170 kW燃料電池系統引射器關鍵結構參數影響研究*

龐子卉，韓濟泉，陳 平，劉云梅，馮健美，彭學院

（1.西安交通大學能源與動力工程學院，西安 710049；2.寧波綠動氫能科技研究院有限公司，寧波 315033）

前言

質子交換膜燃料電池（PEMFC）有著高效、零排放、安全、簡便和低成本的優勢，其在交通領域、小型發電站、便攜式電源等場所有著極大的應用前景［1］。為了提高PEMFC系統的整體效率，氫氣供給系統常采用氫氣循環方案［2］。氫氣循環裝置主要有循環泵和引射器［3-4］，相比于有寄生功率消耗和可靠性差的循環泵，引射器利用壓差來實現氫氣循環供應，沒有運行部件和額外功耗，具有系統效率高、維護成本低的優點［5］，是很有前途的氫氣循環方案。

引射器的工作性能會受到工況條件、結構參數等多種參數的影響，當引射器在燃料電池系統的寬范圍工況下工作時，在非設計工況下（尤其是低功率工況下）的性能較差［6］。為拓寬PEMFC系統中引射器的工作范圍，可變噴嘴引射器［6-7］、脈沖引射器［8］、多引射器［9］、引射器和循環泵組合［3］等多種方案被提出，但這些方案對控制策略有很高要求，容易影響系統的可靠性和運行效率。也有學者對于固定結構引射器在寬工況下工作性能開展研究，文獻［10］中將40 kW級PEMFC的壓降實驗擬合數據用于引射器模型的仿真優化中，更準確地評估了引射器在整個工況下的工作性能，并通過結構優化將引射器氫氣回流比提高到1.2以上；文獻［11］中基于10 kW級PEMFC的陽極壓降特性對引射器進行結構優化和性能分析，使優化后引射器在低功率下的引射性能有顯著提高，同時指出引射器的氫引射率對噴嘴直徑與混合管直徑之比更為敏感。

目前對于100 kW以上大功率燃料電池系統用引射器在寬范圍工況下工作性能的研究還較少。本文以170 kW級燃料電池系統用引射器為研究對象，對引射器特性進行三維數值仿真分析，重點分析實際燃料電池系統不同工況下噴嘴出口直徑Dt、等容混合室直徑Dm對引射性能的影響規律，從而優化引射器結構，找出能夠適應更寬功率范圍的引射器主要結構參數設計方法，為解決更大功率燃料電池寬范圍工況下引射器結構優化提供了理論參考。

1 引射器參數確定

1.1 工況條件

圖1為采用引射器的氫氣循環系統，從儲氫罐中出來的高壓氫氣為一次流，二次流由從陽極排出的未反應氫氣和水蒸氣組成。引射器中的流體的流動過程如圖2所示，一次流在引射器的收縮噴嘴中流動，壓力降低、速度升高，在吸入室中形成低壓區域，使得二次流在壓差作用下被吸入，隨后一次流和二次流在等容混合室中混合，產生的混合流體在擴散室中膨脹，達到燃料電池運行所需壓力。

圖1 采用引射器的氫氣循環系統

圖2 引射器尺寸

氫氣引射率ERH2是評價引射器性能的重要指標，它表示二次流與一次流氫氣質量流量的比值：

式中：ms，H2為二次流中氫氣質量流量；mp為一次流的質量流量，kg/s。在工程實際中衡量燃料電池系統用引射器運行性能時，常用氫化學計量比SRH2這一評價指標。

引射器工作在170 kW級燃料電池電堆中，電堆的工況條件見表1，為了保持燃料電池系統的高效率和及時去除液態水，氫氣化學計量比需要在1.2以上，在低功率工況下為改善電堆水淹問題，往往低功率工況下需求的氫化學計量比較高。

表1 電堆工況條件

1.2 引射器尺寸

引射器中結構參數眾多，Dt、Dm被認為是影響引射器性能的決定性結構參數，文獻［12］中采用多目標優化方法和CFD方法分析得出噴嘴喉部直徑（D）t和混合室直徑（Dm）兩個參數是影響引射性能的關鍵參數；此外，文獻［13］和文獻［14］中也通過集總參數法、熱力學分析方法指出Dt、Dm在引射器設計中的重要作用，因此本研究主要探究Dt、Dm在寬范圍工況下對引射器性能的影響。其他結構參數的取值方法基于現存大量研究給出的推薦范圍，噴嘴出口位 置NXP的 最 優 取 值 為0.5Dm～1.0Dm［15］，此 處 取0.9Dm，以避免主噴嘴和壁間的間隙過小，限制二次流動并降低引射器性能；擴散室長度Ld對噴射器性能的影響很小［12］，此處取10Dm；為避免過大的擴壓角αd帶來的流動分離，ESDU推薦為3°～4°，文獻［15］中推薦2.5°～4°，此處取4°。基于上述討論，設計的引射器初始尺寸如圖2所示。

2 數值模型

2.1 控制方程

對引射器內流動數值模擬采用ANSYS Fluent，模型中有如下假設［6］：（1）質子交換膜的密閉性好，滲入陽極的氮氣含量可忽略不計，二次流僅為氫氣和水蒸氣的理想混合物；（2）引射器內氣體為可壓縮氣體；（3）引射器中流動為穩定湍流流動；（4）在流動過程中，忽略過程中的氣液相變及重力的作用。

基于上述假設，得到如下控制方程。

質量守恒方程：

動量守恒方程：

能量守恒方程：

理想氣體方程：

組分運輸方程：

式中：下標i，j代表某個物理量在i或j方向對應的值，如vi為在i方向的速度值；p、τij指壓力和應力張量，應力張量τij為E、Keff、μef、δij、T分別為內能、有效導熱系數、有效動態系數、克羅貝克常量和穩態溫度。

求解引射器中的流動需要湍流模型，湍流模型的選擇對模擬結果的準確性很重要。RNGk-ε和SSTk-ω是引射器模擬中常用的兩個模型，許多研究通過模擬和實驗結果，證實SSTk-ω湍流模型在總體上表現更好［6］，因此本研究采用SSTk-ω湍流模型。同時使用組分運輸模型來研究多組分流體的運動狀態。控制方程使用基于SIMPLE算法的壓力-速度耦合求解器求解，梯度項、壓力項等項目的離散格式如表2所示。計算收斂精度設置為1×10-5，以保證引射器內流體達到充分穩定狀態。

表2 控制方程求解方法

2.2 邊界條件

引射器的運行條件由PEMFC堆的運行條件確定，本研究中工況參數基于某電堆實測數據。以質量流量作為一次流的入口邊界條件，不同電堆功率下對應的值見表1。以壓力作為二次流的入口邊界條件和混合流的出口條件，引射器的壁面設置為絕熱條件。考慮到170 kW電堆的工作范圍較寬，系統的實際運行壓力會隨負載變化，因此劃分出中低功率（70 kW以下）和高功率（70～170 kW）工況來研究引射器在寬范圍工況下的工作性能。引射器數值模擬的邊界條件列于表3。

表3 不同電堆工況下邊界條件

2.3 網格獨立性驗證

引射器中網格均為四面體網格，為了驗證網格的無關性，對引射器的模型網格數從76 155到371 829進行了劃分，設置出7套網格。氫氣引射率ERH2隨網格數的變化如圖3所示。當網格數為29萬時的變化率分別已符合標準，再增加網格數量氫氣引射率的值基本不再發生變化，所以可以認為選取網格數量不影響計算結果，同時為了節省計算成本，保證計算結果的網格無關性。本文選取29萬數量的網格進行模擬。

圖3 網格無關性驗證

2.4 模型驗證

通過仿真結果與實驗結果對比的方法來驗證引射器模型的正確性和有效性。用于驗證的引射器結構參數和實驗數據均來自文獻［6］。圖4展示了一次流壓力由1 000到1 300 kPa的變化下，實驗引射率和模擬引射率的對比，兩者偏差在±3%以內，因此證明所建立的引射器模型是可靠的。

圖4 模擬結果和實驗結果對比

3 結果與討論

為拓寬引射器在PEMFC系統中的工作范圍，需要對引射器的關鍵結構參數進行優化。根據前文的討論，對引射器性能影響最大的兩個結構參數分別為噴嘴出口直徑Dt和等容混合室直徑Dm，因此引射器性能分析圍繞在中低、高兩類電堆工況下Dt、Dm的變化規律展開。表4為用于優化的引射器結構參數組合。

表4 引射器結構參數組合

3.1 噴嘴出口直徑影響

噴嘴出口直徑Dt的值主要與一次流的壓力和流量有關，而在額定工況中給定的一次流流量下，噴嘴出口直徑Dt主要受到一次流壓力的影響。噴嘴出口直徑Dt的計算公式如下：

設置額定工況下的一次流壓力分別在1 000、1 200、1 500 kPa左右，對應計算出噴嘴出口直徑分別為2.5、2.3、2.1 mm，在燃料電池系統全功率范圍進行模擬，得到固定等容混合室直徑Dm為7.4 mm時，在3種噴嘴出口直徑下，氫氣計量比隨工況變化規律（圖5）和一次流壓力隨質量流量變化（圖6）。

由圖5可以看出，隨著噴嘴出口直徑的減小，引射器在全功率下的氫氣計量比都在增加，并且在中低功率下計量比增長的幅度大于高功率，即減少噴嘴出口直徑，會提升引射器的性能，尤其是中低功率下的性能。但是根據圖6中一次流壓力與質量流量的關系可知，壓力與質量流量之間呈現線性關系，即隨著質量流量的增加，一次流壓力隨之增加，這與式（7）一致。進而可以發現減小噴嘴出口直徑帶來的負面效應是高功率下一次流壓力的增大，而過高的一次流壓力不利于系統的安全，且一次流壓力的大小與管道所能承受的壓力、噴氫閥能夠提供的最大壓力有關，因此，噴嘴出口直徑的選取原則為：為滿足引射器在低功率下的性能，在射流壓力允許的情況下，選擇盡可能小的噴嘴出口直徑。

圖5 噴嘴出口直徑對氫氣計量比的影響

圖6 一次流壓力與一次流質量流量的關系

3.2 等容混合室直徑影響

當一次流在噴嘴中流動、經加速增壓后從出口排出，二次流會利用壓差進入引射器，兩者在混合室內流動至混合均勻，隨后經擴壓室擴壓后排出。其中一次流與二次流的混合程度會影響引射器的性能，而混合室的直徑又是影響兩者混合效率的直接因素，直徑過大會使得兩者摻混變少、混合不均勻、甚至產生倒流現象，直徑過小會增大摩擦、限制混合程度，因此選取恰當的混合室直徑是設計在寬功率下有良好性能的引射器的關鍵。

保證其他初始參數不變，固定噴嘴出口直徑Dt為2.1 mm，設定等容混合室直徑Dm的取值在3.2～12.6 mm，Dm的取值對應為噴嘴出口直徑Dt的1.5～6倍，分別在中低和高電堆功率下模擬引射器的性能，得到圖7和圖8展示的不同電堆功率下Dm對氫氣計量比的影響。

由圖7可見，隨著Dm增大，不同電堆功率下氫氣計量比都出現峰值，且電堆功率越大，最佳Dm的值也越大。同時圖7給出了在中低功率下，滿足氫化學計量比SRH2在1.2以上要求的Dm取值范圍，可以發現在較大的電堆功率下滿足要求的Dm范圍較寬。但只有當Dm/Dt在2左右，才能同時滿足3個功率下氫氣計量比大于1.2的需求。然而此時3個功率下引射器能夠達到的最大SRH2均在1.4左右，不僅在改善更低功率工況下電堆水淹問題上收效很小，還使得在中低功率下引射性能表現遠偏離最優點。因而對于在大功率電堆中工作的結構固定引射器，很難滿足更低功率（20 kW以下）工作要求。

圖7 中低電堆功率等容混合室直徑對引射性能的影響

同樣，從圖8可知，隨著Dm的增加，氫化學計量比會有先增后減的趨勢，且最佳Dm的值與電堆功率有關。在100、125、150、170 kW 4個電堆功率下對應的最佳Dm/Dt的值分別為3.5、4、4.5、5，呈現出最佳Dm/Dt隨著電堆功率增大而增大的線性規律。這是因為隨著功率的增加，一次流流量增加，而較大的一次流流量意味著其在混合腔中膨脹流動所占用的流通面積較大，因此也需要較大的等容混合室直徑來為引射的二次流提供足夠寬裕的流通面積，進而能夠引射較大的二次流流量。所以當引射器在寬功率工況范圍內運行時，在不同的運行功率下對應有不同的最佳等容混合室直徑數值，電堆功率越高，對應的最佳等容混合室直徑越大。

圖8 高電堆功率等容混合室直徑對引射性能的影響

圖9更直觀地展示了在170 kW級電堆的寬范圍工況下，等容混合室直徑對氫氣計量比的影響規律。由圖9可見，相比工作在中低電堆功率的性能，高電堆功率下引射器更容易達到良好性能，且最優Dm的值更大、范圍也更寬。因而在保證高電堆功率下工作性能的前提下，提升在中低電堆功率工作性能是Dm設計的重點。

圖9中的深藍色區域1、2為SRH2=1時代表的引射失效狀態，分別對應Dm過小時在40～170 kW下引射器性能的整體失效和Dm過大時在低功率下引射器的失效。

圖9 寬功率范圍內氫氣計量比隨等容混合室直徑變化

3.2.1 等容混合室直徑過小的影響

由圖10可見：當引射器在170 kW的電堆工況下運行時，在Dm/Dt=2時，引射器中一次流的流動占據了極大空間，僅為二次流流動提供了狹小的空間，不利于引射；而將Dm/Dt增大至5后，擴大了提供給二次流的流動面積，一次流從而能夠引射到足夠的二次流流量。因此等容混合室直徑過小帶來的流動空間不足問題會引發引射器性能失效。

圖10 Dm過小對引射器性能的影響

3.2.2 等容混合室直徑過大的影響

當Dm過大時，圖11以引射器在40 kW的電堆工況下運行為例，選擇此功率下對應的最佳Dm/Dt=2.5和性能失效的Dm/Dt=5進行比較。

圖11 Dm過大對引射性能的影響

當Dm/Dt=2.5時，引射器的表現便已達到最佳，若進一步增大引射器的等容混合室直徑，會引發倒流現象，并在引射器壁面和射流核心處產生渦旋，使得引射器性能降低，直至Dm過大帶來引射器失效。

流體在混合室中流動時，由動量守恒定律可知，混合流的出口動量等于一、二次流的入口動量和壓差力之和，壓差力指的是在混合流入口壓力（pm，in）和出口壓力（pm，ou）t間因壓差形成的力，該力的值與壓差pm，in-pm，out和等容混合室面積Am有關。Dm增大，等容混合室面積Am也會增加，進而使得壓差力增大。引射器為維持流動穩定，會降低壓差pm，in-pm，out，這使得引射性能變差直至性能失效。

因而，選用較小的混合室直徑Dm有利于形成較大的壓差pm，in-pm，out，提升引射器性能，而混合室直徑太大會使得壓差太小，產生倒流現象。

3.3 寬功率工況下引射性能

在Dt=2.1 mm時，不同Dm/Dt在寬功率下的引射效果對比見圖12。Dm/Dt在2.5～3時的引射效果最好，與初始的Dm為7.4 mm（Dm/Dt=3.5）相比，雖然會使得170 kW時的氫化學計量比由2.3降低到1.7，降低了26%，但也將40 kW時的氫化學計量比由1.09提高到1.8，提高了65%，因此選用較小的Dm會以犧牲部分高電堆功率下性能為代價，大幅提升引射器在中低電堆功率下的性能，有利于擴大引射器的適用工作范圍。對于170 kW級電堆用引射器，采用2.5～3的Dm/Dt值，使得引射器覆蓋的電堆功率范圍由70～170 kW拓寬至40～170 kW，引射器在大功率電堆中適應的功率范圍拓寬近43%。

圖12 寬功率下的引射效果對比

4 結論

針對170 kW大功率燃料電池用引射器，重點分析了在寬范圍工況下引射器兩個關鍵結構參數噴嘴出口直徑Dt和等容混合室直徑Dm對引射性能的影響規律，并探究出適應更寬覆蓋范圍的參數最佳組合，結論如下：

（1）最佳混合室直徑隨著電堆功率的增大而增大，選用較小的等容混合室直徑，有利于形成較大的壓差，防止引射器中二次流倒流現象，將使引射器在低功率工況下的引射性能明顯提升。

（2）當Dm/Dt在2.5～3時，引射器的性能最好，引射器覆蓋的功率范圍從70～170 kW拓寬至40～170 kW，引射器適應的功率范圍拓寬近43%。