火星表面二氧化碳捕集方法的应用进展及分析

张春伟 柴栋栋 马军强 陈 静 李山峰 时云卿

(北京航天试验技术研究所 北京 100074)

1 引言

在太阳系主要天体中,火星的环境与地球最为相似,有可能存在过生命或适宜生命繁衍,所以火星在太阳系探测中占有重要地位[1]。迄今为止,人类已经进行了众多的火星探测活动,包括轨道勘测器、着陆器和火星车等,而成功到达火星表面并开展任务的着陆器和火星车大多由美国发射,包括海盗-1 号、海盗-2 号、火星探路者、勇气号、机遇号、凤凰号、火星科学实验室、洞察号和毅力号等。2021 年,中国的祝融号火星车也成功登陆火星,并发回了宝贵的探测数据。

在火星探测任务中,推进剂的质量占据整个航天器质量的绝大部分。若将这些推进剂全部从地球运输至火星,整个任务的成本将十分昂贵。一方面,每多运送1 kg 物资到火星,航天器从地球出发时的质量就需增加226 kg[2];另一方面,当前采用的低温推进剂难以长时间在轨贮存[3]。因此,单靠航天器自身携带的燃料难以满足长时间和高机动性的星际航行探测任务的要求,导致上述着陆器和火星车也无一返回。

火星原位资源利用技术是指利用火星大气和土壤等天然资源就地制备火箭推进剂,降低对地球补给的依赖,减少火星探测的难度。美国国家航空航天局(National Aeronautics and Space Administration,NASA)从20 世纪50 年代就开始对ISRU 技术进行了大量的研究,以提高航天器返回任务和载人探测任务成功的可能性[4]。中国也开始了火星探测任务中“回”阶段的取样返回任务的研究工作,行星表面推进剂制备技术被给予了最优先发展的评级,计划在2050 年前突破相应技术并在后续任务中应用[5]。

火星大气中含有丰富的CO2资源,可通过还原反应获取甲烷推进剂,是最具潜力的火星推进剂原位制备原料,所以,具备富集和提纯功能的高效CO2捕集方法是火星原位资源利用技术的基础。因此,本文对火星表面CO2捕集方法的应用发展进行详细总结和对比分析,以期为中国未来的返回式火星探测任务和火星ISRU 技术体系的建设提供参考。

2 火星表面的环境特征

火星大气的主要成分是CO2,占总量的95.32%,其次是N2和Ar,分别为2.7% 和1.6%,还有少量的O2(0.15%)、H2O(0.03%)、CO(0.07%)及其它气体(0.000 291%)[6]。除大气成分差异外,火星表面的气候环境与地球也有较大不同。图1 为好奇号火星探测车获取的火星表面温度和压力参数变化情况[7],温度方面,火星全年平均温度在208—243 K之间波动,而由于稀薄的大气层难以通过大气运动传递热量,昼夜温差也相对较大,夏季温度变化范围约为185—244 K,冬季温度变化范围约为172—252 K;压力方面,由于火星大气层很薄,全年压力在720—920 Pa 之间波动。

图1 好奇号火星探测车测量的平均温度和平均压力情况[7]Fig.1 Evolution of average air temperature and average pressure measured by Curiosity Rover[7]

近年来,CO2捕集方法在碳中和政策的推动下得到了快速发展,但是火星表面特有的气候环境给CO2捕集方法提出了新的挑战。例如,火星表面温度波动大,大气最低温度远低于大多数机械设备的最低入口温度约束;在压力方面,虽然大气中CO2组分占比很高,但仍需要进行大幅度提纯及压缩,以保证CO2原料气的状态满足后续还原反应要求;此外,火星的低温和低压环境对设备的稳定性和密封性提出了更高的要求。

3 火星表面的CO2 捕集方法

连续且稳定的CO2气源是实现火星原位资源利用的前提。目前,潜在可行的火星表面CO2捕集方法主要包括冷冻分离法、吸附分离法、直接压缩处理法和液化分离法等,下面将对各种方法进行详细分析。

3.1 冷冻分离法

冷冻分离法利用CO2与其它气体组分之间凝华点的差异来实现分离目标。CO2的相图如图2 所示,由其可知,火星大气压力对应的CO2凝华温度约为150K,可利用低温冷机(或液氮等低温介质)将火星大气的温度降低至150 K 以下,使CO2凝华并附着在低温冷机的冷头表面,当CO2固体层达到一定厚度后,将整个冷头部分密封进行加热,使固态CO2气化并自增压,当压力达到设定值后,再将CO2气体通入的后续还原系统进行资源化利用。NASA 对冷冻分离法的技术成熟度评级为3—6 级,该方法的有效性已经被先锋航天公司、洛克希德·马丁公司和肯尼迪空间中心(Kennedy Space Center,KSC)所验证,相应的CO2冷冻分离装置如图3—图5 所示,最大可实现约100 g/h 的CO2捕集速率,固态CO2的厚度可达1 cm,转化成CH4的质量约为32 g/h[8]。

图2 CO2 冷冻过程相图Fig.2 Freezing process of CO2 in phase diagram

图3 先锋航天公司采用液氮冷源的CO2 冷冻器[8]Fig.3 Pioneer Astronautics’s CO2 freezer using liquid nitrogen as cold source[8]

图4 洛克希德·马丁采用冷机的CO2 冷冻器[8]Fig.4 Lockheed Martin’s CO2 freezer using chiller as cold source[8]

图5 KSC 中心的CO2 冷冻捕集系统[8]Fig.5 KSC’s CO2 freezer using chiller as cold source[8]

受限于低温冷机的冷头结构,火星大气与冷头之间的传热面积和可负载固态CO2的面积难以满足要求,所以冷冻分离法的CO2冻结率通常在70%—80%之间。因此,设计高比表面积和均匀气流分布的低温冷机冷头结构是冷冻分离法的研究重点,NASA在此领域进行了大量研究。

2013 年,NASA[9]报道了基于自由活塞斯特林制冷机的CO2冷冻捕集装置,冷头结构为球形翅片式,如图6 所示,该装置在压力为660—1000 Pa 和温度为-5 ℃的环境中测试了7 小时,总共有84.6 gCO2被冻结,CO2捕集速率在12—15 g/h 之间。2018 年,KSC 中心[10-11]系统对比研究了不同类型冷头结构的CO2冷冻性能,冷头结构如图7 所示,对应的测试结果如表1 所示,由其可知,涡流分支型冷头结构的CO2捕集速率相对较差,而其它冷头结构的平均捕集率则相差不多。同年,NASA[12]又提出了捕集量更大的CO2冷冻捕集装置,如图8 所示,单台装置的CO2捕集速率设计为1.1 kg/h,目标环境的温度和压力分别为161 K 和790 Pa,装置采用的AFCryo STC90 斯特林制冷机能在150 K 下提供300 W 的制冷量,然而此装置的样机及实际运行数据目前尚未报道。

表1 火星模拟环境下的冷头结构性能对比[11]Table 1 Performance comparison of cold head structures in simulated environment of Mars[11]

图6 基于自由活塞斯特林制冷机的CO2 冷冻装置及球形冷头结构[9]Fig.6 CO2 freezer driven by free piston stirling cooler and spherical cold head[9]

图7 KSC 中心研究的5 种冷头结构[11]Fig.7 Five cold head structures studied by KSC[11]

图8 NASA 提出大规模CO2 冷冻装置结构及新型冷头结构[12]Fig.8 Large scale CO2 freezer and new cold head structure proposed by NASA[12]

目前,美国已成功实现了实验室规模的冷冻分离法CO2捕集,NASA 还计划将其用于MARCO POLO火星登陆项目,然而,冷冻分离法也存在一定缺陷。在传热效率方面,随着冷头表面固态CO2厚度增加,热阻也会大幅上升,导致CO2捕集速率会逐渐下降,导致现有冷冻分离装置的CO2捕集量都相对较低且功耗较大,KSC 中心CO2捕集装置的冷机温度与其功率的关系如图9 所示[8],当CO2捕集率为102 g/h时,冷机的平均功耗可达158 W,而洛克希德·马丁公司[13]计算得CO2冷冻捕集的理想输入功率为0.871 W·h/g。在运行流程方面,冷冻分离法通过密封加热进行升华和自增压,难以控制CO2的纯度,容易混入O2和H2O 等影响后续流程的杂质气,同时,运行流程使得单台装置无法满足CO2连续供应的需求,须配置多台装置交替运行,增大了系统的体积及控制复杂度。

图9 低温冷机冷头温度和功耗之间的关系[8]Fig.9 Relationship between cold head temperature and power consumption of cryogenic chillers[8]

3.2 吸附分离法

吸附分离法利用吸附剂对火星大气组分吸附性能的差异实现CO2的捕集。结合火星环境特征,运用变温吸附法使吸附剂在低温条件下吸附CO2,待吸附饱和后,通过加热将CO2从吸附剂中解吸并完成收集。NASA 对吸附分离法的技术成熟度评级为6级,认为该技术已完成接近实际应用环境下的原型系统测试[8]。

吸附剂的吸附量是影响吸附分离法CO2平均捕集速率的关键,其取决于两方面因素,一是吸附剂本身的物理构型和化学性质,二是吸附剂表面的温度和CO2分压等条件。相对于常规吸附碳捕集案例,火星表面的CO2分压(720—920 Pa)较为特殊,介于直接空气碳捕集(～40 Pa)和发电厂烟气碳捕集(4 000—15 000 Pa)之间,相关研究较为缺乏。

目前,仅有少量文献实际测量了吸附剂在500 Pa分压下的吸附量,包括沸石类吸附剂[14]、金属-有机骨架(Metal-Organic-Frameworks,MOFs)类吸附剂[15]以及复合吸附剂[16],其吸附量对比如图10 所示。沸石13X 和沸石5A 等沸石类吸附剂是目前商业化程度较高的吸附剂,其在500 Pa 分压下吸附量约为1.6 mmol/g,相较于其在烟气捕集工况下的吸附量3.0 mmol/g 下降了46.7%[17]。对于MOFs 类吸附剂,目前大部分仍处于实验室研究阶段,其制备工艺复杂,成本较高,此外,MOFs 类材料在500 Pa 的分压下的性能相较于沸石提升有限,仅有SIFSIX-3-Cu 的吸附量较商业化沸石提升了0.66 mmol/g。复合吸附剂是指将化学吸附材料负载至多孔基质中组成的材料,可发挥化学吸附剂吸附量大和多孔基质比表面积大的优势,同时避免了化学吸附剂的腐蚀问题,然而复合吸附剂吸附机理尚不明晰,吸附调控难度也相应增大。

图10 固体吸附剂的吸附量对比(500 Pa,298 K)[14-16]Fig.10 Comparison of adsorption capacity of solid adsorbents(500 Pa,298 K)[14-16]

火星表面平均气温约为216 K,由于常规吸附碳捕集不会涉及此温区,因此CO2低温吸附性能测试鲜有报道,只能通过数学模型外推计算。Zhao 等[18]利用Toth 模型和Langmuir 模型对沸石13X、沸石5A、Mg-MOF-74 和活性炭的CO2吸附量进行拟合,获得了CO2平衡吸附量模型。利用此模型可计算低温工况下的吸附量随温度的变化关系,计算结果如图11 所示,由其可知,吸附量随着环境温度的降低而提升,在216 K 的火星表面温度下,沸石5A 的吸附量为7.61 mmol/g,相较于室温298 K 下的吸附量提升了163.3%,镁基MOFs 材料Mg-MOF-74 的吸附量较室温下提升了85.6%。然而,由于温度已超出拟合数据集的工况范围,数据的准确性仍需进一步测量验证。

图11 根据文献[18]模型外推获得的CO2吸附性能(10 000 Pa)Fig.11 CO2 adsorption performance obtained by extrapolation from model in Ref.[18](10 000 Pa)

除前述基于物理吸附的固体吸附剂外,利用胺溶液和离子液体等化学吸附剂也可用于CO2捕集。Hadri 等[19]分析了常见胺溶液在烟气碳捕集工况下的吸附量,当温度低于313 K 时,浓度为30%的胺溶液吸附量均在0.52—1.35 mol/mol 之间。Buijs等[20]采用分子动力学模拟方法计算了伯胺官能化吸附剂VP OC 1065 的CO2吸附性能,结果显示,当温度为303 K 和CO2分压为1 000 Pa 时,吸附量为1.97 mmol/g,较常规烟气碳捕集工况(10 000 Pa)下的吸附量降低了24.2%。KSC 中心也对多种离子液体的CO2吸附性能进行了测试,其中AZ-3 离子液体在常温常压下的吸附量为3.55 mmol/g[8],但是在火星表面低温低压环境下的吸附性能尚不明确。此外,胺溶液等化学吸附剂的再生热较高,并会发生氧化降解,导致溶剂损失和设备腐蚀等,影响系统的稳定运行[21]。

Hasseeb 等[22]对比了4 种变温吸附循环在火星环境下的性能,采用的商业吸附材料分别为Grace544 13X、BASF13X、Grace522 5A 和VSA10LiX。结果显示,当吸附产品气用于Sabatier 反应生成CH4时,CO2捕集速率约为1.94 kg/h;当吸附温度为253.15K,输出压力为350 kPa 时,Grace544 13X 所需的输入功率为0.89 kW,是能耗最低的材料。NASA[8]已经设计了基于吸附分离法的CO2捕集装置,如图12 所示,装置功率为16.0 W,质量为8.5 kg,体积为40 cm ×24 cm × 25 cm,当温度在200—450 K 和压力为0.587 54 ×105Pa 时,CO2捕集量约为0.75 g/h。随后,NASA[9]还提出了由8个吸附单元组成的火星表面连续运行吸附系统,吸附材料采用沸石13X,吸附单元通过转动交替完成吸附和解吸,如图13 所示。

图12 NASA 采用吸附分离法的CO2 捕集装置[8]Fig.12 NASA’s CO2 capture device using adsorption separation method[8]

图13 NASA 提出的连续吸附捕集装置几何模型和运行流程图[9]Fig.13 Geometric model and operation flow chart of continuous adsorption capture device proposed by NASA[9]

吸附分离法的技术成熟度较高,但其用于火星表面的CO2捕集仍需进行进一步地深入研究。一方面,后续的CO2还原反应要求连续且稳定的CO2气源,但根据吸附分离法的运行特性,需要并联设置两台及以上的吸附器,循环交替运行才可实现CO2的连续供应,而根据吸附剂在等温条件下的解吸特性曲线,脱附速率随时间不断降低,所以还须同时开展解吸温度的控制策略研究,稳定CO2的供气量。另一方面,火星大气中虽然仅含有微量水,但其对于常规吸附材料是强吸附相,与CO2存在竞争性吸附,所以需设置额外的除水装置。最后,变温吸附虽然可以较好地适应火星表面环境,但吸附剂的吸附量仍处于较低水平,须通过缩短吸附循环周期、增加吸附碳捕集装置的体量和增加吸附压力等方法保证CO2的捕集速率,这对系统的体积及控制复杂度提出了更高的要求[23]。

3.3 直接压缩反应法

直接压缩反应法是指将火星大气进行压缩后直接进行后续反应。这是因为火星大气中CO2的比例已达95.32%,已经能够满足Sabatier 反应、逆水-气变换反应和固态电解等转化过程的要求[3]。因此,可以将火星大气压缩至反应压力后通入反应器进行后续转化,火星大气中的次要成分则在反应产物中进行分离。NASA 对直接压缩反应法的技术成熟度评级为4 级,该方法已经完成实验室环境下的测试。

先锋航天公司[24]成功构建了基于直接压缩反应的RWGS 和Sabatier 耦合实验装置,如图14 所示,采用CO2/N2/Ar 的混合气来模拟火星大气,流量为600 cm3/min 的混合气被涡旋泵从0.8 kPa 初步压缩至100 kPa 后,继续通过压缩机将混合气压缩至500 kPa,最后通入RWGS 和Sabatier 反应模块,该装置总质量115 kg,体积为46 cm ×41 cm ×94 cm。经过连续5 天的测试,催化剂没有明显失活,获取的甲烷纯度在98%以上,而CH4/O2产率可达1 kg/d,对应功耗约为893 W(优化后为678 W),其中压缩功耗为242 W,占总能耗的27.1%。

图14 先锋航天公司的直接压缩反应装置[24]Fig.14 Direct compression/processing system at Pioneer Astronautics[24]

Hecht 等[25-26]介绍了毅力号火星车上的氧气原位资源利用实验(Mars Oxygen ISRU Experiment,MOXIE)装置,该装置也采用了直接压缩反应方法,即通过Air Squared 公司提供的涡旋压缩机将火星大气直接压缩后用于固体氧化物电解制氧工艺中,装置实物图如图15 所示。涡旋压缩机的压比为5.8,容积效率约为0.86,CO2流量随入口压力及压缩机转速的变化如图16 所示,当压力为665 Pa 和转速为3 500 r/min 时,CO2质量流量为64 g/h。同时,研究表明,除CO2以外的火星次要大气成分不会影响后续的电解过程。此后,Air Squared 公司获得了NASA的一份合同,将进一步开发涡旋泵原型机,可在30—100 kPa 的压力下提供2.7 kg/h 的CO2供给量,并需在火星模拟环境中运行10 000 h。因此,Starr 等[27]将Air Squared 公司涡旋泵视作目前直接压缩反应法中技术成熟度最高的选项。

图15 MOXIE 装置实物及其涡旋压缩机[26]Fig.15 MOXIE device and its scroll compressor[26]

图16 MOXIE 中CO2 流量随入口压力及压缩机转速的变化[26]Fig.16 Variation of CO2 flow rate with inlet pressure and compressor speed in MOXIE[26]

除CO2以外,真实的火星大气中还含有N2、O2、CO 和惰性气体等,这些次要成分对大部分反应催化剂和反应器性能的影响还不明晰,例如,火星表面已被探明存在富硫成分[28],而含硫化合物对Sabatier 反应催化剂的活性影响显著[29],同时,Sabatier 反应需要氢气作为还原剂,但由于反应器内部处于高温状态,O2会极大增加发生爆炸的可能性[30],所以直接压缩反应法的真实应用还需进一步地研究。

3.4 液化分离法

液化分离法是指通过压缩机对火星大气进行增压,增压后的压力应大于CO2三相点压力,随后利用外部冷源对高压火星大气进行冷却,使CO2液化并通过气液分离实现液态CO2的收集。NASA 对液化分离法的技术成熟度评级为1—2 级,处于技术概念应用初级阶段[8]。

目前,利用液化分离法捕集火星大气CO2相关的样机及性能测试尚无报道,仍停留在理论分析层面。美国喷气推进实验室[31]提出了一种火星表面气体宏量捕集和利用的概念性系统:将大量的火星大气压缩至1.3 MPa 后进行冷却,将大部分CO2液化分离,随后将残余气体进一步压缩至3 MPa 后进行二次冷凝,将剩下的CO2和水蒸气液化分离,最后通过精馏完成其余组分的收集,流程如图17 所示。该系统主要针对未来的火星殖民活动,由于运行压力较高,需要对大量的气体进行压缩,导致系统的体积较大,同时系统对功耗要求较高,需要考虑配置核反应堆,因此不适用于早期的火星探索活动。

图17 利用液化分离法捕集CO2 流程图[32]Fig.17 CO2 capture process using liquefaction separation method[32]

液化分离法虽然在火星应用处于起步阶段,但该方法在地球上已发展多年,具有较多的技术成果,可为未来的火星表面CO2捕集提供一定的指导。Song等[32]总结了5 种低温液化CO2技术的回收率及能耗,包括Cryogenic packed bed 流程、Anti-sublimation流程、Cryocell 流程、Controlled freeze zone 流程和External cooling loop 流程等,见表2。这些流程的CO2回收率较高,可以达到90%以上,并且部分已完成实际测试或示范。Jensen 等[33]计算了基于External cooling loop 流程的烟气CO2液化分离捕集能耗为0.74 MJ/kg,相较于吸收法(1.3 MJ/kg)、吸附法(2.0—5.6 MJ/kg)和膜分离法(0.95—1.9 MJ/kg)具有较大的节能潜力。

表2 CO2 低温捕集法的性能对比[32]Table 2 Performance comparison of CO2 cryogenic capture methods

液化分离法已广泛用于CO2分离和提纯,可实现连续且稳定的CO2原料气供应,同时,后续的Sabatier 反应器或逆水-气变换反应器均要求CO2原料气达到一定的压力,而液态CO2可通过调控气化速率满足这一条件,无需额外的增压装置。因此,若解决火星大气的增压问题并充分利用火星表面的低温环境,液化分离法有望成为一种高效的火星CO2捕集方法。

4 火星表面CO2 捕集方法能耗计算

对前述4 种火星CO2捕集方法进行简化计算,可较为直观地对比能耗差异。假设火星大气气体初始状态为:T0=216 K,P0=800 Pa,CO2浓度w=95.6%,杂质气体均为N2。捕集的CO2质量mCO2=1 kg,CO2的比热cpCO2、凝华潜热HCO2等物性参数取自于计算软件Engineering Equation Solver(EES)。

冷冻分离法所需能耗Qfre,e主要来自于低温冷机和加热器,对应 CO2和 N2等大气成分的显冷Qfre,c,sen、CO2凝华分离过程的潜冷Qfre,c,lat和CO2升华自增压过程的潜热Qfre,h,lat,计算方法如式(1)—(4)所示。假设冷冻温度Tfre=150K,捕集效率ηfre=0.8,制冷机效率ηcooler=0.142[34]。

吸附分离法所需能耗Qads,e主要来自于加热器,对应脱附再生阶段的吸附剂和CO2显热Qads,e,sen以及CO2的脱附热Qads,e,des,计算方法如式(5)—(7)所示。假设吸附剂为沸石5A,脱附温度Tdes=298.15 K,循环吸附量q(g/g)及脱附热Hdes(J/g)根据文献[18]计算。

直接压缩反应法所需能耗Qco-re,e主要来自于压缩机,用于将初始状态气体压缩至反应所需压力,计算方法如式(8)所示。假设压缩机出口压力Pco-re,1=500 kPa[24],压缩过程多变指数k=1.3,压缩机电效率ηcom=0.8。

液化分离法所需能耗Qliq,e主要来自于压缩机,用于将初始状态气体两次压缩至液化所需压力,计算方法如式(9)—(11)。假设两级液化的压力分别为Pliq,1=1.3 MPa,Pliq,2=3 MPa[31],一级液化温度Tliq,1=216 K,一级液化效率ηliq,1=0.7。

根据上述公式计算得4 种方法的单位CO2能耗对比如图18 所示。从图中可以看出,冷冻分离法所需的能耗最高,主要来自制冷机的能耗,为4 544.6 kJ/kg,占总能耗的88.5%。吸附分离法单位CO2捕集能耗为1 095 kJ/kg,其中升温所需显热和吸附剂再生热各占37.3%和62.3%。直接压缩反应法由于不包括CO2提纯过程,因此所需能耗最低,为865 kJ/kg。液化分离法CO2捕集能耗为1 141 kJ/kg,由于第一级压缩的压比较大,约为第二级压缩的704 倍,且第一级压缩的气体流量也大于第二级压缩,所以大部分CO2在一级液化中冷凝液化,第二级压缩的能耗仅为0.033 48 kJ/kg。上述的计算过程仅简要对比了不同CO2捕集方法的主要环节能耗,而在实际应用中还需充分考虑方法的实现复杂度,两者有机结合才能设计出最佳的CO2捕集装置。

图18 火星表面CO2 捕集方法能耗对比Fig.18 Comparison of energy consumption of CO2 capture methods on Mars

对4 种CO2捕集方法的能耗、纯度、状态、连续性以及成熟度进行了总结,结果如表3 所示。总体来说,冷冻分离法、吸附分离法、直接压缩反应法和液化分离法均有特定的优缺点,适用于不同的应用工况及发展阶段。

表3 4 种火星表面CO2 捕集方法综合对比Table 3 Comprehensive comparison of four CO2 capture methods on Mars

5 结论

美国自20 世纪50 年代开始就已将目光投向月球和火星等天体的探索,并认识到原位资源利用技术的重要性,所以对火星表面的CO2捕集技术进行了大量研究并取得了众多的原创性成果。本文对冷冻分离法、吸附分离法、直接压缩反应法和液化分离法等火星CO2捕集方法的发展现状和技术特征进行了分析和总结,主要结论如下:

大学生与高中生有很大的不同，大学生属于学习专业知识的阶段，虽然专业知识的学习和提升很重要，但是大学生和高中生不同，大学生学习成绩的好坏并不能评判一个人的专业化水平，不能单单以分数评判一个人的成败，如果只看重专业知识，不利于大学生的全面发展，无法满足社会上对大学生综合素质能力的基本需求。很多高等院校更多的站在自己和社会的角度建立目标，高度重视学生对社会应尽的义务培养，但却忽略了学生自身的综合发展。人才资源的基本标准考虑的是学生在多个方面的表现，这就要求学生充分发挥自己的潜能，展现自己的才能，不断地完善自己，成为德智体美劳全面发展的应用型人才。

(1)冷冻分离法可充分适应火星表面的低温低压环境,易于实现,但由于需要低温冷机提供CO2凝华冷量,导致能耗较大且CO2捕集量严重受限于冷头结构,因此冷冻分离法适用于捕集少量CO2的工况。

(2)吸附分离法成熟度高且能耗低,但在吸附循环周期、吸附压力调控以及水和竞争吸附等方面均需根据火星环境进行进一步适应性改进,以实现连续稳定的CO2原料气供应。

(3)直接压缩反应法具有能耗低和操作简单等优势,若能解决火星大气中的次要组分对催化剂、反应器以及安全性的影响,则具备较大的应用潜力。

(4)液化分离法虽然成熟度较低,但在能耗、连续供气和大批量CO2捕集等方面均有一定的优势,同时液化分离法还可利用火星大气的冷能以进一步降低能耗,从长期发展角度考虑,有望成为来火星表面CO2捕集关键技术之一。