陰極催化層鉑載量對低溫啟動過程的影響

何璞,夏強峰,蔣理想,陳黎,母玉同,和鵬,陶文銓

(1. 西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安; 2. 嘉興市恒光電力建設有限責任公司,314000,浙江嘉興;3. 西安交通大學人居環境與建筑工程學院,710049,西安)

質子交換膜燃料電池(PEMFC)由于其效率高、污染小、工作溫度低、噪聲小等優點,在過去的20多年里得到了越來越廣泛的關注,并被認為是21世紀最具潛力的能量轉換裝置。燃料電池汽車是PEMFC最具應用前景的領域之一,但是諸多技術及成本上的瓶頸,制約著燃料電池汽車的大規模商業化。燃料電池汽車需要PEMFC克服多種極端環境困難的挑戰,低溫啟動問題是其中的關鍵技術問題之一[1]。

車用PEMFC需要在多種復雜環境下仍可以穩定工作。然而,當環境溫度低于冰點溫度時,PEMFC工作產生的水會凝結成冰,堵塞多孔電極的孔隙和流道,造成電化學反應無法持續進行,從而引起PEMFC無法正常啟動,此即PEMFC的低溫啟動問題[2-3]。此外,PEMFC在低溫啟動過程中產生的冰還會造成多孔電極的損壞,對耐久性造成不可逆影響[4-6],因而在PEMFC的商業化進程中,低溫啟動問題仍然面臨挑戰。

近年來,國內外學者對燃料電池低溫啟動過程機理進行了較為廣泛的研究。Wang等[7]將低溫啟動過程歸納、簡化為3個階段:質子交換膜的吸水潤濕階段、結冰階段和融化階段。Gwak等[8]綜合考慮了PEMFC低溫啟動中的結冰過程和性能衰減過程,并將其詳細發展為5個階段,依次為結冰開始、水蒸氣凝華結冰、質子交換膜的吸水加濕、冰融化及質子交換膜性能退化。Huo等[9]則將PEMFC低溫啟動中水的相變過程分為4個過程:①催化層和質子交換膜中生成不飽和膜態水;②催化層中膜態水達到飽和;③過飽和膜態水迅速轉變為液態水和氣態水;④液態水和氣態水轉變為冰。目前,對于PEMFC低溫啟動過程的機理性描述仍然存在不統一的認知,尤其是多相態水在多孔電極中的相變過程,仍不明確。

數值模擬是研究PEMFC低溫啟動過程機理的最為重要的手段之一。首先,在數值模擬方面,Sundaresan等[10]建立了PEMFC低溫啟動過程的一維模型,通過對能量守恒與傳熱過程的分析,預測了單電池的溫度變化。Luo等[11-12]通過一維模型對PEMFC低溫環境下的啟動性能進行了評估,對比了多種啟動模式,包括恒電壓、恒電流和最大功率啟動模式對低溫啟動性能和過程的影響規律。Zhou等[13]系統性地研究了單電池數量、啟動加載模式及外部加熱情況對電池堆低溫啟動過程的影響,發現隨著單電池數量的增加,低溫啟動持續時間隨之增加,并且最終電堆達到的溫度也相應升高。曹起銘等[14]通過構建系統產熱和傳熱特性的機理模型,研究了不同冰體積下系統產熱和散熱的演變規律,獲得了不同電流密度對低溫啟動特性的影響。Tao等[15]發現低溫啟動時控制電壓可以使PEMFC有更快的溫升速度,從而更容易啟動成功。此外,Yang等[16]和Zang等[17]對催化層參數在PEMFC低溫啟動過程中的影響進行了研究,發現團聚反應物濃度損失與活性電催化表面之間的競爭會導致不同的啟動失敗模式,這具體取決于啟動的電流密度。但是,這些一維模型由于含有較多的假設,只能對啟動過程做粗略的預測,并不能保證預測結果的準確性。Wu等[18-20]和Zhang等[21]建立了PEMFC的二維低溫啟動模型,分別研究了間歇排氫和保水特性對低溫啟動性能的影響,但是二維模型仍然無法考慮真實流場對傳質性能的影響。為了更細致、全面地考慮PEMFC內傳熱傳質反應過程對低溫啟動性能的影響,研究者發展了一系列三維多相低溫啟動模型。Jiao等[22]建立的三維模型中考慮了質子交換膜中水的凝結、催化層中膜態水與液態水的非平衡轉化過程、催化層與氣體擴散層中水的凝結與冰的融化等過程,發現增加陰極催化層電解質比例可以緩解冰的形成,并且分析了操作參數與設計參數對低溫啟動性能的影響。Wei等[23]在構建的三維模型中考慮了冷卻循環系統在低溫啟動過程中的作用。Huo等[24-25]則對金屬泡沫多孔介質流場在低溫啟動中的結冰特性進行了深入分析,發現金屬泡沫有利于抑制冰的生成。Liao等[26]對蜿蜒形流道結構在低溫啟動中的性能影響進行了分析。雖然以上三維模型對PEMFC低溫啟動過程有更加詳細的描述,但是目前上述宏觀模型仍未考慮多孔電極微觀結構對關鍵輸運輸運過程的影響,預測結果仍不夠精確。

此外,人工智能方法在燃料電池低溫啟動過程調控和膜電極設計參數優化方面發揮越來越大的作用。Yu等[27]應用自適應溫度調控方法,對燃料電池低溫啟動策略進行了優化,成功實現了-40℃的快速低溫啟動。Zhao等[28]結合隨機重構算法和人工智能方法,對催化層的結構參數進行了優化,獲得了最優傳質特性下的孔隙率、電解質含量、碳載體粒度等催化層結構設計參數。

本文建立了PEMFC沿膜電極厚度方向上的一維多相非等溫非穩態模型,耦合了考慮氧氣在催化層多組分中傳質阻力的電化學反應動力學模型,分析了陰極催化層鉑載量對低溫啟動過程中電池性能、水含量、冰的體積分數、電池溫度等的影響。

1 物理問題

如圖1所示,PEMFC在低溫啟動過程中,氧氣經由氣體擴散層和微孔層輸運到陰極催化層孔隙中,然后經過溶解擴散到達鉑表面,與電子和質子在三相界面上進行電化學反應,并產生水。低溫條件下產生的水會凝結為冰,從而堵塞催化層的孔隙,造成電池性能下降,甚至造成低溫啟動失敗。

CH—流道;GDL—氣體擴散層;MPL—微孔層;CCL—陰極催化層;PEM—質子交換膜。圖1 低溫啟動過程中氧氣在陰極催化層中的傳質反應過程Fig.1 Mass transfer and reaction processes of oxygen in cathode catalyst layer during cold start

催化層結構中,孔隙是反應氣體的輸運通道,為電化學反應的可持續進行提供著必須的氣體供給;電解質是離子輸運的必要介質,當電解質增加時,一方面會為離子提供更多的輸運通道,提高離子導電率,另一方面過多的電解質則會為氧氣在電解質中的輸運增加傳質阻力。鉑顆粒是電化學反應進行的場所,增加鉑顆粒數量可以顯著增加有效反應面積;球碳顆粒一方面是鉑顆粒的載體,其大小直接關系著電化學反應的有效反應面積,另一方面,球碳顆粒還是電子輸運的介質,為電子在催化層內的遷移提供場所。另外,由于在催化層電解質中,磺酸基與水結合為膜態水(水合效應),膜態水含量關系著質子導電率,在低溫環境下,水合效應可以有效降低冰的產生速率,緩解冰對三相反應區的覆蓋,這對燃料電池低溫啟動過程具有重要影響。陰極催化層的結構一方面直接影響著氧氣的傳質阻力及離子和電子的輸運過程,另一方面也影響著結冰過程中的水合效應,因而陰極催化層結構參數對PEMFC低溫啟動過程至關重要。

2 數值模型

本文建立了PEMFC沿膜電極厚度方向的一維多相非等溫非穩態低溫啟動模型。圖2(a)所示為燃料電池的構成及其在低溫環境下各多孔組件中發生的關鍵輸運過程。本模型考慮了PEMFC低溫啟動過程中發生的一系列傳熱-傳質-反應-相變過程,主要包括質子交換膜(PEM)、催化層(CL)、微孔層(MPL)、氣體擴散層(GDL)及流道(CH)中水的輸運-相變過程,催化層中的傳質反應過程以及全電池的熱量傳遞過程。本章搭建的一維模型中考慮了沿膜電極厚度方向(垂直于膜表面方向)進行的傳熱傳質過程,模型中求解的守恒方程及其相應的求解域如圖2(b)所示,模型中燃料電池由端板、流場板(BP)、GDL、MPL及PEM組成,模型中涉及的燃料電池設計參數及操作參數如表1所列。

表1 模型設計參數及操作參數

(a)低溫啟動中的關鍵輸運過程

2.1 模型假設

本文建立的PEMFC的一維低溫啟動模型包含以下假設:

(1)僅考慮沿膜電極厚度方向上的傳熱傳質過程;

(2)由于GDL、MPL和CL中的對流傳質過程僅在插指型流場沿膜電極平面方向上才較為顯著,因而本模型僅考慮沿膜電極厚度方向上的擴散傳質和導熱過程;

(3)陰極催化層(CCL)中電化學反應生成的水直接被CCL中的電解質吸收,以膜態水的形式存在;

(4)GDL、MPL和CL為各向同性;

(5)氣體為理想氣體。

2.2 水傳輸方程

PEMFC低溫啟動過程中,PEM與CL電解質中存在膜態水,并且膜態水可產生相變,生成凝結態膜態水。沿膜電極厚度方向上PEM與CL電解質中膜態水和凝結態膜態水的輸運方程,可分別由如下方程進行求解

(1)

(2)

式中:λ和λf分別為膜態水含量和凝結態膜態水含量;ρPEM為PEM的密度,kg/m3;t為時間,s;nd為電滲拖拽系數;Iion為離子電流密度,A/m2;E為PEM膜當量,kg/mol;ω為CL電解質體積分數;Dnmw為膜態水的擴散系數,m2/s,如表2所列;Smw和Sfmw分別為膜態水和凝結態膜態水方程源項,如表2所列。本文考慮了電化學反應中催化層內生成的膜態水,膜態水與凝結態膜態水之間的相變,膜態水與氣態水之間的相變,膜態水與液態水之間的相變,質子跨膜輸運時遷移帶走的膜態水,以及由于陰陽兩極CL內水的壓差而導致的壓力擴散。研究發現,陰極MPL的存在會增強水的壓差擴散,具體水的相變源項如表3所列。其中ζ為相變系數,s-1;X為摩爾分數。

表2 電化學及熱質傳遞過程參數及表達式

表3 水的相變方程

在GDL、MPL及CL孔隙中液態水、過冷水沿膜電極厚度方向的輸運方程如下

(3)

式中:ε為孔隙率;ρlq為液態水、過冷水的密度,kg/m3;slq為液態水、過冷水的體積分數;Klq為液態水、過冷水的滲透率,m2,如表2所列;μlq為液態水、過冷水的動力學黏度,kg/(m·s),如表2所列;Slq為液態水、過冷水源項,如表4所列,具體的相變源項如表3所列。其中,I為電流密度,A/m2;F為法拉第常數,F=96 487 C/mol。本文考慮了液態水、過冷水與氣態水之間的相變,液態水、過冷水與冰之間的相變,膜態水與液態水、過冷水之間的相變。plq為液態水、過冷水壓力,其與毛細壓力plq、氣體壓力pg之間的關系如下

表4 水輸運方程源項

pc=pg-plq

(4)

液態水、過冷水的體積分數可通過Leverett-J方程求得

(5)

式中:σ為液態水、過冷水表面張力;θ為接觸角;K0為本征滲透率。

在GDL、MPL、CL孔隙及CH中,冰沿膜電極厚度方向的守恒方程如下

(6)

式中:sice為孔隙中冰的體積分數;ρice為冰的密度,kg/m3;Sice為冰的源項,如表3所列。需要指出的是,多孔介質中水的冰點略低于自然界中水的冰點(TN= 273.15 K),兩者的溫差定義如下

(7)

式中:hfusn為融化潛熱,J/kg,如表1所列;dCL,MPL,GDL為多孔層的孔徑,如表1所列。

本文中,多孔介質孔隙中氣態水的輸運以擴散為主導。為了降低計算成本,提高計算效率,本章對模型中氣態水的傳輸做了如下簡化

(8)

(9)

(10)

SvpΔt

(11)

(12)

(13)

2.3 能量守恒方程

沿膜電極厚度方向上描述熱量傳遞的能量守恒方程為

(14)

式中:Cp為比熱容,J/(kg·K);k為導熱系數,W/(m·K);ST為能量源項,表達如下

(15)

式中:φ為面比電阻,Ω·m2,其計算公式由下文給出;ηact為過電勢,V;I為電流密度,A/cm2;Spc為相變潛熱,其定義如下

(16)

2.4 性能預測方程

本文中,燃料電池性能的預測采用Tafel方程,其輸出電壓由下式求解

Vout=Vnernst+Vact+Vconc+Vohmic

(17)

式中:Vnernst為開路電壓;Vact為活化損失;Vconc為濃差損失;Vohmic為歐姆損失。

開路電壓Vnernst表達為

Vnernst=

(18)

式中:T0為298 K;R為摩爾氣體常數,J/(mol·K)。

活化損失的預測方程考慮了氧氣在CL中的傳質損失(電解質薄膜的界面阻力、電解質中的擴散阻力及鉑顆粒的界面阻力)。用鉑表面的氧氣濃度替代流道中的氧氣濃度,本模型中的活化損失Vact表達如下

(19)

(20)

(21)

(22)

(23)

(24)

(25)

(26)

(27)

式中:ξ為化學計量比;pc為陰極入口壓力,Pa;Dmole和DKn分別為氧氣的分子擴散系數和克努森擴散系數,單位均為m2/s。

氧氣通量NO2(mol·m-2·s-1)的定義為

(28)

式中:jc為體積電流密度,A/m3;aC為電解質單位體積表面積,m-1,分別由下式求得

(29)

(30)

其中:εC為球碳顆粒體積分數;rC為球碳顆粒半徑,m;δion為電解質薄膜厚度,m,其定義為

(31)

其中εion為電解質的體積分數。

(32)

這3部分的計算公式為

(33)

(34)

(35)

式中:k1和k2分別為電解質薄膜表面及鉑顆粒表面的界面阻力系數;DO2,ion為氧氣在電解質中的擴散系數,m2/s;ρPt和ρC分別為鉑顆粒和碳顆粒的密度,kg/m3;rPt為鉑顆粒半徑,m;w為鉑顆粒在Pt/C顆粒中的質量分數,其分別由下式計算

(36)

(37)

其中εPt和εC分別為鉑顆粒和球碳顆粒的體積分數。

(38)

(39)

鉑顆粒、球碳顆粒和電解質的體積分數分別定義如下

(40)

(41)

εion=1-εCCL-εPt-εC

(42)

式中:β為電解質和球碳顆粒的質量比;ρion為電解質密度,kg/m3;εCCL為陰極催化層孔隙率。

濃差損失Vconc表達如下

Vconc=bln(1-I/jD)

(43)

式中

(44)

歐姆損失Vohmic表達如下

Vohmic=-Iφ

(45)

式中

φ=Acell(RPEM+RCL+RMPL+RGDL+RBP)

(46)

本文性能預測方程涉及的參數如表5所列。

表5 性能預測方程參數

2.5 邊界條件

本文建立的模型只考慮沿膜電極厚度方向上端板與環境的對流換熱損失,忽略膜電極面內方向上燃料電池與環境的換熱過程。對于燃料電池與環境的接觸面,本章采用對流換熱邊界,計算方程如下

(47)

式中:h為對流換熱系數,W/(m2·K);A為壁面表面積,m2;Twall為燃料電池壁面溫度,K;Tsur為環境溫度,K。

本文采用線性電流加載模式,以輸入條件的形式與上述電化學反應、產熱相關聯,具體包括表3、能量守恒方程源項式(15)、性能預測方程中活化損失式(19)、濃差損失式(43)和歐姆損失式(45)。加載電流密度I與加載時間t呈如下關系

(48)

式中:初始電流密度I0=0.1 A/cm2;電流加載角θ=40°。

在初始狀態下,CL與PEM中膜態水含量為3.0,膜電極與CH中無冰存在,單電池溫度為-10℃。

2.6 數值方法

本文采用有限體積法離散微分方程(1)、(2)、(4)、(7)及(14),各離散守恒方程采用四階精度Runge-Kutta方法,并采用顯示算法進行求解,殘差標準為10-9。在求解氣態水方程時,時間精度設定為10-6s,以保證該方程求解的精度。

本文進行了網格獨立性驗證,最終對BP、CH、GDL、MPL、CL、PEM分別劃分了10個網格,燃料電池的總網格數為110個,網格獨立性驗證可參見作者之前的研究[40]。

3 研究結果與討論

將本文搭建的PEMFC一維多相非等溫低溫啟動模型分別與低溫啟動失敗和低溫啟動成功的實驗數據[41]進行了對照,結果吻合良好。圖3(a)對比了模擬結果與單片電池低溫啟動失敗過程的電壓變化。在這個過程中,環境溫度和進氣入口溫度為-20℃,進氣相對濕度為0,進氣壓力為101 325 Pa,啟動過程采用0.1 A/cm2的恒電流模式,初始時膜態水含量λini分別為6.4和3.4,且膜電極和流道中在初始狀態下無冰的存在?？梢钥闯?模擬結果與實驗結果在不同初始膜態水含量的條件下均吻合良好。圖3(b)為環境溫度和進氣入口溫度在-3℃時單片電池低溫啟動成功的實驗數據與模型預測電壓變化的對比,啟動過程采用0.04 A/cm2的恒電流模式,初始膜態水含量λini=6.2,進氣相對濕度為0,進氣壓力為101 325 Pa,初始狀態下膜電極和流道中無冰的存在。結果也顯示模擬結果與實驗數據匹配良好。

(a)環境溫度Tsur =-20℃

(b)環境溫度Tsur =-3℃

CCL鉑載量直接影響著CCL中的三相反應區面積,因而對電池性能有著至關重要的影響。本文中,CCL鉑載量由0.05 mg/cm2到0.3 mg/cm2變化,所選鉑載量范圍為實際燃料電池催化層鉑載量設計范圍[42]。為了保證CCL在鉑載量變化時,鉑的體積分數(εPt)保持不變,因而在鉑載量變化的同時,CCL厚度也做相應改變,具體數值如表6所列。

表6 不同鉑載量下對應的CCL厚度

3.1 低溫啟動性能的影響

圖4所示為低溫啟動過程中CCL鉑載量對電池性能和各項損失的影響。由圖4(a)可以看出,隨著低溫啟動過程的進行,加載電流線性增加,當鉑載量為0.05 mg/cm2時,電池在-10℃下低溫啟動失敗;而當鉑載量增加到0.1 mg/cm2后,電池低溫啟動成功;但隨著鉑載量的進一步增加,電池低溫啟動成功的時間變化并不明顯。值得注意的是,當鉑載量大于等于0.1 mg/cm2時,由于加載電流隨加載時間線性增加,電池電壓隨之下降;當低溫啟動成功時(t=60 s),電池電壓和功率密度有小幅增加;但是隨著鉑載量的增加,電池電壓和功率密度的增幅隨之降低。圖4(b)為4種鉑載量下對應的活化損失和歐姆損失?？梢钥闯?隨著鉑載量的增加,電池歐姆損失隨之增加,這是由于鉑載量增加的同時,CCL厚度也隨之增加,從而造成電池歐姆損失的增加;但是鉑載量增加的同時,電池的活化損失降低,這是由于鉑載量增加后電池催化層的三相反應區面積增加,導致電池活化損失降低。此外,當低溫啟動成功時,活化損失有小幅下降,并且降幅隨鉑載量的增加而減小。以上規律說明,過小的鉑載量不利于低溫啟動過程的進行,但過高的鉑載量又不利于電池性能的提升,本研究發現當鉑載量為0.1 mg/cm2時低溫啟動性能最優。

(a)電壓與功率變化

3.2 氧氣傳質反應過程的影響

圖5所示為低溫啟動過程中CCL鉑載量對CCL孔隙內和鉑表面氧氣濃度的影響。由圖可以看出,CCL孔隙中氧氣濃度比鉑表面的氧氣濃度高一個數量級,隨著低溫啟動過程的進行,孔隙中的氧氣濃度與鉑表面的氧氣濃度總體呈下降趨勢。當鉑載量為0.05 mg/cm2時,-10℃下電池低溫啟動過程失敗。CCL孔隙中的氧氣濃度變化分為兩個階段,第一階段中的氧氣濃度緩慢下降,這時的氧氣濃度變化主要是由電化學反應過程的消耗導致的;第二階段中氧氣濃度迅速下降,這時CCL孔隙中形成大量的冰,從而堵塞了CCL的孔隙,造成孔隙中氧氣濃度的迅速下降。從鉑載量0.05 mg/cm2時對應的CCL鉑表面的氧氣濃度變化中可以發現,氧氣濃度的下降速度十分迅速,當CCL孔隙沒有被大量冰堵塞時,鉑表面的氧氣濃度下降主要是由于電化學反應的消耗所導致,而當大量的冰堵塞CCL孔隙后,孔隙中的氧氣濃度迅速下降,使得輸運到鉑表面的氧氣減少,加之電化學反應的消耗,使得鉑表面的氧氣濃度急速下降。值得注意的是,當CCL孔隙中沒有大量的冰時,CCL孔隙中的氧氣濃度變化速率較慢,而鉑表面的氧氣濃度的下降速度則十分迅速,這說明氧氣從CCL孔隙向鉑表面進行輸運的過程存在時間效應,氧氣在催化劑顆粒內的輸運速度直接影響著電池的性能響應。對于鉑載量為0.1 mg/cm2到0.3 mg/cm2的工況,CCL孔隙中的氧氣濃度隨著鉑載量的增加而增加,當電池低溫啟動成功時,CCL孔隙中的氧氣濃度有少許增加,但并不明顯;而從CCL鉑表面的氧氣濃度變化可以發現,當低溫啟動成功時,鉑表面的氧氣濃度有較大幅度的增加,并且隨著鉑載量的增加,鉑表面的氧氣濃度增幅降低,并且啟動成功后,鉑表面的氧氣濃度呈線性下降趨勢,較低溫啟動成功之前的氧氣濃度下降速度顯著變慢。

圖5 CCL鉑載量對CCL孔隙內的氧氣濃度和鉑表面的氧氣濃度的影響Fig.5 Effect of cathode catalyst Pt loading on oxygen concentration of pore and Pt surface

3.3 冰的生成過程的影響

圖6所示為不同鉑載量下CCL中冰的體積分數和電池平均溫度的變化。由圖可知,在低溫啟動過程中,當局部溫度低于冰點溫度時,CCL中有冰的生成,鉑載量過小時(mPt=0.05 mg/cm2),冰的生成速率最快,CCL溫度未達到冰點溫度時孔隙便被生成的冰完全堵塞,造成電池啟動失敗;隨著鉑載量的增加,CCL中冰的最初生成時間推遲,冰的生成速率下降,CCL中冰的峰值體積分數下降。但是值得注意的是,電池內達到冰點溫度后,生成的冰開始融化,鉑載量對冰的融化速率影響較小,CCL中的冰完全融化的時間相差較小。對于CCL鉑載量對電池平均溫度變化的影響,隨著低溫啟動過程的進行,電池溫度隨之升高,但是鉑載量對電池溫升速率的影響并不明顯,這主要是由于CCL厚度較小。雖然鉑載量增加的同時CCL厚度也隨之增加,但是其對電池平均溫度的變化速率的影響十分有限。

圖6 CCL鉑載量對CCL中冰體積分數及電池平均溫度變化過程的影響Fig.6 Effect of cathode catalyst Pt loading on the evolution of ice fraction in CCL and temperature of fuel cell

3.4 膜態水含量變化過程的影響

圖7所示為CCL鉑載量對膜電極中膜態水含量分布變化的影響。由圖可知,在4種鉑載量的工況下,膜電極中膜態水含量梯度在啟動開始的幾秒鐘迅速產生,這主要是由于電滲拖拽作用導致的,隨后CCL中產生冰,膜態水含量的變化速度逐漸趨緩。此外,隨著鉑載量的增加,陽極催化層(ACL)和CCL中膜態水含量的分布梯度變小,并且CCL中膜態水含量的峰值也隨之降低,這是由于隨著CCL鉑載量的增加,CCL厚度隨之增加,電滲拖拽和膜態水的擴散效應減弱導致的。

(a)mPt=0.05 mg/cm2

(c)mPt=0.2 mg/cm2

(d)mPt=0.3 mg/cm2

4 結 論

本文建立了PEMFC沿膜電極厚度方向上的一維多相非等溫非穩態低溫啟動模型,耦合了考慮氧氣在CCL中傳質阻力的電化學反應動力學模型,研究了CCL鉑載量在低溫啟動中對電池性能、氧氣傳質反應過程、冰生成過程及膜態水含量變化過程的影響,主要結論如下:

(1)過小的鉑載量不利于低溫啟動過程的進行,但過高的鉑載量又不利于電池性能的提升,本文研究發現當鉑載量為0.1 mg/cm2時低溫啟動性能最優;

(2)氧氣從CCL孔隙向鉑表面進行輸運的過程存在時間效應,當CCL孔隙中沒有大量的冰時,CCL孔隙中的氧氣濃度變化速率較慢,而鉑表面的氧氣濃度的下降速度則十分迅速;

(3)隨著鉑載量的增加,CCL中冰的最初生成時間推遲,冰的生成速率下降,CCL中冰的峰值體積分數下降;

(4)隨著鉑載量的增加,ACL和CCL中膜態水含量的分布梯度變小,并且CCL中膜態水含量的峰值也隨之降低。