地球外大気中の酸素を濃縮するための熱化学プロセスとコンパクトな装置: 実現可能性研究

Oct 14, 2023

Scientific Reports volume 13、記事番号: 5148 (2023) この記事を引用

488 アクセス

1 オルトメトリック

メトリクスの詳細

火星の大気には 0.16% の酸素が含まれており、これは推進剤の前駆体または酸化剤として、生命維持システムや潜在的に科学実験に使用できる現場資源の一例です。したがって、本研究は、熱化学プロセスを用いて酸素欠乏地球外大気中の酸素を濃縮するプロセスの発明、およびそのプロセスを実行するための適切な最良の場合の装置設計の決定に関する。ペロブスカイト酸素ポンピング (POP) システムは、多価金属酸化物上の酸素の温度依存性化学ポテンシャルに基づく基礎的な化学プロセスを使用し、温度変動に応じて酸素を放出および吸収します。したがって、この研究の主な目標は、酸素ポンプシステムに適した材料を特定し、システムの動作に必要な酸化還元温度と時間を最適化し、火星の最も過酷な環境条件下で 1 時間あたり 2.25 kg の酸素を生成することです。熱化学プロセスの概念に基づいています。 244Cm、238Pu、90Srなどの放射性物質は、POPシステムの動作のための熱源として分析され、技術の重要な側面、および動作コンセプトに関連する弱点や不確実性が特定されます。

地球の大気圏外での酸素の生成は、将来の有人宇宙ミッションにとって重要な要素です。宇宙飛行士の地球への帰還には、大量の推進剤と、通常は対応するロケットエンジンの酸化剤としての酸素が必要です。さらに、有人ミッションでの生命維持や、場合によっては科学実験にも酸素が必要です。

地球系外での最初の有人宇宙ミッションは火星を目指し、おそらく 21 世紀の 20 ～ 30 年代に打ち上げられると予想されています。対応するミッションは、NASA や SpaceX などによって計画されています。両組織は、有人ミッションに先立って無人ミッションで火星の現場で酸素を生成することを計画している。火星での酸素の生成（現場資源利用（ISRU））は、火星から地球へのサンプルの無人帰還（火星サンプルリターン）にも必要となる可能性があります1。

SpaceXは、水の氷を採掘し、太陽光発電で生成した電気で水を電気分解することにより、火星で水素と酸素を生産する計画を立てている。水素は火星の大気からの二酸化炭素を使用してメタンに変換され、酸素は帰国便の酸化剤として貯蔵されます2。米国宇宙機関 NASA は、火星の大気中の CO2 を高温で電気分解して火星上で酸素を生成する計画を立てています。このプロセスでは、CO2 は O2 と CO に分割されます。このプロセスは現在、MOXIE 実験の一環として火星探査機パーサヴィアランスでテストされています3。 2021 年 4 月 20 日、火星の大気中から 1 時間以内に 5.37 g の酸素を抽出することに初めて成功しました4。計画されている有人ミッションでは、NASA は 420 地球日で 22.7 トンの液体酸素を生産する必要があると見積もりました。これは、1 時間あたりの平均酸素生産量 2.25 kg に相当します5。出版物「Mars Design Reference Architecture 5.0」では、火星の大気から CO2 を抽出し、ガス状酸素を生成する ISRU システム (基本的には拡張された MOXIE システム) の重量は約 1 トンであると想定されています6。私たちの目標は地球外酸素生産における現在の最先端技術を超えることであるため、このような大型の装置と関連する発電装置は、この研究の参照マーカーとして使用されます。

NASA と SpaceX は両方とも電気分解の使用を計画しています。必要な電気エネルギーは一次エネルギー源から生成する必要があり、これには固有の損失や精巧で重い技術機器が必要になります。代替案として、酸素を集める熱化学プロセスを検討します。熱化学プロセスは、空気分離による窒素の製造、水と CO2 の分解による酸素の除去、および酸素中の酸素の貯蔵のため、太陽研究および未来燃料研究所のドイツ航空宇宙センター (DLR) で開発されました。ポンプ7、8、9、10、11、12、13、14。これらのシステムは酸素の濃縮にも使用でき15、必要な濃度勾配の生成は CO2 分解よりもエネルギー消費がはるかに少ないため、熱力学的観点から電気分解よりも優れています。

これが可能になるのは、火星の大気には 0.16% の酸素が含まれており、その結果、表面での平均酸素分圧は約 1.36 Pa になるからです16。火星の地域的な大気の状態は、季節ごとに、また地域の高度や緯度によって大きく異なります。これについては、以下の火星の大気の状態に関するセクションで詳しく説明します。

ペロブスカイト酸素ポンプ (POP) の基本原理は、部分的に還元されたペロブスカイトを大気中の酸素で酸化し、その後、温度を上昇させることにより、より高い分圧で密閉空間内にこの純酸素を放出することです。放射性同位体化合物 (RIC) の自然放射性崩壊からの熱は、この新しい POP システムのペロブスカイト材料の主な加熱源として想定されています。 RIC を使用するというアイデアは、エネルギー需要に応じて熱と電気を生成するために長年使用されてきた核プロセスに由来しています17。この方法は大規模なアプリケーションに関連していますが、エネルギーを必要とする宇宙に囲まれた物体に設置されることが多い放射性同位体熱電発電機 (RTG) 17 など、RIC を使用する小規模なアプリケーションもあります。これらは、主に軽量でコンパクトな設計であるため、特に信頼性が高いと考えられているため、NASA 18 によって宇宙飛行ミッション 19 および最近では火星の発電 20 でサポートされています 21。これらすべての要因により、RIC は POP システムにとって理想的な加熱源となっており、特に火星の太陽光発電は非効率であり、POP システムは人間の支援なしで長時間動作しなければならないという点が挙げられます。

ペロブスカイト材料については、Vieten ら 22,23 が、2 段階の太陽熱化学酸化還元サイクルに適した多数のペロブスカイトを実験的および理論的に研究しており、これらのペロブスカイトは、この用途に適切な温度特性プロファイルを決定する平衡曲線の研究に有用に使用されています。。したがって、この研究では、この斬新なアイデアの実現可能性を調査します。これには、安定した炭酸塩を形成しない熱化学プロセスに適したペロブスカイト材料の特定、大型MOXIEの代替としてシステムの境界条件の定義、設計の概念化、総重量や一次熱性能などの重要な変数の最適化が含まれます。追加の研究が必要ないくつかの興味深い側面についても言及し、今後のさらなる研究への推奨事項も提供します。

POP システムは、多価金属酸化物上の酸素の温度依存性化学ポテンシャルに基づく基礎的な化学プロセスに依存しています。このような金属酸化物は、例えばペロブスカイト (ABO3) であり、A と B は 2 つの異なる金属です。酸化状態の ABO3 では、温度が上昇するか、還元状態の ABO3-δ に還元されて酸素分圧が低下すると、熱力学的平衡状態で酸素を放出します。ここで、δ は酸素の非化学量論比です。

還元された金属酸化物は、より低い温度および/またはより高い酸素分圧で再び酸素を吸収できるため、再酸化されます。

還元と酸化は、それぞれ酸素欠損の形成または充填をもたらします。

酸化ステップの温度は通常 250 ～ 700 °C の間で、還元ステップは 500 ～ 1000 °C で実行されます。この酸化還元プロセスの原動力はギブズ自由エネルギー (ΔG) です。これは材料の比エンタルピー (ΔH) とエントロピー (ΔS) に依存し、プロセスパラメータである酸素分圧 ($p_{{{\text {O}}_{2} }}$) と温度 (T):

ここで、R は気体定数、p° は基準酸素分圧です。記号°は標準圧力での値を示します。

反応 (1) と (2) が起こる温度と酸素分圧は、それぞれの金属酸化物の熱力学特性、特にその酸化還元エンタルピーによって決まります 11,22。酸化温度の実際的な下限は、対応する材料の酸化速度論 11、12、24 によって決まります。これは、温度が低すぎると、技術的に実現可能な用途には反応の進行が遅すぎるためです。さらに、下限温度は、材料をこの温度レベルまで冷却するのにかかる時間と単位時間当たりの酸化還元サイクルの増加量などの実際的な考慮事項によって定義されます。

この特性は、次のように酸化と還元を周期的に繰り返すことで利用されます。

低温の火星の大気中でペロブスカイトが酸化された後、ペロブスカイトは加熱され、平衡 ${\Delta }G$ (3) に従って酸素の一部を放出します。したがって、最終的な還元状態に達します。

還元後、ペロブスカイトは火星の大気にさらされ、その結果冷却されます。火星のより低い温度と酸素分圧では、最終的な酸化状態に達するまで、平衡状態にある構造に酸素が吸収されます。

酸素収率は、ペロブスカイトの非化学量論の差 Δδ によって決定されることに注意してください。

この論文で説明する POP システムの主なタスクは、図 1 の POP システムの動作原理の視覚化に示すように、これらの酸化還元プロセスを数千サイクル実行することです。

POPシステムの動作原理を可視化。酸化ステップは密閉されていない反応器内で実行され、ペロブスカイトの冷却と同時にペロブスカイトの酸化が行われます。その後、原子炉が密閉され、放射性崩壊により温度が上昇し、その結果酸素が放出されます。

ただし、これを技術的に実現するには、システム全体 (図 2 を参照) に次のコンポーネントが含まれている必要があります25。

複合材料: ABO3-RIC (放射性同位体化合物) は、材料を通過する良好なガス流が可能になり、動的ガス交換が最大化されるような構造に配置されています。

送風機: 装置の入口にある送風機は、火星の大気をレドックス材料に十分に流し、大気からの残留酸素がレドックス材料を酸化します。

入口シールと (4) 出口シール: これらにより、複合材料で満たされた反応チャンバーを大気密封状態で大気から遮断することができます。これにより、ペロブスカイトが再加熱され、酸素が放出されます。

熱電装置: ポンプやコンプレッサーを動作させるための電気エネルギーは、排気流と火星の大気の温度差から生成されます。必要に応じて、反応器チャンバーからの熱を直接利用することもあります。

CO2 分離装置: 反応器チャンバーが密閉された後、ガス状混合物から不要な残留 CO2 を分離します。

液化装置: 酸素 (および窒素や希ガスなどの他のガスの重要ではない部分) を液化して密度を高めます。

貯蔵タンク: ゼロボイルオフの軽量タンクに酸素を貯蔵します。

(6) の詳細説明: 気相から CO2 を分離する多くの可能なプロセスオプションが考えられます。たとえば、膜分離、CO2 液化までの圧縮、または圧縮とその後の膨張などです。 2 番目のオプションは次のデバイス (7) には利益をもたらさず、3 番目のオプションと同様にさらなる利点がなければ電力を大量に消費するため、膜の使用は非常に適切であると思われます。そうしないと、加熱に時間がかかり、酸素の放出がすぐに完全に行われないため、最初の数秒でポンプが反応チャンバーから残りの雰囲気を（圧縮せずに）吸い出す可能性があります。

POP システムのコンポーネント。 25から適応されました。

以下に、体積流量と材料選択に関する火星の大気の境界条件を示します。

火星探査機「キュリオシティ」からの測定結果の分析に基づいて、火星の大気には体積酸素含有量 ($\varphi_{{{\text{O}}_{2} }}$) が含まれていることが判明しました。 846 Pa のゲイルクレーターの平均全表面圧力 ($p_{{\text{M}}}$) では 0.16%、結果として酸素分圧 ($p_{{{\text{O}}) _{2} }} )$ の 1.36 Pa16,26。理由はまだ説明されていませんが、酸素含有量は大幅な年々変動を示し、季節変動は平均値から 13% です26。「キュリオシティ」によって測定された火星の大気の年平均体積混合比に関するさらなる情報が表 1 にまとめられており、これは年平均条件に合わせて修正および適合されています。

ゲール・クレーターの探査車「キュリオシティ」着陸地点は地形基準より 4000 m 以上下にあることに注意することが重要です27。これは、オリンパス山での 30 Pa の最低値から、ヘラス平原 (地形基準より 7,152 m 低い) での 1,155 Pa 以上に及ぶ大気の表面圧力と密度に重大な影響を及ぼします 28。したがって、着陸地点の高度を考慮する必要があり、Golombek et al.29,30 は、火星探査は実際に地形基準より高度が約 4000 m 低い地域をターゲットにする可能性があることを示しています。表面圧力は火星の 1 年間で大きく変化するため、すべての最終設計で考慮する必要があります 16。

さらに、火星の薄い大気は少量の太陽熱しか蓄えられないため、地表上の毎日の大気温度差が比較的大きくなり、毎日の平均気温に季節変動が生じます。このため、また場所は太陽の入射角、ひいては太陽放射照度と表面温度に大きな影響を与えるため、計算を簡素化するために、表 2 にまとめた火星の大気の平均条件が使用されます。着陸地点は今のところ未定です。

POP システムの後の作業では、大気温度のより正確な値が必要です。着陸地点を選択した後、たとえば火星気候データベースモデルを使用して、局所的な (時間的および空間的) 気候データを取得することが推奨されます 32,33。このオープンソースツールを使用すると、広範囲にわたる大気特性のモデリングが可能になります。

火星の大気の平均的な状態と、1 時間あたり 2.25 kg の酸素を生成するという目標 ($\dot{m}_{{{\text{O}}_{2} }}$) が固定境界を形成します。必要な酸素含有体積流量の条件。この研究では、2 つの比率が仮定されます。 1 つは理想的なケースを表します (i) 酸素の 80% が入口流から吸収されます ($n_{{{\text{O}}_{2} ,{\text{abs}}}} = 0.8$ )、1 つは最悪のケース (ii) 酸素の 20% が入口流から吸収される ($n_{{{\text{O}}_{2} ,{\text{abs}}}} = 0.2) $)。この論文は理想的なケースに焦点を当てています。つまり、酸化の速度が 80% の酸素摂取率に達するほど十分に速いと仮定しています。低酸素摂取量、つまり 20% を使用した詳細な結果は、補足情報に記載されています。さまざまな材料の反応速度に関する情報が不足しているため、これらの値は不確実な推定値です。

これらの仮定の下、理想気体の法則を使用すると、平均体積流量は次のように求められます。

ここで、 $M_{{{\text{O}}_{2} }} :$ 酸素のモル質量、 $T_{{\text{M}}} :$ は火星の温度を意味し、 $n_{ {{\text{O}}_{2} ,{\text{abs}}}} :$ 酸素吸収率は後続の境界条件であり、着陸場所が定義され、関連する温度がわかった後に変更できます。。

必要な酸素を含む大気体積は、酸化時間ステップ $\left( {t_{{{\text{ox}}}} } \right)$ 中にのみ吹き込むことができるため、酸化中の体積流量 ( $\dot{V}_{{{\text{ox}}}} )$ は次のように定義できます。

ここで、$n_{{{\text{cycle}}}}$ は 1 時間あたりのサイクル数を指します。

各酸化還元サイクルにおいて、酸素収率は、それらの非化学量論の差Δδによって決定されます。各ペロブスカイトの化合物固有の平衡曲線は、POP システムの適合性の主な基準です。したがって、温度変化 ($\Delta T$) (「価格」) に対する差商 $\Delta \delta$ (「収量」) が高いことが優先されます。ここで、温度依存性の酸化速度論により酸化温度が定義されます。図 3 は、例としてペロブスカイト EuNiO3 の理論データ 22、23 に基づく平衡曲線を示しています。

EuNiO3ペロブスカイトの2つの非化学量論平衡曲線、還元反応と酸化反応の終点、温度および非化学量論デルタ値。

最初の仮定として、還元は密閉チャンバーで起こり、平衡酸素分圧は 100 Pa (0.001 bar) に設定されます。この減圧は、機械ポンプと熱化学ポンプの両方の最適効率を利用する Brendelberger et al.34 に従って選択されます。酸化には、火星の平均酸素分圧が使用されます。点 (図 3 に示す) は、非化学量論の変化を伴う温度変動を引き起こす各ステップの考えられる最終動作条件を強調しています。

ペロブスカイト (ABO3) の熱安定性は位置 A および B のカチオンによって決まりますが、使用される材料のもう 1 つの重要な要件は、金属酸化物の周期的および可逆的な酸化還元反応を妨げる炭酸塩の形成を防止することです。。火星の大気は主に二酸化炭素で構成されているため、対応する動作温度で安定した炭酸塩を形成する金属は問題外です。これらは本質的に、格子位置の 1 つ (位置 A または位置 B35) にアルカリ/アルカリ土類金属を含むペロブスカイトです。一方、ランタニド、アクチニド、遷移金属は炭酸塩を形成しますが、そのほとんどは比較的低温で分解するため、酸化還元反応を妨げません36。

要約すると、酸素濃度の酸化還元材料は次の要件を満たす必要があります。

速い酸化反応速度。

指定された $\Delta T$ に対して $\Delta \delta { }$ ≥ 0.1。

安定した炭酸塩やシュウ酸塩は生成しません。

POP システムは火星で季節を問わず常に動作することを目的としているため、火星の極限の環境条件下で 1 時間あたり 2.25 kg の酸素を生成するという主な目標を達成するには、POP システムに適した反応チャンバーが必要です。したがって、このセクションでは、初期のベストケースの設計を示します。これを達成するには、酸化還元ステップ時間に約 $1.13\,{\text{ m}}^{2}$ の反応器断面積 $\left( A \right)$ が必要です。反応器入口での最大流速 $(v_{0} )$ は $55$ m/s でした。これらの値は、表 3 にリストされているパラメーターと相関関係を使用して計算されました。

大幅な流れの圧縮、乱流、およびその結果としてのブロワー出力の上昇を回避するために、流速はマッハ数 (M) 0.25 に制限されました。非圧縮性の流れを想定するための一般的な値は 0.3 ですが、ジオメトリの境界層によって流れの一部が加速されます。

火星の大気は 100% CO2 であると仮定し、理想気体の法則 (8) から導かれた音速方程式を使用し、火星の平均温度 ($T_{{\text{M}}}$) を適用しました。原子炉チャンバーから出るときの流れの温度は高くなりますが、これは音速を増加させるだけであり、したがってマッハ数が増加するだけです。そのため \(T_{{\text{M}}} = 210 {\text{K}}\ ) は式で使用されます。 (8)。

計算される必要な断面積 $\left( A \right)$ は比較的大きいため、次のような他のいくつかの要素と調整する必要があります。

装置の入口と出口の間の圧力降下は、ブロワーの性能を決定するため、できるだけ低くする必要があります。

ガス流とペロブスカイト表面の間の動的接触は、吸収動力学にとって十分でなければなりません。したがって、衝撃交換と側方流の速度が最小限になるため、厚い境界層を伴う層流は避けなければなりません。

ペロブスカイトは、$t_{{{\text{ox}}}}$ を決定する目的の目標温度 $T_{ox}$ まで冷却する必要があります。ホットスポットは化学量論の低下につながり、コールドスポットは反応速度の低下につながるため、反応チャンバー全体の温度はほぼ均一である必要があります。

原子炉とその内部構造は、構造的完全性を維持する必要があります。つまり、次のことを行う必要があります。

ロケット打ち上げ時の最大荷重（数 g）でも機械的に安定していること。

数千サイクルにわたる熱膨張ストレスに耐えます。

吹き飛ばされた体積には、高い流速で発射体に衝突する可能性のある火星の塵の粒子が含まれる可能性が高いため、ある程度の耐摩耗性が必要です。

構造物の構築に使用されるすべての材料は放射性同位体の崩壊熱によって加熱される必要があるため、最小限に抑える必要があります。

図 4 は、$n_{{\text{p}}}$ プレート、ギャップ幅 $(s_{{\text{p}}} )$、高さ $(h $) と長さ $\left( l \right)$ は、入口シールと出口シールを備えた反応器チャンバー内に密閉されており、複合材料で満たされた反応チャンバーを大気から密閉できるようにする必要があります。大部分が気密な方法。

薄いカーテンを備えた原子炉チャンバー構造: ペロブスカイト放射性同位体化合物の顆粒を囲む 2 枚の炭素繊維織物。複数のカーテンが縦方向に流れ、そして; 金属製のチャンバー壁。

設計変数に関連した入口の断面積 $\left( A \right)$ は次の式で与えられます。

表 4 に示すように、これらの設計変数は、圧力降下、温度均一性、機械的安定性など、POP システム最適化プロセスにとって重要な側面に対して相反する依存関係を持っています。

f は、定量化できない場合でも、「依存関係」が存在することを示します。変数が緑色の場合は、その値を増やすことが POP システムの対応する側面にとって有益であることを意味し、赤色はその逆を意味します。

したがって、たとえば、プレートの長さ $l$ を長くすると、次のようになります。

プレート形状内での酸素粒子の滞留時間を延長します (これにより、吸収の可能性が高まり、運動交換が促進されます)。

圧力降下が増加し、ブロワーの消費電力が増加します (有害)。

酸化ステップ終了時の温度プロファイルの不均一性が増大します（プレートの先端が低温で端部が高温になると不利です）。

全体の重量が増加します。

表 4 は、設計オプションのすべての相互依存性の完全な概要を示しているわけではありませんが、競合する側面を単純に最適化することはできないため、実験的な作業と経験が必要であることを示しています。

前述の耐摩耗性と熱膨張応力に耐える能力の要件は変数に還元することができないため、個別に説明します。

RIC (例: PuO2) はペロブスカイト (例: EuNiO3) と混合されます。熱膨張係数は大きく異なる可能性が高いため、セラミック構造は最終的には崩れたり破損したりします。たとえ熱膨張係数の均一化が確保できたとしても、厚さが $1 \mathrm{mm}$ 以下の硬質セラミック板はもろく、危険を伴います。

したがって、RIC と ABO3 を収容し、ガス交換を可能にし、可能な限り軽量な耐荷重構造材料が必要です。したがって、図３〜図６に示す構造設計は、次のとおりである。この目的には、図 4 と図 5 が適していると考えられます。

カーテンの断面図。

この設計では、ABO3 と RIC のクラムまたはパウダーが 2 つの炭素繊維構造の間に挟まれています。

セラミック材料は顆粒として供給でき、ペロブスカイトは迅速な動的ガス交換を確実にするために活性表面積を最大化する形状である必要があります。活性炭のような構造を持つ発泡セラミックが理想的です。

炭素繊維は、質量比強度が高く、使用温度が高いために選択されます。 Al2O3 でコーティングすると、繊維は 800 °C までの酸化温度に耐えることができます37。あるいは、高多孔質酸化物複合材料を巻いたWHIPOX™などのセラミックファイバーは、高温安定性のある繊維強化酸化物セラミックであり、最大1400℃の温度で動作でき、熱サイクルに対する優れた耐性を備えた脆い電気絶縁材料です38,39。。理想的には、ファブリックのパターンは、最大のガス透過性を保証しながら、両方の化合物の破片を内部に保持します。必要に応じて、このような薄い布地の「カーテン」を、例えば横方向のロッドによって支持し、固定することができる。

このような布状の繊維構造では、含まれる 2 つの化合物の粒子サイズを最適化することが重要です。クラムが小さいほど熱伝導がよくなり、クラムが大きいほど布地が粗くなる可能性があるためです。このような布地パターンは、粉塵粒子の衝突に対する十分な耐性を確保する必要があります。それにも関わらず、何度サイクルを繰り返した後でも、ガス透過性を維持し、塵埃が詰まらないようにする必要があります。

計算を簡略化するために、エンクロージャは 2 つの固体プレートで表され、厚さ $d_{{{\text{cf}}}} = 1 {\text{mm}}$ で十分であると想定されます。

ギャップ幅 $s_{{\text{p}}} = 3 {\text{cm}}$ が選択されます。これは、長さあたりの圧力損失が比較的低くなり、少なくともある種の乱流挙動が発生するためです。レイノルズ数

もはや純粋な層流ではなくなり ($Re_{{{\text{channel}},{\text{lam}}}} \about 2300$)、まだ完全に乱流になっていない流れ ($Re_{ {{\text{channel}},{\text{turb}}}} \約 10,000$)、したがって移行中です40。密度 $\left( \rho \right)$ と動粘度 ($\eta ),$ には、火星の条件下での CO2 の値が使用されます41。

特にギャップ幅は非常に恣意的な選択であり、重大または決定的であると考えられるべきではないことに注意してください。幅に関するガス交換は実験的に検証する必要があります。特に、このギャップ幅は、ガス流の大部分がペロブスカイト材料と直接接触せずに通過するため、想定される 80% の酸素吸収率に直接影響し、その結果、ペロブスカイトによる酸素吸収率が大幅に低下します。材料。同じことがチャンバーの形状の長さと高さにも当てはまります。境界層から酸素のみが吸収されることが実験で示された場合、流れを乱す要素によって意図的に乱流を誘発することも選択肢になる可能性があります。乱流が大きくなると、圧力降下が大きくなり、横方向の運動量とガス交換が増加し、吸収が増加する可能性があります。

POP システムの動作に必要な電力は、電動送風機、CO2 分離 (液化前圧縮ユニットによる)、O2 液化ユニットなどのいくつかのコンポーネントの電力需要を組み合わせたものです。

酸化中に必要な酸素体積流量 (式 5 で定義) を提供するには、電動送風機が必要です。

式を使用すると、 (5)、送風機の電力 ${(P}_{bwer})$ と送風機の平均定電力 (${\overline{P} }_{\mathrm{bwer}}) )$ は式を使用して計算できます。したがって、(12) および (13) となります。

これらの値は、入口から出口までの平均圧力降下 (Δp) によって決まります。適切な Δp 値を決定するために、ANSYS Fluent を使用して大まかな 2D CFD シミュレーションを実行することにより、さまざまな設計バリアント (図 4 に示すリアクターチャンバーのさまざまなチャネル幅と長さ) に対して複数の圧力降下がシミュレーションされます。結果は 25 ～ 100 Pa の範囲であり、50 Pa が Δp の妥当な仮定であることを示唆しています。ただし、この推定は暫定的なものと考えてください。

さらに、生成された酸素は火星の残留大気から分離され、出口で液化されて貯蔵される必要がある。 Johnson et al.42 は、火星の表面で使用する酸素液化システムに必要な出力と質量の詳細な推定を発表しました。著者らは、0 °C、1 bar で 2.25 kg/h の純酸素を液化する必要があると想定し、消費電力、質量、コスト、その他の側面からさまざまなシステムを比較しています。彼らは、火星の大気で最も不利な条件、つまり表面温度が最も高く（冷却が妨げられる）を想定し、チューブ・オン・タンク構造（「広域冷却」または「分散型冷却」とも呼ばれる）の最良の選択肢を使用することによって結論付けています。冷凍」)、質量 68 kg、消費電力 2.87 kW の装置が可能です。

この電力需要は重要ですが、火星で酸素を生産する他の ISRU システム (大型 MOXIE を含む) も同様に液化の必要性に直面しているため、POP システムへの適合性に関して過大評価すべきではありません。

POP システムの場合、還元反応中の酸素分圧を下げることが重要です。これにより、酸素の放出が促進され、$\Delta \delta$ が大幅に改善されるためです。 (3)] ペロブスカイトの非化学量論平衡曲線間の。したがって、還元ステップの最終条件によって、酸素収率の原因となる $\Delta \delta$ が決まります。

同時に、放出圧力の低減は、その後の液化のために放出ガスを 1 bar まで圧縮するための電力消費量が増加することを意味します。したがって、ポンプの電力消費とペロブスカイトの酸素放出の間にはバランスがあり、$AB{\text{O}}_{3 - $ の $\delta$ の変化とともに最適な圧力も変化します。デルタ }\) および還元反応中の温度も同様です。

最初の単純化された推定では、この作業では次の仮定が行われます。還元ステップの開始時の圧力は 0.01 bar で、ステップの終了時には 0.001 bar まで直線的に減少します。消費電力は、0.005 bar の一定圧力をポンプで供給する必要があるとして計算されます。酸素は、圧縮の前後に周囲空気との熱交換によって 0 °C に冷却されます。

必要な電力は、補足情報で理想気体の等エントロピー圧縮に見積もられています。コンプレッサー効率が 60% の場合、出力は 841 W になります。圧縮を 2 つのステップ (0.005 ～ 0.07 ～ 1 bar) に分割し、その間に 0 °C に冷却すると、出力は 566 W まで削減できます。

圧縮動力は還元工程中に必要ですが、液化動力の推定値と同様に時間平均として計算されます43。したがって、放出された酸素を液体の状態で貯蔵するのに必要な平均消費電力は 3.57 kW と推定されます。これは、等エントロピー圧縮の平均電力 (0.7 kW) とチューブオンタンクオプションの電力の合計です ( 2.87kW）。表 5 は、POP システムのさまざまなコンポーネントの動作に必要な電力の概要を示しています。

それぞれの酸化反応を利用して廃熱を利用して発電することができます。酸化時間にわたる平均として計算された総熱出力は次のとおりです。

したがって、$\Delta Q_{{\text{m}}}$ は、還元温度と酸化温度の間の材料の熱の変化、$\Delta Q_{{\text{r}}}$ となります。は発熱酸化による熱、$\dot{Q}_{{{\text{th}}}}$ は進行中の放射性同位体の崩壊によって生成される熱です。 $\dot{Q}_{{{\text{ox}}}}$ の運動特性にとって特に重要なのは、ガスが火星の大気中に放出される温度、つまりガス流の終端温度です。あるいは、それに対応する温度差です。 CO2 が 100% であると仮定すると、理想気体の法則、したがって圧力と密度に依存しないエンタルピー変化、および熱容量の温度に依存しない $c_{{{\text{p}},{\text{CO}}_{2} }}$、次のように平均差を推定できます。

どこ

効率性

これら 2 つのエネルギー束が同時に発生するため、排気流の廃熱束とブロワーの電力消費量を比較する計算が導入されます。

液化プロセスでは電力が消費されるため、追加の電力装置が必要になります。

POP システムは、部分的に還元された内部ペロブスカイト構造の表面全体に対流を強制して材料に酸素を吸収し、材料を RIC で加熱して還元し、放出された酸素の混合物を排出することにより、数千サイクルにわたって 2 つの酸化還元プロセスを実行することによって酸素を収集します。残りの大気 (CO2) を分離し、高純度酸素を液化し、適切なゼロボイルオフタンクに保管します。したがって、適切な材料 (放射性同位体 (RI)、対応する RIC、ペロブスカイト、および場合によってはその他の構造材料) を特定することが、POP システムの性能の鍵となります。自由変数、つまり酸化と還元の温度と時間が最適化されており、最良のケースがここに示されています。テクノロジーの重要な側面、弱点や不確実性が強調され、さらなる調査経路が提供されます。

提示されたプロセスでは、酸化還元材料と加熱材料を選択する必要があります。以下では、両方の材料の基準と選択について説明します。

材料の選択では、3 つの主要な選択基準が提示されます。最初の要件を満たすために、最低酸化温度は 300 °C に設定されます。これは、Bulfin et al.12 が、低温では反応速度が遅くなり、技術的用途には酸化の進行が遅すぎることを意味しているためです。 Bulfin et al.12 は SrFeO3 を研究しましたが、多くのペロブスカイトについては速度論や酸素拡散に関する実験データがまだ入手できないため、我々はこの研究の結果を採用します。

2 番目の基準を評価するために、Vieten ら 44 の理論的平衡データがエンタルピーに従って分析されます (材料選択のセクションを参照)。エンタルピーは酸素親和力に影響を与え、したがって必要な還元温度にも影響します。理想的なペロブスカイトは比較的低温で還元されますが、それでも容易に再酸化されます。

研究には、EuCuO3、EuNiO3、LaAgO3、Sm0.5La0.5CoO3、Sm0.5La0.5NiO3などの有望なペロブスカイトが使用されています。さまざまなペロブスカイトの平衡曲線の結果は、補足情報の図 1 と図 3 にあります。これらのペロブスカイトを調べて、実験条件下で安定した炭酸塩とシュウ酸塩を形成するかどうかを判断します。安定とは、酸化温度以下で形成され、還元温度に達するまで分解しない組成物と定義します。 EuNiO3 の酸化還元サイクル中に副生成物として形成される可能性があるシュウ酸ユウロピウム (Eu2(C2O4)3)45 と炭酸ニッケル (NiCO3)46 は両方とも、この定義によれば不安定です。 300 ～ 500 °C の温度スイングを選択し、それぞれ 1.36 Pa ～ 100 Pa の酸素分圧スイングを選択すると (図 3 を参照)、非化学量論の変化は $\Delta \delta = 0.199$ になります。したがって、EuNiO3 は 2 番目の基準を満たしており、次の調査の酸化還元材料として選択されます。

放射性同位体は宇宙ミッションで発電（RTG）のために頻繁に使用されているため、熱源として考えられています。不当なシールド要件を回避するには、放射線の平均自由行程を短くする必要があります。 α 粒子と β 粒子は両方とも、γ および中性子 (n) の放出とは対照的に、平均自由行程が短いです。さらに、自由中性子は安定同位体を活性化して放射性になる可能性があります。したがって、α または β 崩壊を伴う放射性同位体が推奨されます。これに基づいて、候補者が特定され、議論されます。

238Pu は数十年にわたり宇宙ミッションで使用されています40。それは 100% の α 崩壊を示し、有利なことに n- および γ- 放出が低いです。中性子は、(α, n) 反応と 238Pu の自発核分裂により放出されます。 γ線の主な発生源はα崩壊です。付随する反応は、γ 線の総量に対してわずかな寄与しかありません 40。遮蔽と放射線の安全性分析については、参考文献 47 で詳しく説明されています。 238Pu は原子力発電所の副産物ではないため、入手が限られているという欠点があります。米国での年間生産可能量は約 1.5 ～ 5 kg と推定されています48。過去数十年間の物資はほとんど使い果たされています48。したがって、238Pu の入手可能性は限られており、宇宙用途での使用が一般的であるため、さまざまな関係者がこの同位体を求めて競争しています 48。放射性同位体熱電発電機 (RTG) での使用と同様に、238Pu は、提示された POP システムでの用途のために PuO2 に埋め込まれます。これは、提示された同位体の中で最も長い半減期を持ち (表 6 を参照)、崩壊熱を減少させる一方で、長期の用途により適しています。

90Sr は RTG にも使用されます。その崩壊連鎖のモード (90Sr → 90Y → 90Z) は 100% β 放射です。酸化還元物質内のβ粒子の速度が低下するため、制動放射が発生します。この有害な放射線の遮蔽については、参考文献 49 と参考文献 50 に記載されています。この材料の利点の 1 つは、核廃棄物に含まれていることです。したがって、大量生産が合理的です。ただし、核分裂生成物であるストロンチウムには 90Sr が 55 at.% しか含まれておらず、その出力密度が低下するため、活性 90Sr の割合が不利になります50。 90Sr は SrCO3 に埋め込まれていると考えられます。なぜなら、この炭酸塩は CO2 に富んだ火星の大気中でのプロセス中に形成されるからです。

244Cm は 3 つの同位体の中で最も高い重量比出力密度を持ち (表 6 を参照)、100% α線放射体です。熱安定性、融点、生産性などの理由から、Cm2O351として使用されます。 244Cm2O3 の中性子放出量は 238PuO2 の 45 倍です。したがって、より多くのシールドが必要となり、重量の増加につながります52。 Cmは原子力発電所の廃棄物です。 Cm 同位体の異なる半減期により、重量分率 (wt.%) が 244Cm に向上します。 5 年後、この割合は 80.3 wt.% から 91.75 wt.% に増加します51。

前述の 3 つの加熱材料の質量比崩壊熱 $\dot{q}$ は、崩壊あたりの平均エネルギー $(\overline{Q}_{{{\text{decay}}}}$ を使用して計算されます。 ) と半減期 ($t_{{{\raise0.7ex\hbox{$1$} \!\mathord{\left/ {\vphantom {1 2}}\right.\kern-0pt} \!\ lower0.7ex\hbox{$2$}}}}$) から 53:

そして

90Sr の場合、90Sr と 90Y の崩壊あたりの平均エネルギーが加算されます。すべての計算は、同位体が純粋であることを前提としています。同位体および化合物の結果を表 6 に示します。

提示された材料にはすべて長所と短所があるため、POP システムに最適化された質量と値を見つけるために、3 つの同位体すべてがコードで使用されました。炭酸塩中の活性 90Sr が 100% の場合と、90Sr が 60% の場合の両方が計算されました。 PuO2 の 100% 活性 ${}_{ }^{238} {\text{Pu}}$ と Cm2O3 の 95% 活性 244Cm の場合が計算されました。

酸素の要求収量を確保するために必要なペロブスカイトの質量 ($m_{{{\text{ABO}}_{3} }}$) は次のとおりです。

還元時間中に酸化還元物質を酸化温度から還元温度まで加熱するのに必要な熱出力 ($\dot{Q}_{{{\text{th}}}}$) $t_{{ {\text{red}}}}$ は次から計算されます

ここで、 $\Delta Q_{{\text{m}}}$ は、ペロブスカイト、放射性同位体化合物、構造支持材料 (炭素繊維) を加熱するのに必要なエネルギー (サイクルごと) であり、 $\デルタ Q_{{\text{r}}}$ は、ペロブスカイトの吸熱還元の反応熱 (サイクルあたり) です。反応熱を計算するには、酸素 1 モルあたりのペロブスカイト固有の酸化還元エンタルピー $\Delta H_{{{\text{O}},{\text{ABO}}_{3} }}$ を使用します。これにより、式 (1) に従って必要な RIC の量が決まります。 (23)。

提示された方程式と概念により、エネルギー最適化の問題が生じます。わかりやすくするために、入力変数とその特性を表 7 に示し、結果の変数を表 8 に示します。

次の値が設定されました: $d_{{{\text{cf}}}} = 1 {\text{mm}}$、$s_{{\text{p}}} = 3 {\text{ cm}}$、$\vartheta_{0} = 0.25 c_{{{\text{CO}}_{2} }}$、$l = 1 {\text{m}}$。最初の 3 つの値は前のセクションで説明しましたが、後者は根拠のない選択です。実験的研究がなければ、酸素吸収プロセスには 1 m の長さが十分であるという仮定を検証することはできません。したがって、この値は暫定的なものとみなされ、将来の研究でさらに実証される必要があります。

例として、ＥｕＮｉＯ３ −Ｃｍ２Ｏ３（９５％２４４Ｃｍ）とＥｕＮｉＯ３ −ＳｒＣＯ３（６０％９０Ｓｒ）の組み合わせの結果を以下の図１〜３に示す。それぞれ6と7。上下の温度を変化させることにより、最も好ましい温度変動は、前者の材料では 300 ～ 500 °C の間、後者の材料では 300 ～ 425 °C の間であることがわかりました。温度を選択した後、時間を変更し、酸化時間 ($t_{{{\text{ox}}}$) の変化軸を 2D 平面に投影すると、等しい還元時間 ($ t_{{{\text{red}}}}$)。 $m_{{{\text{RI}}}}$ (つまり $\dot{Q}_{{{\text{th}}}}$ に関する最適な値は次のとおりです。 $m_{{{\text{total}}}}$ と $A$ $\left( {A \sim \dot{V}_{{{\text {ox}}}} \sim P_{{{\text{blow}}}} } \right)$。マークされたケース (図の赤丸) は、適度にバランスのとれたケースとして選択されます。表 9 と 10 は、両方の材料の選択されたケースの計算を示しています。さらに、表 11 は、最も重要な計算パラメータに関連するさまざまな同位体の比較を示しています。完全な対応データは補足情報に記載されています。さまざまなオプションを比較すると、Cm2O3 の総質量が最も低くなります。すでに説明したように、Cm2O3 はかなりの数の中性子を放出するため、追加のシールドが必要です。これにより、初期重量の利点が打ち消される可能性があります。 SrCO3 は総質量が 2 番目に低く、熱エネルギーが最も高くなります。それにもかかわらず、核廃棄物からのSrを使用するには、100%の90Srを得るために濃縮が行われなければならないことに注意しなければなりません。

EuNiO3-Cm2O3 (95% 244Cm) の計算結果 (a) 同位体質量 $m_{{{\text{RI}}}}$、(b) 総カーテン質量 $m_{{{\text{total} }}}$、(色) $t_{{{\text{ox}}}$ 上のリアクターチャンバー断面積 $A$ (投影軸) および $t_{{{\text {red}}}}$ (x 軸) 変化。 $T_{ox} = 300 ^\circ {\text{C}}$ 、 $T_{red} = 500 ^\circ {\text{C}}$;

EuNiO3-SrCO3 (60% 90Sr) の計算結果 (a) 同位体質量 $m_{{{\text{RI}}}}$、(b) 総カーテン質量 $m_{{{\text{total} }}}$、(色) $t_{{{\text{ox}}}$ 上のリアクターチャンバー断面積 $A$ (投影軸) および $t_{{{\text {red}}}}$ (x 軸) 変化。 $T_{{{\text{ox}}}} = 300\;^\circ {\text{C}}$ 、 $T_{{{\text{red}}}} = 425\;^ \circ {\text{C}}$;

反応器の形状の過渡的な熱挙動はまだ考慮されていません。

壁やシールを通る廃熱の流れを最小限に抑えるために、原子炉チャンバーを火星の雰囲気から断熱する必要があることは明らかです。

さらに、流れ境界層がチャンバーの端/出口に向かって加熱するため、チャンバー内の「カーテン」は均一に冷却されません。前述したように、これは好ましくないため、可能であれば避けるべきです。幸いなことに、この問題は、カーテン内の複合層 (つまり $d_{{{\text{composite}}}}$) を入口に向かって厚くするという簡単な方法で解決できます。炭素繊維織物の一定の厚さ（したがって熱容量）が連続性を妨げるため、ABO3-RIC混合比を完全な均一性よりも低く維持しながら層のみを厚くすると、連続性が妨げられる可能性がある。ただし、この比率を同時に調整すると、$l$ が不当に長くなってはなりませんが、実際には両方のステップの終了時点で均一性が保証されます。これを行う方法を知るには、詳細なシミュレーションが必要です。製造に関しては、2 つの化合物のパン粉をそれに応じて追加し、カーテンに縫い付けることが可能です。

酸化時間 ($t_{{{\text{ox}}}}$) が真の自由変数ではないという事実により、POP システムの最適化には別の制限が生じます。 $t_{{{\text{ox}}}$ は酸化終了温度 $(T_{{{\text{ox}}}} )$ を決定するため、それに応じて選択する必要があります。初期の CFD シミュレーションでは、酸化時間約 10 ～ 15 分の仮定が正当であることが示されているため、上記で計算が実行されました。

この時点で、実行中の解決策も見つける必要があることに注意してください。カーテンは非常に薄く、RIC の熱生成が非常に激しいため、強制対流で冷却しないと素材が熱くなりすぎたり、溶けたりする可能性があります。可能性の 1 つは、崩壊熱をラジエーターに放散し、ラジエーターが熱を空間に放射するサーモオイル冷却システムを設置することです。これを行うには、反応器の体積全体 ($A \cdot l$) をサーモオイルで満たすことができないため、カーテンを近づける (つまり、ギャップ幅を小さくする) 必要があります。これは電気機械機構によって実現される必要があります。

火星の大気にはかなりの量の塵が含まれており、砂嵐が非常に頻繁に発生します。したがって、POP システム、特に反応チャンバーに塵が侵入することを許可してはならず、例えば詰まりや機械的損傷に対する保護措置を講じる必要があります。 POP システムでは流量が多く、圧力降下が大きくなる可能性があるため、フィルタを使用できない場合があります。ただし、提案された「カーテン」設計は、粉塵粒子の衝突に対して十分な耐性を提供すると期待されますが、多くのサイクル後に粉塵粒子による目詰まりが発生する可能性があります。許容可能な圧力降下をもたらす可能性が高いオプションは、ダスト漏斗/渦分離器の使用です。この場合、ダスト粒子は外壁に向かって推進され、重力によって漏斗状の出口を通って下向きに螺旋を描きます。

MOXIE システムと比較した POP システムの重量と熱性能の概要。

シールドを除く、POP システムを構成するさまざまなコンポーネントの重量と一次熱出力を表 12 にまとめます。これらの値は、次の 2 つのシナリオについて調査されます。(i) 高 ($n_{{{\text{ O}}_{{2,{\text{abs}}} }} = 0.8)$ および (ii) 低 ($n_{{{\text{O}}_{{2,{\text) {abs}}}} }} = 0.2)$ ペロブスカイト材料の酸素吸収。「カーテン」（図 4 および 5 に示す）の重量は、炭素繊維織物および封入されたペロブスカイト放射性同位体化合物の顆粒の重量を考慮して計算されます。これらの値は推定値であり、注意して使用する必要があります。

実際の酸素摂取率は、材料固有の酸化反応速度、POP システムの構造、動作条件などの多くの要因に依存し、実験研究で最適化する必要があることに注意することが重要です。しかし、ガス流中に存在する酸素含有量が低い場合、ペロブスカイトでの酸素の取り込みが促進されることは文献から明らかです54。したがって、最適化された動作条件では、酸素摂取量が多くなる可能性が高くなります。

反応チャンバーからの余剰熱が十分であれば、選択肢の 1 つは 5 kWe KRUSTY 核分裂炉であり、これにより液化ストリームの需要への電力分配や短期貯蔵ソリューションも可能になります。

リアクターチャンバーの断熱材を熱電モジュールなどで部分的に置き換え、内部のRICの量と分布を調整することで追加の電力を生成でき、その結果リアクターチャンバーRTGが得られます。発電用のその他のオプションには、専用の外部 RTG/高度スターリング放射性同位元素発電機 (ASRG) および太陽光発電ソリューションがあります。表 13 に示すように、CO2 電解 ISRU オプションの重量は、動作中に 1 時間あたり約 3 kg の O2 を生成するために熱エネルギーの需要が高いため、比較して大幅に高くなります56。

地球外大気中での熱化学プロセスによる酸素の濃縮が実現可能であることが示され、コンパクトな装置に適したベストケースの設計とそれに対応する考慮事項が調査されました。 POP システムの放射性物質の場合、重量エネルギー密度の観点から 244Cm が最良の選択肢であることが証明されています。ただし、高いシールド要件があるため、使用される可能性は低いです52。一方、238Puは現在の供給不足により40kgの調達が不可能となっている。したがって、90Sr が最も合理的な選択肢ですが、核廃棄物のストロンチウム含有量を (90Sr の形で) 精製することができない場合、POP システムは核分裂と比較してその適合性を大幅に失います。それにもかかわらず、必要な熱を外部源、例えば核分裂反応器や熱輸送流体（例えば硝酸塩）を介して供給する可能性は依然として存在する。このアプローチでは、一次熱エネルギーが直接使用され、電気への追加の変換は必要ありません。したがって、MOXIE アプローチと比較して、より高いエネルギー効率と総熱無駄の削減が期待されます。しかし、この代替アプローチの特別な課題は、サイズを大きくするとより多くの熱が必要となるため、熱伝達流体が反応室のペロブスカイト構造をそれほど重くすることなく流れることができることです。放射線遮蔽は全体の重量に重大な影響を与える可能性があるため、さらに詳細に調査する必要があります。まだ不確実性がいくつかありますが、最も不利な条件と 1 時間あたり 2.25 kg の酸素を得るために必要な最大重量を考慮しても、他の ISRU システムと比較して大幅な重量削減が可能であると思われます。火星ミッションでは、一般的な宇宙飛行と同様に、ペイロードがミッションのコストに大きな影響を与えます。比較的少量のさらなる研究でも、POP システムがすべての側面において実際に実行可能であるかどうかという疑問に答えることができるはずです。地球外ミッションの一般的なコストと、適切に設計され機能する POP システムの場合の節約の可能性を考慮すると、このような取り組みは潜在的に非常に大きな利益を得るのに非常に小さな代償です。

さらに、この研究により、POP システムのさまざまな側面が複雑で相互に関連しているため、さらなる理論的および実験的調査が必要であることが明らかになりました。さらに、今後の研究で考慮すべき弱点と不確実性がいくつかあります。(i) ペロブスカイト (EuNiO3 を含む) の非化学量論的平衡データは推定値を使用して理論的に計算されたため、実験による検証がまだ必要です。 (ii) 状態図と実験的検証によって、酸化還元物質と RIC の間で反応が起こらないことが調査されます。 (iii) 提案されている織物状の炭素繊維「カーテン」には、動作中および飛行中の熱分布の過渡熱シミュレーションが必要であるため、実際の「カーテン」設計の実験結果または詳細な (熱) 機械計算が必要です。推定圧力降下は単純化された CFD シミュレーションに基づいており、その値には根拠がないため、布地状のパターンの安定性を確保します。 (iv) ペロブスカイトのガス交換の反応速度、つまりカーテンの流れからの酸素の取り込みと還元中の酸素の放出を実験的に調査する必要があります。 (v) フィルタは、大流量と潜在的に大きな圧力降下のために適切ではない可能性があるため、さまざまな粒子サイズの火星塵に対する提案されたおよび/または代替の適切な保護ソリューションの評価および検証。

特定の原子炉の形状（「カーテン」のギャップ幅、原子炉チャンバーの長さ、加熱速度、乱流などを含む）およびPOPシステムの設計の安定性に関する実験的分析を実行する必要があるほか、放射線防護の詳細な分析も行う必要がある。シールド要件と必要なシールドの実際の重量。さらに、酸化中の炭化がPOPシステムの性能に及ぼす影響を調査する必要があり、廃熱の利用や核分裂炉などの代替熱源を評価し、修正を考慮して新しい反応室の形状を再検討する必要がある。

現在の研究中に使用および/または分析されたデータセットは、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

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Projekt DEAL によって実現および組織されたオープンアクセスの資金調達。

未来燃料研究所、ドイツ航空宇宙センター/ドイツ航空宇宙センター (DLR) リンダーヘーエ、51147、ケルン、ドイツ

アスマー・エルタイブ, レナ・クラース, レオンハルト・コルツ, ジョシュア・ヴィーテン, マーティン・ローブ & クリスチャン・サトラー

ExoMatter GmbH、Leutstettener Str. 67、81477、ミュンヘン、ドイツ

ジョスア・ヴィーテン

機械工学部、太陽燃料生産講座、アーヘン工科大学、52062、アーヘン、ドイツ

レナ・クラス & クリスチャン・サトラー

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AE: 方法論、監督、視覚化、執筆 - 原案、執筆 - レビューおよび編集。 LK: 方法論、視覚化、執筆 - オリジナルドラフト、執筆 - レビューと編集。 LK: 調査、方法論、視覚化、執筆 - オリジナルドラフト、執筆 - レビューと編集。 JV: 概念化、方法論、監督、リソース、執筆 - レビューと編集。 MR: 資金調達、リソース、監督。 CS: リソース、監督。

Asma Eltayeb または Lena Klass への通信。

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転載と許可

Eltayeb、A.、Klaas、L.、Kölz、L. 他。地球外大気中の酸素を濃縮するための熱化学プロセスとコンパクトな装置: 実現可能性の研究。 Sci Rep 13、5148 (2023)。 https://doi.org/10.1038/s41598-023-31120-x

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受信日: 2022 年 6 月 8 日

受理日: 2023 年 3 月 7 日

公開日: 2023 年 3 月 29 日

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