Les scientifiques proposent d’adapter un système Mars ISRU à l’évolution de l’environnement de Mars

Les missions humaines vers Mars nécessiteront un lanceur substantiel pour monter de Mars jusqu’à un rendez-vous avec un véhicule de retour terrestre en attente sur l’orbite de Mars. Pour un équipage ascendant de 6 personnes, la meilleure estimation actuelle des propulseurs à oxygène requis pour l’ascension est d’environ 30 tonnes métriques. Produire de l’oxygène pour les propulseurs d’ascension et éventuellement le maintien de la vie à partir du CO2 indigène sur Mars, plutôt que d’apporter de l’oxygène sur Mars depuis la Terre, présente un avantage significatif.

La production d’oxygène est réalisée par un processus connu de manière générique sous le nom d’utilisation des ressources in situ (ISRU). Étant donné que le projet Mars Oxygen ISRU Experiment (MOXIE) a démontré le fonctionnement d’un prototype de système d’électrolyse pour convertir le CO2 martien en O2 sur Mars avec un grand succès, il convient maintenant d’étudier l’extension de ce prototype à un système à grande échelle.

Dans un article de recherche récemment publié dans Espace : science et technologieDonald Rapp et Eric Hinterman ont modélisé les performances d’un système d’utilisation des ressources in situ (ISRU) de Mars à grande échelle pour produire 30 tonnes métriques d’O2 liquide, exploité pendant 14 mois alors que l’environnement de Mars change de façon diurne et saisonnière.

Tout d’abord, les auteurs présentent la disposition, les exigences et les paramètres du système ISRU. La disposition simplifiée du système ISRU est illustrée à la Fig. 1. Le cœur du système est l’empilement (ou, plus probablement, un ensemble d’empilements) de cellules d’électrolyse, produisant un flux d’O2 sortant de l’anode et un mélange de CO, CO2 et gaz inertes dans l’échappement de la cathode. Pendant que le processus fonctionne, un compresseur aspire d’abord l’atmosphère de Mars dans le système et la comprime de la pression de Mars à la pression de la cheminée.

Un échangeur de chaleur récupère une partie de la chaleur des gaz d’échappement vers le gaz entrant de Mars, et ce gaz est préchauffé à la température de la cheminée avant d’entrer dans la cheminée. Après l’électrolyse dans la cheminée, l’effluent de la cheminée est renvoyé à l’échangeur de chaleur pour préchauffer le gaz Mars entrant, et l’échappement de la cathode est évacué, tandis que l’échappement de l’anode est acheminé vers le liquéfacteur.

De plus, il est essentiel que la tension aux bornes des cellules électrolytiques de la ou des piles soit supérieure à la tension de Nernst pour la réaction de production d’oxygène (0,96 V) et inférieure à la tension de Nernst pour la réaction secondaire qui dépose du carbone (1,13 V) . Le système doit fonctionner pendant 14 mois (420 sol) avec un taux de production moyen d’oxygène de 3,0 kg/h pour produire un total de 30 240 kg d’oxygène sur cette période. Il existe également plusieurs schémas de contrôle.

Dans l’option 1, les cheminées d’électrolyse et le liquéfacteur fonctionnent à un débit constant de 3,0 kg/h, tandis que le nombre de tours par minute (RPM) du compresseur est contrôlé pour être supérieur lorsque la densité de Mars est inférieure, et vice versa. Dans l’option de contrôle 2a, le RPM est toujours maintenu à 3325 et le compresseur est de la même taille que dans l’option de contrôle 1, mais le nombre de cellules dans les piles est réduit.

Dans l’option de contrôle 2b, le RPM est toujours maintenu à 3325 et le nombre de cellules est le même que dans l’option de contrôle 1, mais la taille du compresseur est réduite. Dans l’option de contrôle 2c, le nombre de cellules et la taille du compresseur sont de la même taille que dans l’option de contrôle 1, mais le RPM est toujours maintenu à 2705.

Ensuite, les auteurs examinent la résistance cellulaire spécifique à la zone intrinsèque (iASR), la densité de courant (J), et le débit dans différentes options de contrôle. La relation de base : Vop = + Vautre + (iASR)(J) est utilisé, dans lequel Vop est la tension de fonctionnement moyenne appliquée à une cellule ; est le potentiel de Nernst pour la production d’O2, moyenné sur une cellule ; Vl’autre est une tension ajoutée pour équilibrer l’équation.

De plus, pression d’anode = pression de cathode = 0,2 bar, utilisation = 0,60, et iASR est supposé commencer à 1,00 ohm-cm2 et augmenter à 1,20 ohm-cm2 après 420 sols de fonctionnement. Dans l’option de contrôle 1, la surface de cellule requise pour produire 3 kg/h d’oxygène est AT = 83750 cm2.

Avec des cellules d’une surface de 100 cm2 chacune, cela nécessite 840 cellules. L’étendue des tensions de fonctionnement des cellules est Max Vop = 1,060, Moy. Vop = 1,048, et Min Vop = 1,036. Le RPM varie de 3325 à densité minimale, à 2706 à densité moyenne, à 2251 à densité maximale. Dans l’option de contrôle 2a, Max Vop = 1,114, Moy. Vop = 1,078, et Min Vop = 1,037.

La tension moyenne maximale de la cellule est dangereusement proche de la tension de Nernst pour la formation de carbone, et compte tenu des incertitudes dans l’estimation de l’iASR, cette option est inacceptable. Dans l’option de contrôle 2b, Max Vop = 1,077, Moy. Vop = 1,048, et Min Vop = 1,014. Dans l’option de contrôle 2c, Max Vop = 1,077, Moy. Vop = 1,048, et Min Vop = 1,014, qui sont essentiellement les mêmes que pour l’option de contrôle 2b.

Enfin, les auteurs discutent des résultats et tirent des conclusions. Quant au système d’électrolyse d’oxyde solide (SOXE), la puissance électrochimique est de 14,6 kW pour l’option de contrôle 1 et de 4,87*FO2 kW pour l’option de contrôle 2. La puissance de préchauffage est estimée à ~0,5 kW. La perte de chaleur est d’environ 0,35 kW, bien que cela dépende des conditions atmosphériques. La puissance SOXE totale pour toute option de contrôle est la somme de la puissance électrochimique, de la puissance de préchauffage et de la puissance de perte de chaleur.

Les essais pour les différentes options de contrôle donnent les résultats indiqués dans le tableau 4. Comme pour le compresseur, l’efficacité adiabatique est fonction des inefficacités de ses composants, y compris les pertes du moteur, le frottement des joints et le frottement des roulements. Le tableau 5 résume les besoins en puissance pour la compression dans diverses options de contrôle. Le taux d’évacuation de la chaleur du système par le refroidisseur cryogénique est calculé comme le refroidissement nécessaire pour abaisser la température de l’oxygène gazeux à son point d’ébullition et le liquéfier. Le résultat est présenté dans le tableau 6. La puissance totale, y compris toutes les contributions, est conclue dans le tableau 7. Tous les tableaux peuvent être consultés dans l’article en libre accès.