonato como uno con 60% de 90Sr. Se han calculado los casos para \({}_{ }^{238} {\text{Pu}}\) 100% activo en PuO2 y 95% activo de 244Cm en Cm2O3.

Para garantizar el rendimiento de oxígeno exigido, la masa de perovskita requerida (\(m_{{{\text{ABO}}_{3} }}\)) es

y la potencia térmica requerida (\(\dot{Q}_{{{\text{th}}}}\)) para calentar el material redox desde la temperatura de oxidación hasta la temperatura de reducción durante el tiempo de reducción \(t_{{ {\text{rojo}}}}\) se calcula a partir de

donde \(\Delta Q_{{\text{m}}}\) es la energía (por ciclo) necesaria para calentar la perovskita, el compuesto de radioisótopos y el material de soporte estructural (fibras de carbono) y \(\ Delta Q_{{\text{r}}}\) es el calor de reacción (por ciclo) para la reducción endotérmica de la perovskita. Para calcular el calor de la reacción, se utiliza la entalpía redox específica de la perovskita por mol de oxígeno \(\Delta H_{{{\text{O}},{\text{ABO}}_{3} }}\). Esto a su vez determina la cantidad necesaria de RIC según la ecuación. (23).

Las ecuaciones y conceptos presentados dan como resultado un problema de optimización energética. Para mayor claridad, las variables de entrada y sus características se presentan en la Tabla 7 y las variables resultantes en la Tabla 8.

Se establecieron los siguientes valores: \(d_{{{\text{cf}}}} = 1 {\text{mm}}\), \(s_{{\text{p}}} = 3 {\text{ cm}}\), \(\vartheta_{0} = 0,25 c_{{{\text{CO}}_{2} }}\) y \(l = 1 {\text{m}}\). Los primeros tres valores se explicaron en las secciones anteriores, mientras que el último es una elección sin fundamento. Sin estudios experimentales no es posible validar la suposición de que una longitud de 1 m es suficiente para el proceso de absorción de oxígeno. Por lo tanto, este valor debe considerarse preliminar y necesita mayor justificación en estudios futuros.

A modo de ejemplo, los resultados de las combinaciones de EuNiO3-Cm2O3 (95% 244Cm) y EuNiO3-SrCO3 (60% 90Sr) se presentan a continuación en las Figs. 6 y 7, respectivamente. Al variar la temperatura superior e inferior, se encontró que el cambio de temperatura más favorable fue entre 300 y 500 °C para el primer material y entre 300 y 425 °C para el segundo. Después de seleccionar la temperatura, se varían los tiempos y el eje de variación del tiempo de oxidación (\(t_{{{\text{ox}}}}}\)) proyectado en el plano 2D dio como resultado grupos de puntos verticales de igual tiempo de reducción (\( t_{{{\text{rojo}}}}\)). Tenga en cuenta que los mejores valores en términos de \(m_{{{\text{RI}}}}\) (y por lo tanto \(\dot{Q}_{{{\text{th}}}}\)) son en conflicto con los valores igualmente importantes de \(m_{{{\text{total}}}}\) y \(A\) \(\left( {A \sim \dot{V}_{{{\text {ox}}}} \sim P_{{{\text{golpe}}}} } \right)\). Los casos marcados (círculos rojos en los diagramas) se seleccionan como casos razonablemente equilibrados. Las tablas 9 y 10 muestran los cálculos para los casos elegidos de ambos materiales. Además, la Tabla 11 muestra una comparación de los diferentes isótopos en relación con los parámetros calculados más importantes. Los datos correspondientes completos se dan en la información complementaria. Al comparar las diferentes opciones, Cm2O3 tiene la masa total más baja. Como ya se mencionó, Cm2O3 emite una cantidad significativa de neutrones, lo que requiere un blindaje adicional. Esto podría contrarrestar la ventaja de peso inicial. El SrCO3 tiene la segunda masa total más baja y la mayor energía térmica. No obstante, hay que tener en cuenta que para el aprovechamiento del Sr procedente de residuos nucleares es necesario realizar un enriquecimiento hasta obtener el 100% de 90Sr.

Resultados del cálculo de EuNiO3-Cm2O3 (95% 244Cm) para (a) masa isotópica \(m_{{{\text{RI}}}}\), (b) masa total de la cortina \(m_{{{\text{total} }}}\), (color) área de la sección transversal de la cámara del reactor \(A\) sobre \(t_{{{\text{ox}}}}\) (eje proyectado) y \(t_{{{\text {rojo}}}}\) variación (eje x); \(T_{ox} = 300 ^\circ {\text{C}}\) , \(T_{red} = 500 ^\circ {\text{C}}\);

Resultados del cálculo de EuNiO3-SrCO3 (60% 90Sr) para (a) masa isotópica \(m_{{{\text{RI}}}}\), (b) masa total de la cortina \(m_{{{\text{total} }}}\), (color) área de la sección transversal de la cámara del reactor \(A\) sobre \(t_{{{\text{ox}}}}\) (eje proyectado) y \(t_{{{\text {rojo}}}}\) variación (eje x); \(T_{{{\text{ox}}}} = 300\;^\circ {\text{C}}\) , \(T_{{{\text{rojo}}}} = 425\;^ \circ {\text{C}}\);

Aún no se ha considerado el comportamiento térmico transitorio de la geometría del reactor.

Es bastante obvio que es necesario aislar la cámara del reactor del ambiente marciano para que haya un flujo mínimo de calor residual a través de las paredes y las juntas.

Además, las 'cortinas' dentro de la cámara no se enfriarán uniformemente porque las capas límite del flujo se calientan hacia el extremo/salida de la cámara. Como se mencionó anteriormente, esto es desfavorable y debe evitarse en la medida de lo posible. Afortunadamente, podemos resolver este problema con la simple medida de hacer que la capa compuesta dentro de las cortinas (es decir, \(d_{{{\text{composite}}}}\)) sea más gruesa hacia la entrada. Espesar la capa únicamente manteniendo la relación de mezcla ABO3-RIC menos que una uniformidad perfecta, ya que el espesor constante (y por lo tanto la capacidad calorífica) del tejido de fibra de carbono interferiría con la continuidad. Sin embargo, si esta relación se ajusta simultáneamente, podemos garantizar la uniformidad al final de ambos pasos, aunque para ello \(l\) no debe ser excesivamente largo. Se necesitan simulaciones detalladas para saber cómo hacer esto. En cuanto a la fabricación, es posible añadir las migajas de ambos compuestos y coserlas en las cortinas.

Otra restricción surge en la optimización del sistema POP debido a que el tiempo de oxidación (\(t_{{{\text{ox}}}}\)) no es verdaderamente una variable libre. \(t_{{{\text{ox}}}}\) determina la temperatura final de oxidación \((T_{{{\text{ox}}}} )\) y, por lo tanto, debe elegirse en consecuencia. Las simulaciones CFD iniciales indican que la suposición de tiempos de oxidación de aproximadamente 10 a 15 minutos es justificable, de ahí el cálculo realizado anteriormente.

En este punto cabe mencionar que también hay que encontrar una solución a bordo. Las cortinas son bastante finas y como la producción de calor del RIC es bastante intensa, el material se calienta demasiado o incluso podría derretirse si no se enfría con convección forzada. Una posibilidad sería instalar un sistema de refrigeración por termoaceite que disipe el calor de descomposición a un radiador, que luego irradia el calor al espacio. Para hacer esto, las cortinas deben juntarse (lo que significa reducir el ancho del espacio), ya que todo el volumen del reactor (\(A \cdot l\)) no se puede llenar con termoaceite. Esto debe lograrse mediante un mecanismo electromecánico.

La atmósfera marciana contiene cantidades considerables de polvo y las tormentas de polvo son muy comunes. Por lo tanto, no se debe permitir que entre polvo en el sistema POP, especialmente en la cámara del reactor, y se deben tomar medidas de protección, por ejemplo contra obstrucciones y daños mecánicos; Es posible que no sea posible instalar un filtro debido al gran volumen de flujo y a la posible gran caída de presión en el sistema POP. Sin embargo, se espera que el diseño de 'cortina' propuesto proporcione suficiente resistencia al bombardeo de partículas de polvo, aunque la obstrucción por partículas de polvo puede ocurrir después de muchos ciclos. Una opción que probablemente dé como resultado una caída de presión aceptable es el uso de un embudo de polvo/separador de vórtice, donde las partículas de polvo son impulsadas contra la pared exterior y descienden en espiral a través de la salida en forma de embudo por gravedad.

Descripción general del peso y rendimiento térmico del sistema POP en comparación con el sistema MOXIE.

Los pesos de los diversos componentes que componen el sistema POP, excluyendo el blindaje, y la producción de calor primario se resumen en la Tabla 12. Estos valores se investigan para los dos escenarios: (i) alto (\(n_{{{\text{ O}}_{{2,{\text{abs}}}} }} = 0,8)\) y (ii) bajo (\(n_{{{\text{O}}_{{2,{\text {abs}}}} }} = 0,2)\) absorción de oxígeno del material de perovskita. El peso de las 'cortinas' (que se muestran en las figuras 4 y 5) se calcula considerando el peso de los tejidos de fibra de carbono y los granulados incluidos de compuestos de radioisótopos de perovskita. Estos valores son estimaciones y deben utilizarse con precaución.

Es importante señalar que el porcentaje real de consumo de oxígeno depende de una serie de factores, incluida la cinética de oxidación específica del material, la estructura del sistema POP y las condiciones operativas, que deben optimizarse en un estudio experimental. Sin embargo, de la literatura se desprende claramente que la absorción de oxígeno en las perovskitas aumenta cuando hay un menor contenido de oxígeno en la corriente de gas54. Por lo tanto, con condiciones operativas optimizadas, es más probable que haya un alto consumo de oxígeno.

Una opción, si el exceso de calor de la cámara de reacción es suficiente, es un reactor de fisión KRUSTY de 5 kWe, que incluso permite la distribución de energía a la demanda de la corriente de licuefacción y una solución de almacenamiento a corto plazo.

Se podría generar energía adicional reemplazando parcialmente el aislamiento de la cámara del reactor con, por ejemplo, módulos termoeléctricos y ajustando la cantidad y distribución del RIC en el interior, lo que daría como resultado un RTG en la cámara del reactor. Otras opciones para la generación de energía son un RTG externo dedicado/generador avanzado de radioisótopos Stirling (ASRG) y soluciones solares. El peso de la opción ISRU de electrólisis de CO2 es significativamente mayor en comparación debido a la alta demanda de energía térmica para producir aproximadamente 3 kg de O2 por hora56 mientras está en funcionamiento, como se ilustra en la Tabla 13.

Se demuestra que la concentración de oxígeno mediante procesos termoquímicos en la atmósfera extraterrestre es factible y se investiga el mejor diseño adecuado para aparatos compactos y las consideraciones correspondientes. Para los materiales radiactivos del sistema POP, 244Cm resulta ser la mejor opción desde el punto de vista de la densidad de energía gravimétrica. Sin embargo, es poco probable que se utilice debido a los elevados requisitos de blindaje52. Por otro lado, la adquisición de 40 kg de 238Pu es imposible debido a la actual escasez de suministro. Por tanto, el 90Sr es la opción más razonable, pero si no es posible purificar el contenido de estroncio de los residuos nucleares (en forma de 90Sr), el sistema POP pierde gran parte de su idoneidad en comparación con la fisión nuclear. Sin embargo, todavía existe la posibilidad de suministrar el calor necesario a través de una fuente externa, por ejemplo un reactor de fisión y un fluido de transporte de calor (por ejemplo, sal de nitrato). En este enfoque, la energía térmica primaria se utiliza directamente y no se necesita conversión adicional a electricidad. Por lo tanto, se espera una mayor eficiencia energética y una reducción del desperdicio total de calor en comparación con el enfoque MOXIE. Sin embargo, un desafío particular con este enfoque alternativo es que el fluido de transferencia de calor puede fluir a través de la geometría de perovskita de la cámara del reactor sin hacerla mucho más pesada, ya que tal aumento de tamaño requeriría más calor. Aún es necesario investigar más detalladamente el blindaje contra la radiación, ya que es probable que tenga un impacto significativo en el peso total. Aunque todavía existen algunas incertidumbres, parece posible un ahorro de peso significativo en comparación con otros sistemas ISRU, incluso considerando las condiciones más desfavorables y el requisito de peso máximo para obtener 2,25 kg de oxígeno por hora. En una misión a Marte, como en los vuelos espaciales en general, la carga útil tiene un impacto importante en el coste de la misión. Incluso una cantidad relativamente pequeña de investigación adicional debería poder responder a la pregunta de si un sistema COP es realmente viable en todos sus aspectos. Considerando el costo general de una misión extraterrestre y los ahorros potenciales en el caso de un sistema POP bien diseñado y funcionando, tales esfuerzos son un precio muy pequeño a pagar por una ganancia potencialmente muy grande.

Además, este trabajo reveló que varios aspectos del sistema POP son complejos y están interconectados y, por lo tanto, requieren más investigación teórica y experimental. Además, existen algunas debilidades e incertidumbres que se deben considerar en trabajos futuros: (i) Los datos de equilibrio no estequiométrico para las perovskitas (incluido EuNiO3) se calcularon teóricamente utilizando estimaciones, por lo que aún se requiere validación experimental; (ii) Se investigará mediante diagrama de fases y validación experimental que no se produzca ninguna reacción entre el material redox y el RIC; (iii) Se necesita una simulación térmica transitoria de la distribución del calor durante la operación y el vuelo para las 'cortinas' de fibra de carbono similares a telas propuestas y, por lo tanto, se deben obtener resultados experimentales o un cálculo (termo)mecánico detallado del diseño real de las 'cortinas'. garantizar la estabilidad del patrón similar a un tejido, ya que la caída de presión estimada se basa en una simulación CFD simplificada y, por lo tanto, los valores no están justificados; iv) Es necesario investigar experimentalmente la cinética del intercambio gaseoso de la perovskita, es decir, la captación de oxígeno de las cortinas del flujo y su liberación de oxígeno durante la reducción; (v) Evaluación y validación de las soluciones de protección adecuadas propuestas y/o alternativas contra el polvo marciano de diferentes tamaños de partículas, ya que un filtro puede no ser adecuado debido al gran flujo volumétrico y la caída de presión potencialmente grande.

Es necesario realizar análisis experimentales para geometrías específicas de reactores (incluido el ancho del espacio de las 'cortinas', la longitud de la cámara del reactor, la velocidad de calentamiento, el flujo de turbulencia, etc.) y la estabilidad del diseño para el sistema POP, así como un análisis detallado de la protección radiológica. y requisitos de blindaje y el peso real del blindaje requerido. Además, es necesario investigar el efecto de la carbonización durante la oxidación en el rendimiento del sistema de COP, evaluar la utilización del calor residual y las fuentes de calor alternativas, como el reactor de fisión, y reconsiderar la nueva geometría de la cámara del reactor para permitir las modificaciones.

Los conjuntos de datos utilizados y/o analizados durante el estudio actual están disponibles del autor correspondiente previa solicitud razonable.

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Financiamiento de Acceso Abierto habilitado y organizado por Projekt DEAL.

Instituto de Combustibles del Futuro, Centro Aeroespacial Alemán/Centro Aeroespacial Alemán (DLR) Linder Höhe, 51147, Colonia, Alemania

Asmaa Eltayeb, Lena Klaas, Leonhard Kolz, Joshua Vieten, Martin Roeb y Christian Sattler

ExoMatter GmbH, Leutstettener Str. 67, 81477, Múnich, Alemania

Josua Vieten

Facultad de Ingeniería Mecánica, Cátedra de Producción de Combustible Solar, Universidad RWTH Aachen, 52062, Aquisgrán, Alemania

Lena clase y Christian Sattler

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AE: metodología, supervisión, visualización, redacción - borrador original, redacción - revisión y edición; LK: metodología, visualización, redacción - borrador original, redacción - revisión y edición; LK: investigación, metodología, visualización, redacción - borrador original, redacción - revisión y edición; JV: conceptualización, metodología, supervisión, recursos, redacción - revisión y edición; MR: adquisición de financiamiento, recursos, supervisión; CS: recursos, supervisión.

Correspondencia a Asma Eltayeb o Lena Klass.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Reimpresiones y permisos

Eltayeb, A., Klaas, L., Kölz, L. et al. Proceso termoquímico y aparato compacto para concentrar oxígeno en atmósferas extraterrestres: un estudio de viabilidad. Representante científico 13, 5148 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-31120-x

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Recibido: 08 de junio de 2022

Aceptado: 07 de marzo de 2023

Publicado: 29 de marzo de 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-31120-x

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