單冷卻流道冷卻雙膜電極的電堆結構研究*

杜益開 詹志剛 宛朝輝 周 芬 張 宇 楊 華 潘 牧*

(武漢理工大學燃料電池湖北省重點實驗室1) 武漢 430070) (武漢理工大學材料學院2) 武漢 430070)

0 引 言

燃料電池是一項高效的綠色發電技術，其主要應用領域包括交通運輸、固定發電站等.其中在交通運輸領域，燃料電池汽車被視為新能源汽車的終極綠色解決方案.日本本田汽車公司于2015年推出了第三代燃料電池汽車clarity，本田公司為了提高clarity的燃料電池堆功率密度，不僅改變了氫氣和空氣的流動方向，使陰極反應產生的水在燃料電池堆中循環，同時還改變了電堆的結構，將冷卻流道和氣體流道由傳統的直線型改為S形[1]，使一個冷卻流道能同時冷卻兩片膜電極，從而將其電堆的功率密度從1.9 kW/L提升到3.1 kW/L.但是采用S形流道不僅會增加雙極板的加工難度，還會增加反應氣體和冷卻流體在流道的流阻，進而增大了供給反應氣體與冷卻介質系統的壓力.針對以上問題，本文研究在不同的冷卻介質流量下，用傳統直線形流道冷道同時冷卻兩片膜電極這種電堆結構的可行性.

現已有許多關于質子交換膜燃料電池的熱管理方面的研究，但是大部分的研究僅限于單電池模型，極少部分是關于燃料電池堆熱管理方面的研究.在這少部分燃料電池熱管理的研究中，大多數致力于冷卻流道的結構、冷卻策略對電堆的性能的影響，并沒有涉及到單冷卻流道冷卻雙模電極這種新型的電堆結構.Wilkinson等[2-3]通過模擬發現，考慮反應氣體與冷卻介質流道的合理性，選擇一種橫截面積不等的冷卻流道，能使質子交換膜上的溫度分布更為均勻，Lee等[4]根據這一原理設計了一種變截面的冷卻流道.Sui等[5]模擬了S形流道對冷卻介質的換熱效率的影響，發現由于迪恩漩渦的產生，使蛇形流道中混合冷卻介質的換熱效率遠大于傳統直線型流道中的換熱效率.Park等[6]建立了非等溫的燃料電池堆模型來研究冷卻介質的流量和溫度的分布對質子交換膜電池堆輸出電壓的影響.研究結果表明，當冷流速較小時，燃料電池堆內部的溫度是影響電堆輸出電壓的主要因素.Jin等[7]設計了一種能提高反應氣體在脊背下強制對流的混合型流場，并通過數值模擬發現，與傳統流道相比，這種混合型流道的冷卻效果較好.Cao等[8]建立了三維、非等溫的燃料電池模型分析了氣體擴散層和流場板肋板之間的接觸電阻對電池溫度和性能的影響.計算結果表，有接觸電阻計算工況下擴散層內濕度變化平緩，而無接觸電阻擴散層內溫度變化較快.

因而利用fluent研究用單冷卻流道冷卻雙膜電極這種新型的堆結構，在不同冷卻介質流速下，陰極、陽極加濕度分別為0%，70%，工作電流密度為1.5 A/cm2的輸出電壓值，對實際的燃料電池堆的設計有很重要的參考意義.

1 模型的描述

1.1 幾何模型

在傳統的電堆結構中，一條冷卻流道僅冷卻一片膜電極，其簡化結構見圖1a).外圍尺寸為300 mm×1.1 mm×2.87 mm,傳統結構的質子交換膜的活性面積為330 mm2,氣體與冷卻介質流道寬度與深度為0.5 mm×0.4 mm,質子交換膜、催化層、氣體擴散層、集流板的厚度分別為0.015，0.01，0.2，0.1 mm.在驗證網格靈敏性驗證后，該模型的網格總數為1 069 200.

在新型電堆結構中，一條冷卻流道同時冷卻兩片膜電極，其簡化結構見圖1b).在膜的活性面積、氣體和冷卻水流道寬度與深度等幾何尺寸與傳統電堆結構相同的情況下，該模型的外圍尺寸為300 mm×1.1 mm×2.37 mm.在網格尺寸與傳統結構相同的情況下，該模型的網格總數為937 200.

圖1 傳統電堆和新型電堆結構簡圖

1.2 控制方程

燃料電池是一種電化學反應裝置，通過復雜的物理化學過程能將化學能轉化為電能.描述這一復雜的物理化學過程一般主要包括質量守恒、動量守恒、組分守恒、能量守恒、電荷守恒等控制方程.

質量守恒方程：

(1)

動量守恒方程：

-ερ+·(εμ

(2)

式中：ρ為壓力；Su為動量源相.

組分守恒方程：

(3)

式中：ck為組份濃度；Deff為組分有效擴散系數；Sk為組分源相.

能量守恒方程：

(4)

式中：cp為定比壓熱；keff為有效熱導率；T為溫度；SQ為能量源相.

電荷守恒方程：

(σeΦe)+Se=0

(5)

(6)

式中：σe為電子的電導率；σm為質子電導率；Φe為固相電勢；Φm為膜相電勢.

Bulter-volmer方程：

(7)

(8)

式中：ζ為催化劑的比表面積；R為理想氣體常數；F法拉第常數；η為因反應物的濃度和活化壁壘而產生的極化損失；iref為標準條件下參考交換電流密度；CH2和CO2分別為氫氣和氧氣的濃度；CH2,ref和CO2,ref分別為標準條件下催化層處氫氣和氧氣的參考的濃度；γa和γc為陽極和陰極的濃度指數；α為電荷傳遞傳遞系數，下標字母分a，c別表示陽極和陰極.

1.3 操作條件

不同冷卻介質流速下，陰極反應氣體的加濕度為0%，陽極反應氣體的加濕度為70%，電流密度為1.5 A/cm2電池的輸出電壓值.陰陽極反應氣體的過量系數均為2.0，氣體的出口背壓為150 kPa,反應氣體的溫度與電池的工作溫度均為80 ℃.主要電化學參數及反應氣體物性見表1[9-10]，電池主要部件材料物性見表2[11-12].

表1 主要物性參數

表2 材料參數

2 結果與討論

圖2為在相同條件下實際測得的極化曲線與模擬極化曲線.實際極化曲線是在單電池的工作溫度為80 ℃、活性面積為25 cm2、陰陽極加濕度為70%/70%、過量系數為2.0/2.0、背壓為150 kPa/150 kPa條件下測得.由圖2可知，模擬值與實際值基本吻合，驗證了該模型的可靠性.

圖2 實際結果與模擬結果

圖3為在不同流量下，兩種電堆結構的輸出電壓值.兩種電堆結構的輸出電壓值均隨著冷卻介質的流量增加而增加，當冷卻介質的流量小于208.27 mm3/s時，流量對兩種電堆結構的輸出電壓的影響很大；但是，當冷卻介質的流量達到208.27 mm3/s,流速的增加對輸出電壓影響很小.在相同的冷卻介質流量下，新型結構的輸出電壓比傳統結構的輸出電壓僅降低40 mv，但是因新型電堆結構的體積縮小了17.4%，從而使功率密度較傳統電堆結構提高了17.2%.冷卻介質流量為69.424 mm3/s，新型電堆結構與傳統電堆結構的輸出電壓分別為1.22,1.17 V；冷卻介質流量為520.88 mm3/s，新型結構與傳統結構輸出電壓分別為1.26,1.22 V;冷卻介質流量為1 041.36 mm3/s，新型結構與傳統結構輸出電壓分別為1.27,1.23 V.

圖3 不同流量下，電堆的輸出電壓值

圖4為不同冷卻介質流量下，兩種電堆結構中冷卻介質流道中進出口壓差.由圖4可知，冷卻流道進出口的壓差與冷卻介質的流量幾乎成正比關系，由于傳統結構中冷卻流道的橫截面積遠大于新型結構中冷卻流道的橫截面積，因而在相同的冷卻介質流量下，型結構的冷卻介質進出口壓差遠大于傳統結構進出口壓差.例如，當冷卻介質的流量為520.88 mm3/s時，傳統結構中冷卻流道進出口壓差為15.394 9 kPa,新型結構中的壓差為31.854 2 kPa.在傳統流道中，冷卻介質進出口壓差最大一般為30 kPa左右，由圖4可知，新型流道冷卻介質的流量一般要小于520.88 mm3/s.

圖4 不同流量下，兩種電堆結構中冷去流道進出口壓差

圖5為不同流量下，不同電堆結構中質子交換膜中的最高溫度、平均溫度、最低溫度隨冷卻介質流量的變化曲線.由于新型結構中的冷卻流道的數量小于傳統結構，使新型結構中最低、最高溫度均大于傳統電結構的溫度.在傳統結構中，質子交換膜的溫度幾乎沒有差別，而在新型結構中，由于冷卻水僅作用于mem1的陽極極側與mem2的陰極側，而在燃料電池中陰極因極化產熱比陽極大，以致新型結構中 mem1的溫度略高于mem2的溫度.當流量為520.88 mm3/s時，傳統結構中質子交換膜中最高、平均、最低溫度分別為363.09，355.15，359.56 K；新型結構中mem1的最高、平均、最低溫度分別為369.68，365.18，358.39 K，mem2最高、平均、最低溫度分別為368.32，364.46，357.83 K.

圖5 不同電堆結構中質子交換膜中的最高溫度、平均溫度、最低溫度隨冷卻介質流量的變化曲線

冷卻介質的流量為520.68 mm3/s,不同電堆結構的質子交換膜中間平面的溫度分布見圖6，由于冷卻介質的流向和位置的影響，使兩種結構中膜的高溫區位于質子交換膜內靠近陰極進口處，低溫區位于質子交換膜內靠近冷卻介質的進口處.因而冷卻介質出口溫度對膜內的最高溫度影響較大，隨冷卻介質的出口溫度升高而升高，但當冷卻介質的流量達520.68 mm3/s，冷卻介質的流量對質子交換膜中的最高溫度影響較小；冷卻介質進口溫度對質子交換膜內的最低溫度影響較大，最低溫度幾乎不隨冷卻介質的流量變化而變化.傳統結構中膜的最低溫度在355.5 K左右，新型結構中mem1，mem2最低溫度維持在358 K左右.

圖6 不同電堆結構的質子交換膜中間平面的溫度分布

圖7 a)為不同冷卻介質流量下，不同電堆結構中質子交換膜中平均含水量的變化曲線.質子交換膜中的含水量隨膜中的溫度升高而降低，兩種電堆結構中膜內的含水量隨冷卻介質的流量的增加而增加，膜的含水量在流量為0～520.68 mm3/s范圍內的增量最大，之后隨著冷卻液體的流速增加、膜內的含水量的增加的幅度逐漸減小.由于新型結構中質子交換膜的溫度略高于傳統結構中質子交換膜的溫度，進而使新型結構中質子交換膜的含水量略傳統結構中質子交換膜的含水量.在陽極加濕度70%、陰極不加濕條件下，兩種質子交換膜中的含水量均偏小，當冷卻介質的流量為520.68 mm3/s，傳統中質子交換膜的含量在3.34左右，新型結構中質子交換膜中水的含量在2.84左右.

圖7b)為不同冷卻介質流量下，質子交換膜的面積比電阻.由于質子交換膜的面積比電阻隨膜中的含水量增加而減少，因而質子交換膜的面積電阻隨冷卻介質的流速增加而減少，傳統結構中膜的面積比電阻的變化范圍為53～65 mΩ·cm2，新型結構中膜的面積比電阻的變化范圍為63.3～75.5 mΩ·cm2.由于新型結構中膜的含水量略低于傳統結構中膜的含水量，因而在相同的流量下，新型結構中膜的面積比電阻比傳統結構中膜的面積比電阻高10 mΩ·cm2,因兩片膜電極的電阻增加而引起的電壓降為30 mV，占整個電堆單元的輸出電壓損失的75%.

圖7 質子交換膜中平均含水量隨冷卻介質流量和膜的面積比電阻隨冷卻介質流量的變化曲線

冷卻介質流量為520.68 mm3/s時,不同電堆結構的質子交換膜中間平面的含水量見圖8.在催化層與氣體流道中，水汽沿氣體流道從進口到出口方向逐漸積累，使反應氣體的加濕度和催化層中的水相飽和度逐漸升高，進而使質子交換膜上靠近陰極出口處的磺酸根的含水量大于靠近陰極進口的含水量.在冷卻介質的影響下，氣體擴散層的右側溫度低于左側溫度，因而使右側陽極擴散層中液態水的含量大于其左側的液態水的含量，從而使靠近冷卻介質側膜中磺酸根基團的含水量大于靠近反應氣體側的含水量.由于陰極反應氣體的流向與冷卻流道的布置，使質子交換膜中含水量較高的區域位于膜內靠近冷卻介質的進口處；含水量較低的區域位于膜內靠近陰極反應氣體的進口出.當冷卻介質的流量為520.68 mm3/s,傳統結構中質子交換膜中最高、最低含水量分別為7.06，1.20；新型結構中質子交換膜中最高、最低含水量分別為5.35，1.17.

圖8 不同電堆結構的質子交換膜中間平面含水量

3 結 論

1) 在陽極70%、陰極不加濕的條件下，雖然新型結構的輸出電壓略低于傳統結構的輸出電壓，但是新型結構電堆的體積較傳統電堆的體積縮小了17.4%，功率密度提高了17.2%.

2) 在新型結構的輸出電壓略低于傳統電堆結構的輸出電壓，主要原因是新型結構中質子交換膜的面積比電阻大于傳統結構中質子交換膜的面積比電阻.例如，當冷卻介質的流量為520.68 mm3/s,因兩片膜的電阻增加而引起的壓降為30 mV,占全部電壓損失的75%.

3) 在相同的冷卻介質流量下，由于新型結構中冷卻介質流道數量小于傳統結構中冷卻介質流道數量，使新型結構中冷卻介質流道進出口壓差與膜中的溫度均高于傳統結構；當冷卻介質的流量達208.27 mm3/s，新型電堆結構與傳統電堆結構的輸出電壓均趨于穩定，幾乎不隨冷卻介質流量增加而增加.