空冷型質子交換膜燃料電池陰極供氣模式研究

賈秋紅,郭超超,汪如君,李夢曉,肖 燕

(1.重慶理工大學 機械工程學院, 重慶 400054;2.重慶創新燃料電池技術產業研究院, 重慶 402760)

0 引言

面對全球化石燃料儲量的減少及愈發嚴重的空氣污染的問題,燃料電池的出現為人類提供了緩解能源危機和大氣污染兩大問題的新方法,成為了世界上廣泛研究的熱點。

空冷型質子交換膜燃料電池(air-cooled proton exchange membrane fuel cell,PEMFC)因其無需復雜的輔助系統,如循環泵等,因此其具有體積小,結構系統簡單等特點,通常應用于無人機、叉車、電動自行車和可移動式電源,但其功率一般小于5 kW。與液冷型PEMFC相比,因為空冷型PEMFC的空氣供給和散熱都是通過風機實現,因此其水熱管理更加復雜[1-4]。

研究人員針對電堆陰極風機系統開展了一系列研究。朱星光等[5]通過實驗測量了“吹氣”和“吸氣”供氣模式下電堆出口的速度分布規律,得出風機在吸氣模式下氣體分布更加均勻,電堆展現出了較好的溫度分布均勻性,這將有利于燃料電池內部的化學反應的發生和電池長期穩定運行,肖燕等[7]對供氣模式進行了進一步研究,研究表明采用“吹氣”和“吸氣”的耦合的工作模式可降低電堆陰極流道進出口溫度梯度,從而改善電池的輸出性能。Song等[7]提出在低功率范圍內,空冷型PEMFC存在最佳電堆陰極進氣流量55.7 SLPM,實現最佳電池性能和最大系統凈輸出功率。卜慶元等[8]通過實驗研究了風機功率及風機工作距離對空冷型PEMFC溫度和性能的影響,研究發現存在最優工作距離使得電堆表面溫度及各電池單片電壓更加均勻。Pl?ger等[9]通過在空冷型PEMFC 陰極入口處放置擾流格柵,誘導紊流,改變軸流風機的氣流分布,從而誘導混合效應,改善傳熱。同時建立了流體力學模型,并通過實驗改善了電堆的溫度分布以及降低了陰極流道內的溫度,燃料電池的輸出性能提升了 10.42%。Zhao等[10]通過在空冷型PEMFC增加均熱板,增強了電堆傳熱性能,提升電堆溫度的均勻性。研究表明均熱板的冷卻條件和氣流速率對電堆的水熱管理有重要影響,在適當的冷卻條件下,可以帶走一半電堆產生的熱量。Sasmito等[11]通過仿真模型研究了如風機功率和類型,單個風機或串聯的風機,電堆長度對電堆性能的影響。綜上所述,空冷型PEMFC的風機系統對電池的熱管理及性能有著重要的作用,對空冷型PEMFC陰極空氣流場進行組織,提升陰極進氣均勻度,將有利于提升電堆溫度分布均勻性,改善電堆輸出性能并增強電堆工作穩定性。

目前,對電堆風機系統的研究多以實驗為主,受限于測量儀器以及風機工作的不穩定性,電堆陰極氣流分布難以準確測量。本文基于自制的小功率空冷型PEMFC,保留了風機葉片及電堆陰極流道的幾何結構,建立了軸流風機聯合電堆風機系統仿真模型。通過該模型,分析了實驗電堆出口端中心區域局部高溫現象的產生機理,研究了不同供氣模式下電堆陰極氣流及溫度分布規律,以及風機不同轉速對電堆換熱性能的影響,為空冷型PEMFC供氣方案的設計提供參考。

1 風機系統數值模型建立

1.1 物理模型

圖1所示為實驗用的自制小功率空冷型PEMFC電堆的結構。電堆包含22片單電池,每個單電池由1片石墨陽極板和1片波紋板中間為膜電極“三合一”組件組成。陽極板流道為封閉的蛇形流場,陰極板流道為開放式平行直流道。電堆組裝完成后進行壓緊并用螺桿螺母墊片緊固連接。在電堆的一側安裝有風機,驅使周邊空氣通過陰極流道,對電堆進行散熱和空氣供給,電堆相關參數見表1。

表1 電堆相關參數

圖1 空冷型 PEMFC電堆結構示意圖

為了獲得強制對流下電堆陰極氣流和溫度分布規律,本研究建立了空冷型PEMFC電堆風機系統的物理模型,如圖2(a)。模型計算域包括燃料電池電堆、軸流風機、導流罩、風機靜葉和虛擬風洞。靠近燃料電池電堆的虛擬風洞當量直徑為電堆的2倍,此時虛擬風洞對風速分布及空氣流量無顯著影響。為節省計算資源,未考慮整個電堆的化學反應,取而代之,電堆產生的熱量被予以考慮,并假設熱量均勻分布在電池的三合一組件及陽極板中。保留用于引導氣流的波紋板,裝配螺桿和陽極流道在仿真模型中不予以考慮。其中,風機及靜葉幾何模型通過三維掃描儀掃描實體三維重建模型簡化后得到。通過建立虛擬風洞對軸流風機的靜壓特性曲線進行仿真,與廠商提供的性能曲線進行比較,如圖3所示。模擬結果與實驗值變化趨勢一致,在小風量范圍工作時誤差較大,最大誤差小于8%,風機性能接近實際情況,可以作為實驗模型使用。

圖2 風機系統模型計算域和不同供氣模式示意圖

圖3 實驗與模擬風機特性曲線

圖2(b)—(d)定義了風機系統不同的供氣模式。① 吹氣模式:空氣從風機流向電堆;② 吸氣模式:空氣由電堆流向風機;③ 導流模式:從風機流出的空氣通過導流裝置整流后流向電堆。

1.2 控制方程

表2給出了模型建立相關的控制方程,式中:ρ為流體密度;t為時間維度;p為靜壓;σij為控制體的應力張量;gi為i方向上的重力體積力。

表2 控制方程

能量守恒方程式中:T為溫度;k為導熱系數;Cp為比熱容;τij為粘性應力,并通過能量源項:

(1)

對燃料電池單位體積產熱量進行估算。式中:Ucell為電池單片工作電壓;I為工作電流;Vcell為電池單片體積。

由于實驗風機為高轉速風機,額定轉速25 000 r/min,由于Realizablek-ε模型在高轉速,強壓力梯度下對渦流、旋轉和邊界層分離的有更好的預測[12],因此,選用Realizablek-ε模型模擬風機系統的湍流流動。

本次實驗風機模型采用多重參坐標系MRF(multiple reference frame)方法模擬,該方法將計算區域劃分為絕對坐標區域和旋轉區域,并在旋轉區域建立旋轉參考坐標系。本文中風機中心為旋轉參考坐標系原點(0,0,0),旋轉軸為Z軸。

1.3 模型假設與網格劃分

由于燃料電池電堆實際工作中受諸多因素影響,電堆運行過程中涉及多種物理量的變化,為了簡化并建立數學模型,做出以下假設:

1) 冷卻空氣為不可壓縮流,僅考慮空氣密度隨溫度的變化;

2) 電池單體內部產熱均勻,各方向產生的熱量相同;

3) 不考慮陰極流道中發生的水的相變;

4) 不考慮電堆輻射換熱及空氣自然對流換熱對電池溫度的影響;

5) 電池單體的導熱系數保持各向同性。

如圖4所示,采用六面體和四面體混合網格離散物理模型,電堆區域采用六面體網格,其余區域采用四面體網格,風機葉片區域局部加密。由于熱阻主要集中在層流邊界層,邊界層越薄,熱阻就越小,為保證計算精度,此處調整陰極流道內空氣域邊界層網格數量,進行了網格無關性驗證。如表3,相鄰兩次解的誤差均小于2%,可認為電堆平均溫度和空氣流量對陰極流道內空氣域的網格數量并不敏感,為節省計算資源,選定網格數量289萬進行計算。

表3 網格無關性驗證

圖4 計算區域網格示意圖

1.4 對比實驗驗證

1.4.1 燃料電池系統參數設置

實驗所用風機為DELTA公司的FFB0412EN-00Y2E軸流風機(參數見表4),風機轉速通過脈寬調制器PWM調節占空比控制,通過Testo435-1多功能測量儀(參數見表5)對電堆出口風速進行測量,風速測量過程中電堆為停機狀態,電堆與導流罩接縫處無明顯漏風,忽略自然風對實驗結果的影響。

表4 軸流風機參數

表5 Testo435-1多功能測量儀參數

溫度測試中,陽極氫氣由儲氫罐經減壓閥及供氣管道供給,純度為99.99%。電堆采用封閉式陽極工作模式,其出口安裝由電磁閥周期性對陽極進行吹掃。電堆陽極氫氣進氣壓力為0.2 MPa,陽極吹掃間隔及吹掃時間分別為10、30 ms,通過電子負載電堆使電堆在0.6 V的恒壓工作電壓下工作。

實驗室溫度恒定在(23.9±0.5)℃,濕度約為51%RH,陰極風機系統采用吹氣模式進行供氣,保持適當的工溫度,避免膜脫水。

1.4.2 電堆出口空氣速度分布測試方法

為獲得電堆在不同風機轉速下的速度分布,本研究建立一個簡易的實驗測量裝置(如圖5所示),將熱敏式風速傳感器固定于高度儀,通過高度儀和水平尺對熱敏式風速傳感器的位置進行記錄。為了準確測定電堆出口的空氣流速分布,將電堆出風口有效平面分為x、y方向,如圖6所示,風速探頭在x、y方向移動,并設定電堆中心原點為O。

圖5 電堆陰極出口風速分布測試裝置圖

圖6 空氣流速測量坐標示意圖

1.4.3 電堆出口表面溫度分布測試方法

實驗使用FLIR-E6390熱成像儀測量電堆出口表面溫度情況,同時對電堆出口表面最高溫度進行采集。為防止電堆因溫度過高或脫水停機,調節風機PWM為86%、82%、78%、74%、70%、66%,待電堆電流穩定時,獲取電堆表面溫度分布圖。

1.4.4 實驗結果分析

圖7所示為風機在吹氣模式下工作,距離出口表面20 mm時,電堆出口表面的速度分布。從圖7中可以發現,在x=0處沿軸方向展現出了一個條形的低速區域,這是由于組裝電堆用螺桿的遮擋所致,整個速度分布云圖整體呈現為環狀分布,具體表現為電堆中心區域流速較低,隨著遠離電堆中心位置,空氣流速逐漸增加,且分布規律不受風機轉速影響。

圖7 不同占空比下空氣流速分布云圖

圖8所示為燃料電池電堆工作在13.2 V電壓下運行80 min電堆出口表面溫度在不同PWM下的溫度分布。經過80 min的運行,電堆的溫度基本達到了穩定狀態。從圖8可以看出,電堆中心沿Y方向出現了明顯的低溫區域,這主要是由裝配螺栓引起的。其次,電堆出口表面溫度分布展現出了中心區域溫度高,四周區域溫度低的分布規律,這主要是由于通過電堆中心區域的空氣流速低,強制對流散熱不足,導致電堆中心區域溫度較高。而高溫使得此區域的電化學反應速率加快,產熱量增加,則加劇了這一現象。當調節占空比從66%上升到86%時,電堆出口表面溫度分布規律未發生明顯變化,在一定轉速范圍內,電堆出口表面溫度分布與空氣速度分布具有一致性。

圖8 不同占空比下電堆表面溫度分布云圖

1.4.5 對比結果分析

為驗證風機系統模型的準確性,調節數值仿真邊界與實驗測試條件相同,具體為:虛擬風洞進出口邊界為自由壓力進出口,空氣進口溫度為23.9 ℃,由于電堆性能與空氣流量有強烈的耦合性,取在風機不同轉速下的電堆產熱功率平均值。調節風機轉速,得到不同轉速下的仿真值,與實驗值對比如圖9。

圖9 實驗仿真結果曲線

從圖9(a)可以看出,距離電堆出口20 mm平面區域的平均速度仿真值小于實驗值,整個轉速范圍內,最大誤差為3%。從圖9(b)可以看出,最高溫度仿真值略小于實驗值,整個轉速范圍內,最大偏差為1.4%。平均速度和最高溫度仿真值與實驗值隨轉速變化趨勢保持一致。由此可以認為,基于單一熱源電堆換熱模型和軸流風機MRF模型聯合建立風機系統仿真模型的數值模擬方法,計算精度符合工程要求,可用于后續研究。

2 結果分析與討論

2.1 不同供氣模式下電堆陰極氣流速度分布

導流罩內的氣流速度分布一定程度上可以反映電堆陰極流道內的速度分布,預示氣流流動發展方向。由圖10(a)和圖11(a)導流罩內2個截面速度分布可知,風機出口流場為典型的旋轉上升流場,從風機中心到葉尖的方向,氣流流速逐漸增加,由于旋轉運動產生的離心力,使得空氣向電堆邊緣擴散,沖擊導流罩壁面形成渦流,造成了一定的流動損失。圖10(a)中,由于風機出口面積的急劇變化導致氣流在風機出口產生邊界層分離,分離出的低速氣流在輪轂中心區域形成回流,并影響了下游電堆中心區域的氣流流速的上升,是風機出口氣流分布不均勻的主要因素。

圖10 Y=0截面速度分布云圖

圖11 Z=10 mm截面速度分布云圖

圖11(a)為吸氣模式下的Y=0截面的風機入口速度分布云圖,可以看出吸氣模式下電堆陰極出入口處無明顯的低速區域,電堆陰極速度分布相對均勻。圖11(b)為導流罩內Z=10 mm截面速度分布云圖,最高速度為6.04 m/s,相較于吹氣和導流模式,分別下降了79.17%和76.24%。

圖10(c)為導流模式下的空氣速度分布云圖,可以看到氣流通過導流板后,氣流的流動方向向電堆中心聚攏,說明導流裝置對氣流的引導發揮了作用。圖11(c) 為導流模式下Z=10 mm的空氣速度分布云圖,其中高速氣流呈現出菱形分布,相對吹氣模式,導流模式下的氣流更加集中,風機出口中心區域的低速氣流范圍有所減小,空氣流速分布的均勻性得到一定改善。

如圖12所示,為了更準確描述氣流通過電堆陰極的速度分布情況,依據電堆陰極平行直流道及氣流流速的分布特點,將陰極流道劃分為7個區域,1—7分別包含55、116、154、202、176、200和224個流道。

圖12 區域劃分示意圖

圖13為不同供氣模式下各區域在風機滿轉速和半轉速的速度分布曲線。當風機處于滿轉速25 000 r/min時,吹氣模式下區域1的空氣流速最低為10.04 m/s,這是由于風機在輪轂中心存在回流,消弱了下游氣流的流速提升,區域4為氣流主要沖擊區域,空氣流速最高為16.15 m/s,相較于區域1流速增加了60.8%。速度梯度在區域1到區域4變化較劇烈,區域4到區域7變化相對平緩。導流模式下,氣流向電堆中心靠攏,區域2的空氣流速為14.99 m/s,區域1的空氣流速為12.58 m/s,相對于吹氣模式氣流流速分別提升了25.2%和13.3%,導流模式下中心1-2區域的氣流流速相較于吹氣模式有所提升,這將改善電堆該區域的換熱情況。吸氣模式下,整個區域的氣流流速波動幅度小,并維持在13.5～14.5 m/s,氣流分布相對均勻。如圖14(b),當風機半轉速12 500 r/min時,氣流分布規律未發生明顯變化,導流模式下最高流速區域由區域2過渡到區域3,呈現出在一定區域范圍內向四周擴散的趨勢。同時,吹氣模式與吸氣模式在區域5、6、7的氣流流速趨于接近,這主要是由于風機轉速降低,氣流離心力變小,導致擴散至區域5、6、7的氣流減少,流速降低。

圖14 X=0截面電堆溫度分布云圖

2.2 不同供氣模式下電堆溫度分布

圖14(a)—(c)為3種供氣模式X=0截面電堆溫度分布云圖。可以看到3種供氣模式下氣體在電堆陰極流道入口,環境溫度約為24 ℃時,無明顯的熱回流現象。氣體和電堆的溫度沿流動方向逐漸增加,在陰極流道出口處達到最大值,電堆整體溫度高于氣體溫度,說明電堆整體處于良好的換熱狀態。

圖15(a)—(c)為3種供氣模式下的出口溫度分布云圖,可以看出,電堆出口溫度大致呈現出中心對稱分布規律。吹氣模式下,高溫區域如預想的主要集中在電堆中心區域,并呈現橢圓型分布,電堆氣流出口表面最大溫差為3.9 ℃。吸氣模式下高溫區域集中在電堆兩側,電堆氣流出口表面最大溫差為1.5 ℃。導流模式下高溫區域主要集中在電堆四角區域,電堆氣流出口表面最大溫差為1.9 ℃,這預示著吸氣模式下,電池單體間的溫度梯度更小,這將有利于電堆長期穩定運行。

圖15 電堆出口表面溫度分布云圖

2.3 不同供氣模式下的電堆換熱性能

盡管通過調整供氣模式可以改善電堆陰極的氣流和溫度分布,但不同供氣模式之間的散熱性能也有差異,對應著不同的寄生功率。為此,研究了3種供氣模式在不同風機轉速下,對電堆換熱性能的影響,如圖16。從圖16(a)可以看出由于風機轉速的降低,風機驅動力減小,氣體流量也隨之減小。吹氣供氣模式下的氣體流量高于氣體2種供氣模式的氣體流量,這意味著吹氣模式下,風機工作效率更高,產生的寄生功率更小。

圖16 不同供氣模式對電堆散熱性能的影響曲線

圖16(b)—(d)顯示了不同供氣模式下,電堆的平均溫度、最高溫度和最大溫差與轉速的關系,可以看出隨著轉速的增加,電堆的平均溫度、最高溫度及溫差隨之降低,因為吹氣模式下空氣流量高于其他2種供氣模式,因此,在吹氣模式下電堆展現出更低的平均溫度和最高溫度,風機在 25 000 r/min時,平均溫度為37.38 ℃相較于吸氣和導流模式分別下降了4.09%和3.95%。吸氣模式和導流模式展現出了相近的換熱效率,并隨著轉速的增加,吸氣模式下換熱效率有著更好的提升,這可能是由于轉速增加會導致吸氣模式下風機入口空氣溫度降低,密度增加,這將使風機產生更大的靜壓,增加空氣流量。同時,吸氣模式下的最大溫差相較其他2種供氣模式更低,表現出了更好的溫度均勻性,當風機轉速為25 000 r/min時,吹氣模式、吸氣模式和導流模式電堆最大溫差分別為7.9、5.4、6.5 ℃，吸氣模式相較吹氣模式和導流模式電堆最大溫差分別下降了31.6%和16.7%。

綜上可知,在相同轉速下,風機系統采用吹氣模式電池平均溫度更低,散熱效率更高,采用吸氣模式電堆內部最大溫差更小,溫度分布更均勻。然而考慮到電池長時間運行中,內部溫度分布不均勻,將會減少電池的工作壽命,降低工作穩定性,因此,采用吸氣模式將更有利于電池長期穩定運行。

3 結論

建立并驗證了軸流風機聯合電堆的風機系統模型。研究分析了吹氣模式、導流模式、吸氣模式3種供氣模式下電堆陰極氣體、溫度分布規律及其不同轉速下的換熱性能。研究結果表明:吹氣模式下,由于軸流風機出口幾何形狀的極速變化,使得風機出口氣流分離,在輪轂中心區域形成了回流,導致電堆中心區域的流速低于其他區域,電堆出口表面產生局部高溫。

導流模式和吸氣模式可以有效提升電堆陰極進氣均勻性,但也會減少系統的空氣流量,降低風機系統散熱效率。對于導流模式,需進行導流裝置的結構優化,減小空氣通過導流裝置的壓力損失,改善氣流分布。吸氣模式相對于其他2種模式,電堆陰極氣流及溫度分布相對均勻,風機轉速為25 000 r/min時,吸氣模式下電堆最大溫差為5.4 ℃,相較其他2種模式分別下降31.6%和16.7%,表明吸氣模式下更有利于電池長期穩定運行。