基于熱-機(jī)耦合的燃料電池極板結(jié)構(gòu)優(yōu)化

王文斌　官鎮(zhèn)　朱曉春　高正遠(yuǎn)　曹孟雪　白書戰(zhàn)

摘要：為提高燃料電池極板機(jī)械強(qiáng)度，對(duì)平行流道極板結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，在流道中設(shè)置不同高度和不同排布方式的凸臺(tái)；通過計(jì)算流體力學(xué)和有限元方法對(duì)極板進(jìn)行熱-機(jī)耦合仿真，以Fluent軟件求解得到極板的溫度場(chǎng)為熱邊界條件，將其導(dǎo)入Abaqus軟件中進(jìn)行有限元仿真，得到熱-機(jī)耦合應(yīng)力分布，分析不同流道結(jié)構(gòu)極板的機(jī)械強(qiáng)度。仿真結(jié)果表明：在流道中設(shè)置凸臺(tái)可以明顯改善極板的溫度分布和應(yīng)力分布；凸臺(tái)交叉排布的極板的溫度均勻性較好、最大應(yīng)力較?。煌古_(tái)越高，極板的剛度越大、變形越小。

關(guān)鍵詞：氫燃料電池；極板；流道；熱-機(jī)耦合

中圖分類號(hào)：TM911.4文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號(hào)：1673-6397（2023）04-0044-11

引用格式：王文斌，官鎮(zhèn)，朱曉春，等.基于熱-機(jī)耦合的燃料電池極板結(jié)構(gòu)優(yōu)化［J］.內(nèi)燃機(jī)與動(dòng)力裝置，2023，40（4）：44-54.

WANG Wenbin， GUAN Zhen， ZHU Xiaochun， et al.Optimization of fuel cell bipolar plate structure based on thermal-mechanical coupling［J］.Internal Combustion Engine & Powerplant， 2023，40（4）：44-54.

0 引言

氫燃料電池具有高效、無污染、低工作溫度以及快速響應(yīng)等優(yōu)點(diǎn)，近年來受到了廣泛關(guān)注。單個(gè)燃料電池功率較小，實(shí)際應(yīng)用中將多個(gè)單電池串聯(lián)并封裝成燃料電池電堆，雙極板作為燃料電池中的關(guān)鍵部件，具有輸送反應(yīng)氣、導(dǎo)電、導(dǎo)熱，并且支撐和夾緊電池組件的作用。隨著商業(yè)化的推進(jìn)，燃料電池向輕量化、高通量方向發(fā)展，但同時(shí)降低了雙極板的機(jī)械強(qiáng)度，影響燃料電池的可靠性和壽命，雙極板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度成為限制燃料電池商業(yè)化進(jìn)展的重要因素。氫燃料電池的商業(yè)化發(fā)展對(duì)雙極板的機(jī)械強(qiáng)度提出了更高的要求，設(shè)計(jì)時(shí)有必要對(duì)雙極板的機(jī)械強(qiáng)度進(jìn)行優(yōu)化。

目前，對(duì)于質(zhì)子交換膜燃料電池（proton exchange membrane fuel cell， PEMFC）的極板設(shè)計(jì)主要集中在流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化和機(jī)械應(yīng)力分析。目前流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化包括典型流通和仿生學(xué)流道2方面。典型流道主要研究流道幾何參數(shù)和在流道中增加凸臺(tái)或隔板對(duì)電池性能的影響：朱萬超等[1]對(duì)多種漸變蛇形流道進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)漸變式蛇形流道對(duì)燃料電池的排水、反應(yīng)氣分布以及壓降均有顯著影響；孟慶然等[2]通過模擬分析發(fā)現(xiàn)，流道寬度為0.4～1.2 mm的平行流場(chǎng)中，流道寬度大于或等于肋寬時(shí)電池性能較好；Chiu等[3]分析了平行流道、蛇形流道和交指型流道的寬度、高度、縱橫比等結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)燃料電池內(nèi)部質(zhì)量傳輸情況的影響；蔡永華等[4]對(duì)陰極流場(chǎng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化，結(jié)果表明，流場(chǎng)中堵塊形狀為1/4圓時(shí)，流道傳質(zhì)性能最好，電池性能最優(yōu)；高強(qiáng)等[5]研究發(fā)現(xiàn)，在流道內(nèi)部添加楔形肋片能有效改善電池水分布、提高電流密度；曾祥兵[6]運(yùn)用遺傳算法對(duì)電池流道內(nèi)部擋板的位置進(jìn)行了優(yōu)化，使得電池凈輸出功率達(dá)到最大。在仿生學(xué)流道研究方面，Atyabi等[7]提出了一種蜂巢型陰極流道，基于三維PEMFC模型研究了燃料電池傳輸特性，仿真結(jié)果表明，新型蜂巢流道設(shè)計(jì)可以改善燃料電池內(nèi)部壓力和溫度分布，降低水淹的可能性；豐田公司在Mirai燃料電池汽車中應(yīng)用一種三維魚鱗狀流道的燃料電池，這種流道設(shè)計(jì)可以將燃料電池的極限電流密度提高2.4倍，并能夠提高電池內(nèi)部傳質(zhì)均勻性和排水性[8]。

此外，對(duì)于機(jī)械應(yīng)力的分析，Millichamp等 [9]探究了機(jī)械壓力對(duì)燃料電池各組件的變形影響，并總結(jié)了使燃料電池性能最好的裝配壓力，即裝配應(yīng)力的增加必須平衡考慮接觸電阻的降低與質(zhì)量傳輸損失的增加；Chi等 [10]運(yùn)用試驗(yàn)與理論分析相結(jié)合的方法研究了封裝力導(dǎo)致的氣體擴(kuò)散層（gas diffusion layer， GDL）孔隙率分布不均對(duì)燃料電池產(chǎn)生的影響；Ince等 [11]基于同步輻射X射線照相與斷層掃描技術(shù)，研究了不同封裝壓力下燃料電池的水傳輸特性，結(jié)果表明，GDL中被壓縮碳纖維處的水飽和度高于未被壓縮處。

通過上述研究可以看出，目前流道設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的研究大多相互獨(dú)立，但燃料電池實(shí)際工作過程中，這2方面相互影響。燃料電池流道結(jié)構(gòu)會(huì)影響內(nèi)部的反應(yīng)物和產(chǎn)物分布，進(jìn)而影響溫度場(chǎng)的分布[12]。燃料電池各組件在不同溫度下會(huì)產(chǎn)生不同程度的熱膨脹，由于各組件之間存在會(huì)互相壓緊的裝配力[13]，不同的熱膨脹系數(shù)使得接觸面產(chǎn)生較大的應(yīng)力，如果溫度不同，同一組件的不同部位產(chǎn)生熱應(yīng)力，這對(duì)極板乃至電池其他部件的強(qiáng)度影響不容忽視，因此采用熱-機(jī)耦合的方式設(shè)計(jì)雙極板是非常必要的。本文中針對(duì)平行流道極板結(jié)構(gòu)進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，通過計(jì)算流體力學(xué)（computational fluid dynamics， CFD）和有限元方法（finite element method， FEM），對(duì)極板進(jìn)行熱-機(jī)耦合仿真。結(jié)合極板的溫度場(chǎng)分布，分析不同流道結(jié)構(gòu)的極板的機(jī)械強(qiáng)度，為燃料電池雙極板的流道設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析提供依據(jù)和參考。

1 模型建立與驗(yàn)證

1.1 幾何模型及相關(guān)參數(shù)

本文中PEMFC的平行流道極板區(qū)域分為：氫氣、空氣及冷卻液的進(jìn)、出口，導(dǎo)流區(qū)，平行流場(chǎng)區(qū)，其中，導(dǎo)流區(qū)采用圓柱過渡導(dǎo)流，流道截面均為矩形，流道間距相等。極板的幾何結(jié)構(gòu)及平行流場(chǎng)局部放大如圖1所示。PEMFC各部件參數(shù)如表1所示。

1.2 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

本文中主要通過在平行流道內(nèi)設(shè)置不同高度和不同排布方式的凸臺(tái)對(duì)極板結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，由于陰極側(cè)氧氣擴(kuò)散量不足是限制燃料電池輸出功率的主要因素之一[14]，陽極側(cè)沒有這種情況，所以凸臺(tái)主要布置于陰極側(cè)，陽極側(cè)仍采用沒有凸臺(tái)的平行流場(chǎng)。

極板流道深為0.6 mm，凸臺(tái)長(zhǎng)為10 mm。設(shè)置3種凸臺(tái)高度，分別為0.2、0.4、0.6 mm，排布方式為交叉排布；研究凸臺(tái)排布方式的影響時(shí)，設(shè)置交錯(cuò)和并列2種，凸臺(tái)高度為0.4 mm，不同高度凸臺(tái)結(jié)構(gòu)及凸臺(tái)排布方式示意分別如圖2、3所示。

1.3 網(wǎng)格劃分

采用HyperMesh軟件建立網(wǎng)格模型，劃分流-固-電耦合網(wǎng)格模型；在Fluent中進(jìn)行CFD仿真，劃分熱-機(jī)耦合網(wǎng)格模型，在Abaqus中進(jìn)行有限元仿真。

1.3.1 流-固-電耦合模型網(wǎng)格劃分

流-固-電耦合模型采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，同時(shí)考慮計(jì)算精度和計(jì)算資源，流體區(qū)域網(wǎng)格細(xì)密，其他區(qū)域粗糙，如圖4所示。

以無凸臺(tái)平行流場(chǎng)為例，進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，結(jié)果如圖5所示。由圖5可知，合適的網(wǎng)格數(shù)約為763萬。其他流-固-電耦合模型網(wǎng)格尺寸、數(shù)量與此相近。

1.3.2 熱-機(jī)耦合模型網(wǎng)格劃分

熱-機(jī)耦合模型中，石墨極板是進(jìn)行燃料電池?zé)?機(jī)耦合仿真的重點(diǎn)關(guān)注對(duì)象，因此極板部件網(wǎng)格應(yīng)劃分的細(xì)密，膜電極作為一個(gè)部件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖6所示。

熱-機(jī)耦合模型網(wǎng)格驗(yàn)證與流-固-電耦合模型網(wǎng)格類似，如圖7所示。由圖7可知，不影響結(jié)果且節(jié)省計(jì)算資源的網(wǎng)格數(shù)約為173.5萬。

1.4 模型驗(yàn)證

1.4.1 流-固-電耦合模型驗(yàn)證

驗(yàn)證所用試驗(yàn)和仿真模型的流場(chǎng)構(gòu)型一致，使用CCM催化劑涂層質(zhì)子膜膜電極和碳紙，試驗(yàn)臺(tái)采用小功率燃料電池測(cè)試平臺(tái)，試驗(yàn)用部件參數(shù)和操作條件如表2所示。

仿真與試驗(yàn)得到的極化曲線對(duì)比如圖8所示。由圖8可知：仿真得到的極化曲線與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果變化趨勢(shì)相同，整體誤差較小，最大相對(duì)誤差為4.42%，在允許范圍內(nèi)；相同電壓下，試驗(yàn)得到的電流密度小于仿真結(jié)果，可能是仿真時(shí)裝配電阻及泄露電壓等損耗忽略不計(jì)導(dǎo)致的。

1.4.2 熱-機(jī)耦合模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證應(yīng)力仿真模型設(shè)計(jì)合理性，對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證。利用壓敏試紙對(duì)模型進(jìn)行接觸壓力測(cè)試，將試驗(yàn)和仿真結(jié)果進(jìn)行比對(duì)，驗(yàn)證結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性。本試驗(yàn)采用LLW型號(hào)壓敏試紙，試驗(yàn)極板長(zhǎng)、寬分別為453、98 mm，活化面積為380 cm2。

試驗(yàn)依次對(duì)螺栓施加2.0、2.5、3.0、3.5 N·m的轉(zhuǎn)矩，利用軟件讀取壓敏試紙流道區(qū)域最大壓強(qiáng)和平均壓強(qiáng)。

陰極極板與膜電極之間最大接觸壓力仿真和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表3所示。由表3可知：仿真和試驗(yàn)結(jié)果的最大相對(duì)誤差不超過4.62%，仿真模型具有足夠的可靠性。

2 物性參數(shù)與邊界條件

極板的實(shí)際應(yīng)力場(chǎng)是熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力共同作用的結(jié)果，熱應(yīng)力的邊界條件使用前述溫度場(chǎng)的邊界節(jié)點(diǎn)溫度和熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)。

2.1 熱負(fù)荷邊界條件

在Fluent中進(jìn)行熱-固-電耦合仿真分析，模擬燃料電池工作時(shí)對(duì)極板的加熱過程，求解得到極板的溫度場(chǎng)分布，將邊界節(jié)點(diǎn)溫度和熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)作為熱邊界條件導(dǎo)入到Abaqus軟件中求解，計(jì)算極板的熱應(yīng)力。

各計(jì)算區(qū)域材料物性參數(shù)保持不變，計(jì)算熱邊界條件所使用的材料屬性、模型主要參數(shù)、操作及邊界條件設(shè)置如表4～6所示。

2.2 機(jī)械負(fù)荷邊界條件

陽極極板設(shè)置位移邊界條件，限制陽極沉頭孔環(huán)形平面的法向位移，將應(yīng)力為3 MPa的封裝應(yīng)力均勻分布施加到陰極極板的沉頭孔環(huán)面上。電堆封裝時(shí)，螺桿與螺母對(duì)電堆施加封裝壓力，螺桿在端板上的分布如圖9所示。

應(yīng)力計(jì)算使用的燃料電池各部件材料屬性如表7所示。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 凸臺(tái)排布方式對(duì)極板強(qiáng)度的影響

3.1.1 溫度場(chǎng)分布

在Fluent中計(jì)算得到不同凸臺(tái)排布方式極板的溫度場(chǎng)分布如圖10所示，沿左下到右上對(duì)角線路徑的溫度變化如圖10所示。

由圖10可知：3種結(jié)構(gòu)的極板下半部分的溫度均高于上半部分，這是由于氫氣從下方入口進(jìn)入，電化學(xué)反應(yīng)在電池下半部更為劇烈，產(chǎn)熱更多；無凸臺(tái)極板的高溫區(qū)集中在中部；凸臺(tái)并列排布極板溫度呈階梯狀分布，無凸臺(tái)的部位溫度較高；凸臺(tái)交叉排布極板溫度分布最均勻，最高溫度更低，因此凸臺(tái)交叉排布極板熱應(yīng)力更小。

不同凸臺(tái)結(jié)構(gòu)極板隨路徑距離的溫度變化如圖11所示。由圖11可知：無凸臺(tái)的極板在路徑上的溫度分布為中間高、兩邊低，且前部比后部溫度更高，整體熱力學(xué)溫度大致為340.0～346.5 K；設(shè)置凸臺(tái)使整個(gè)極板溫度分布更均勻，路徑上的最高溫度降低，最低溫度升高，溫度差減?。煌古_(tái)并列排布極板路徑上的溫度呈現(xiàn)振蕩趨勢(shì)，這是因?yàn)槁窂缴贤古_(tái)交替出現(xiàn)；3種結(jié)構(gòu)中，凸臺(tái)交叉排布極板路徑上的溫度最平緩均勻。

3.1.2 位移場(chǎng)分布

在裝配應(yīng)力和工作產(chǎn)生的熱應(yīng)力共同作用下，燃料電池各部件產(chǎn)生一定的比變形，各部件變形特別是極板變形是電池設(shè)計(jì)過程中必須考慮的因素。

不同凸臺(tái)排布方案的極板位移場(chǎng)分布如圖12所示，位移是極板沿x、y、z方向總位移的幅值，代表整個(gè)極板的變形分布。

由圖12可知：由于螺栓裝配在端板四周，3種方案的極板變形分布均呈現(xiàn)中間小、四周大，與其他2種方案相比，凸臺(tái)交叉排布極板的小位移區(qū)域更大且更集中于中部，變形分布最優(yōu)；無凸臺(tái)極板的最大位移為21.703 7 μm，并列排布極板的最大位移為21.371 6 μm，交叉排布極板的最大位移為20.723 1 μm，說明設(shè)置凸臺(tái)可以增加極板強(qiáng)度，減小極板變形量，相比并列排布，交叉排布極板的機(jī)械強(qiáng)度性能更好。

為有效衡量不同方案極板在流道區(qū)域的變形，沿3條路徑提取極板位移，路徑劃分示意如圖13所示，各路徑位移提取結(jié)果如圖14所示。

由圖14可知：3條路徑的位移變化都呈 “凹形”分布，且位移變化范圍不大，為12.0～18.5 μm；不同凸臺(tái)排布方案下路徑1、2上的位移分布差別不大，但路徑3上各方案位移分布差別較大；整體上看，3種方案位移分布過渡平滑、合理。為更好說明3種方案的位移在路徑3的分布，提取路徑3的最大、最小、平均位移及極差，如表8所示。

由表8可知：3種方案中，路徑3的最大位移、平均位移逐漸減小，說明極板強(qiáng)度逐漸變好；3種方案的位移極差逐漸減小，說明極板位移分布逐漸均勻，有利于提升極板強(qiáng)度，降低變形對(duì)膜電極等部件的影響。

3.1.3 熱-機(jī)耦合應(yīng)力場(chǎng)分布

不同凸臺(tái)排布方案下陰極極板的應(yīng)力分布如圖15所示。由圖15可知：1）各方案應(yīng)力分布無明顯差別，都呈現(xiàn)四周應(yīng)力大、中部應(yīng)力小的形態(tài)；有凸臺(tái)的極板在凸臺(tái)部位應(yīng)力明顯降低，說明凸臺(tái)增加了極板的強(qiáng)度，減小了極板流道部位的變形所引起的膜電極變形，提高膜的可靠性；無凸臺(tái)極板在流道區(qū)域下部應(yīng)力略大于上部，因?yàn)橄虏繙囟容^高，熱應(yīng)力比上部大，因此等效應(yīng)力更大；2）無凸臺(tái)、并列排布、交叉排布極板的最大應(yīng)力分別為27.31、29.76、17.00 MPa，設(shè)置凸臺(tái)不一定使極板最大應(yīng)力減小，凸臺(tái)并列排布方案使極板最大應(yīng)力增大，3種方案中交叉排布最大應(yīng)力最小，且比無凸臺(tái)減小了37.75%，說明凸臺(tái)交叉排布方式可以顯著提高極板的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

3.2 凸臺(tái)高度對(duì)極板溫度及位移的影響

3.2.1 溫度場(chǎng)分布

不同凸臺(tái)高度下陰極極板的溫度分布如圖16所示。

由圖16可知：1）各方案溫度整體差別不大，熱力學(xué)溫度為331～345 K，其中凸臺(tái)高度為0.2、0.4 mm的極板流道下部區(qū)域溫度高于上部；凸臺(tái)高度為0.6 mm的極板流道的上部溫度高于下部，造成這種現(xiàn)象的原因與電化學(xué)反應(yīng)分布情況有關(guān)，說明前2種方案流場(chǎng)下半部分反應(yīng)劇烈，第3種方案流場(chǎng)上半部分反應(yīng)劇烈。

不同凸臺(tái)高度下陰極極板沿左下到右上對(duì)角線路徑的溫度分布如圖17所示。由圖17可知：路徑上各測(cè)量點(diǎn)溫度分布規(guī)律與圖14中所示規(guī)律相吻合；凸臺(tái)高度為0.2、0.4 mm時(shí)溫度先升高后降低，凸臺(tái)高度為0.6 mm時(shí)的溫度先降低后升高；在路徑距離大于30 mm后，凸臺(tái)高度為0.6 mm的極板溫度超過其他2種方案，且整體溫度較高，說明凸臺(tái)完全堵塞流道后電池產(chǎn)生的熱量更多。

3.2.2 位移分布

不同凸臺(tái)高度陰極極板位移分布如圖18所示。由圖18可知：1）不同方案位移分布基本相同，均呈現(xiàn)中間小、四周大，但凸臺(tái)高度為0.6 mm時(shí)小位移區(qū)域比其他2種方案明顯下移，整個(gè)極板的位移分布更均勻合理；2）凸臺(tái)高度分別為0.2、0.4、0.6 mm時(shí)陰極極板的最大位移分別為20.968 1、20.723 1、20.623 1 μm，隨著凸臺(tái)高度的增加，極板的最大位移減小，說明凸臺(tái)高度越高，極板剛度越大，越不容易產(chǎn)生變形。

將極板位移沿3條路徑進(jìn)行提取，提取路徑與圖13相同，提取結(jié)果如圖19所示。

路徑3上的最大、最小、平均位移及極差如表9所示。由表9可知，隨凸臺(tái)高度的增加，在路徑3上極板的位移極差減小，平均位移也減小。這也說明凸臺(tái)高度越高，極板剛度越大，工作過程中所產(chǎn)生的變形越小。但整體上看，凸臺(tái)高度對(duì)極板位移的影響不大，小于1 μm。

3.2.3 熱-機(jī)耦合應(yīng)力場(chǎng)分布

不同凸臺(tái)高度陰極極板的應(yīng)力分布如圖20所示。由圖20可知：1）不同方案極板應(yīng)力分布情況大致相同，都呈現(xiàn)四周大、中間小的分布，凸臺(tái)處的應(yīng)力更??；凸臺(tái)高度為0.6 mm時(shí)，凸臺(tái)完全堵塞流道，凸臺(tái)處的應(yīng)力更低，整個(gè)極板在流道區(qū)域的應(yīng)力更??；2）凸臺(tái)高度分別為0.2、0.4、0.6 mm時(shí)，最大極板應(yīng)力分別為17.07、17.00、16.27 MPa，隨凸臺(tái)高度增加，極板最大應(yīng)力逐漸減小，說明隨極板凸臺(tái)增高，極板的應(yīng)力分布更加合理，但整體上看，不同方案極板的應(yīng)力變化并不明顯。此外，所有方案最大應(yīng)力均小于材料許用應(yīng)力，滿足強(qiáng)度要求。

4 結(jié)論

1）凸臺(tái)的存在明顯改善燃料電池極板上的溫度分布均勻性，相比并列排布，凸臺(tái)交叉排布極板上的溫度分布更均勻；凸臺(tái)高度對(duì)溫度分布的影響不大，但凸臺(tái)越高，電池產(chǎn)熱越多，極板溫度升高。

2）不同方案極板位移均呈現(xiàn)四周大、中間小的分布形態(tài)，設(shè)置凸臺(tái)可減小極板的最大位移，改善極板在流場(chǎng)區(qū)域的位移分布均勻性；相比并列排布，凸臺(tái)交叉排布極板的最大位移更小，且位移分布更合理；凸臺(tái)高度越高，極板最大位移越小，且極板在路徑3上的位移極差和平均位移均減小，說明其剛度提高，變形更小，分布趨于合理。

3）3種凸臺(tái)排布方案下的極板均滿足強(qiáng)度要求，交叉排布的最大應(yīng)力更小，說明極板應(yīng)力分布更合理，不易出現(xiàn)應(yīng)力過大、應(yīng)力集中等現(xiàn)象；增加凸臺(tái)高度，極板最大應(yīng)力逐漸減小，應(yīng)力分布逐漸改善，但極板溫度上升，熱應(yīng)力增加，凸臺(tái)高度需結(jié)合電池整體性能進(jìn)行選擇。

參考文獻(xiàn)：

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Optimization of fuel cell bipolar plate structure based on thermal-mechanical coupling

WANG Wenbin1， GUAN Zhen1， ZHU Xiaochun2， GAO Zhengyuan2，CAO Mengxue2， BAI Shuzhan1*

Abstract：To enhance the mechanical strength of fuel cell bipolar plates， different heights and arrangements of protrusions are incorporated into the flow channels to optimize the structure of parallel flow channel plates. Computational fluid dynamics and finite element methods are employed for thermo-mechanical coupled simulations of the plates. The temperature field of the plates is solved using Fluent software to obtain thermal boundary conditions， which is then imported into Abaqus software for finite element simulations to determine the thermal-mechanical coupled stress distribution. This approach allows for the analysis of the mechanical strength of plates with various channel structures. Simulation results show that the incorporation of protrusions into the flow channels significantly improves the temperature and stress distributions of the plates; bipolar plates with cross-arranged protrusions exhibite are better temperature uniformity and lower maximum stress; higher protrusions leads to increased plate stiffness and reduced deformation.

Keywords：PEMFC; electrode plate; flow channel; thermal-mechanical coupling

（責(zé)任編輯：劉麗君）

收稿日期：2023-05-12

基金項(xiàng)目：國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目（2020YFB0106603）；山東省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目（2020CXGC010406，2020CXGC010404）

第一作者簡(jiǎn)介：王文斌（1996—），男，山東濰坊人，碩士研究生，主要研究方向?yàn)槿剂想姵兀珽-mail： wangwenbin_sdu@163.com。

*通信作者簡(jiǎn)介：白書戰(zhàn)（1979—），男，山東莘縣人，工學(xué)博士，教授，主要研究方向?yàn)閮?nèi)燃機(jī)燃燒與排放控制技術(shù)、整機(jī)開發(fā)與可靠性技術(shù)及新能源汽車技術(shù)，E-mail： baishuzhan@sdu.edu.cn。