車用燃料電池氫氣循環(huán)系統(tǒng)引射特性研究

趙海賀， 陳澤宇， 覃承富， 郭曉冰

(東北大學(xué)機械工程與自動化學(xué)院，遼寧 沈陽 110819)

0 引言

隨著環(huán)境與能源問題日益嚴(yán)峻，發(fā)展替代能源汽車已成為世界各大汽車廠商及科研機構(gòu)的研究熱點[1—4]。燃料電池電動汽車憑借能量轉(zhuǎn)換效率高、零污染且能源來源廣泛的技術(shù)優(yōu)勢，被普遍認(rèn)為是未來汽車發(fā)展的重要趨勢之一[5—9]。當(dāng)下普遍采用的質(zhì)子交換膜燃料電池(proton exchange membrane fuel cell，PEMFC)具有啟動快、功率密度高、易密封的特點，可通過供應(yīng)過量氫氣的方法來保證輸出功率的穩(wěn)定。電堆陽極產(chǎn)生的廢氣中包含水和一定量未反應(yīng)的氫氣，因此，PEMFC非常依賴氫氣循環(huán)系統(tǒng)來實現(xiàn)對陽極殘余廢氣的循環(huán)利用，從而提高電池的燃料利用率和電池效率。引射器是氫氣循環(huán)系統(tǒng)的重要組成部分，負(fù)責(zé)回氫系統(tǒng)的引射、混合、壓縮等多種功能[10—13]，然而引射器的工作性能受流體壓力、尺寸結(jié)構(gòu)等多種因素影響，且存在強烈的非線性、流固耦合問題，因此，如何實現(xiàn)引射器的高效運作和優(yōu)化設(shè)計是當(dāng)前亟需解決的重要技術(shù)問題。

目前研究人員對引射器實驗與仿真方法進行了廣泛研究。文獻(xiàn)[14]采用實驗與數(shù)值模型結(jié)合的方式研究了噴嘴面積與流體壓力對引射器性能的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)通過改變噴嘴面積和流體壓力可以實現(xiàn)對引射性能的控制。文獻(xiàn)[15]采用3種湍流模型對引射器進行數(shù)值模擬，結(jié)果發(fā)現(xiàn)剪切應(yīng)力運輸(shear stress transport,SST)k-ε湍流模型更適用于預(yù)測引射器性能，而Re-Normalization Group (RNG)k-ε和Realizablek-ε湍流模型則適用于優(yōu)化引射器設(shè)計。文獻(xiàn)[16]對引射器引射效率和摩爾回流率進行測試，驗證了收斂型噴嘴引射器具有較好的工作性能。在引射器實驗與仿真方法日益完善的基礎(chǔ)上，如何提高引射效率作為引射器研究的核心問題受到學(xué)者們的廣泛關(guān)注。文獻(xiàn)[17]模擬引射器的全工況，發(fā)現(xiàn)流體質(zhì)量流量會對引射性能產(chǎn)生較大影響，并給出工作流體質(zhì)量流量的取值范圍。文獻(xiàn)[18]提出有關(guān)PEMFC氫氣循環(huán)系統(tǒng)中收斂式噴嘴引射器幾何參數(shù)的優(yōu)化方法，并基于混合人工魚群算法對引射器的幾何參數(shù)進行優(yōu)化。文獻(xiàn)[19—20]研究了混合室收斂角對流量特性的影響，并給出混合室收斂角取值范圍。

目前，燃料電池引射器的相關(guān)研究缺乏足夠?qū)嶒灁?shù)據(jù)支撐，并且性能優(yōu)化與特性研究方面仍不夠完善。文中以車用PEMFC為研究對象，對引射器特性進行仿真與分析，在不同壓力工況下采用計算流體力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)方法對引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響規(guī)律進行仿真研究，基于仿真數(shù)據(jù)分析了關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)與引射性能之間的關(guān)系，為引射器結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供了數(shù)據(jù)和方法。

1 氫氣供給系統(tǒng)

1.1 PEMFC基本原理

PEMFC主要由膜電極組件和雙極板兩部分組成，此外還包括密封件、集流板等[21]。雙極板與膜電極構(gòu)成了單體電池，應(yīng)用中將單體電池固定于特定的密封裝置中，利用端板壓緊，使用螺桿等進一步固定，單體電池堆集組成燃料電池電堆。整體來看，燃料電池結(jié)構(gòu)與三明治相似，中間為質(zhì)子交換膜，兩側(cè)為催化劑層，氫燃料電池的催化劑層一般為鉑基，向外與其相鄰的是擴散層和雙極板。PEMFC的工作原理如圖1所示，膜層將其劃分為陰極、陽極兩部分，外回路導(dǎo)通，電池工作時擴散層內(nèi)的反應(yīng)氣體擴散到催化層，氣體燃料在催化作用下發(fā)生如下電化學(xué)反應(yīng)。

圖1 PEMFC的工作原理Fig.1 Working principle of PEMFC

進入電池陽極的氫失去電子，反應(yīng)后產(chǎn)生的氫離子進入電解質(zhì)，與進入陰極的氧氣發(fā)生化學(xué)反應(yīng)。電子則是經(jīng)過外部回路到達(dá)燃料電池的陰極參與反應(yīng)，最終生成水。整個反應(yīng)伴隨著熱的產(chǎn)生。上述反應(yīng)持續(xù)進行，電子不斷地通過外部回路，完成發(fā)電。

1.2 氫氣循環(huán)系統(tǒng)

PEMFC氫氣循環(huán)系統(tǒng)見圖2，在工作過程中，通過供應(yīng)過量氫氣的方法來保證輸出功率穩(wěn)定[22]。隨著燃料電池內(nèi)部反應(yīng)的進行，電堆陽極廢氣中包含水和一定量未反應(yīng)的氫氣，利用水氣分離裝置將殘余氫氣分離出來并傳輸至引射器。引射器可利用高壓氫氣產(chǎn)生負(fù)壓進而回收未反應(yīng)的殘余氫氣，且不產(chǎn)生額外的寄生功率。供應(yīng)的高壓氫氣從引射器噴嘴噴出后進入混合室，高速氣流卷吸流動形成低壓區(qū)，在壓差的作用下，引射殘余氫氣與之進入混合室，均勻混合后從出口排出[17]，參與電堆陽極反應(yīng)。

圖2 氫氣循環(huán)系統(tǒng)的組成及相關(guān)器件Fig.2 Composition and related devices of hydrogen circulation system

1.3 引射器結(jié)構(gòu)設(shè)計

文中采用索科洛夫引射器設(shè)計法，基于80 kW工況對PEMFC電堆進行結(jié)構(gòu)設(shè)計[19,23]。工況參數(shù)如表1所示。根據(jù)電推參數(shù)求出引射器結(jié)構(gòu)設(shè)計所需的工作流體質(zhì)量流量GP后，即可結(jié)合工況參數(shù)，利用經(jīng)驗公式計算出引射器的結(jié)構(gòu)尺寸[24]。結(jié)構(gòu)參數(shù)包括工作流體噴嘴截面尺寸、等容混合室截面尺寸、引射器軸向尺寸等。

表1 設(shè)計工況點參數(shù)Table 1 Design operating point parameters

燃料電池正常工作時所需氫氣量mH2可由式(1)求得。

(1)

式中：I為電池的工作電流；F為法拉第常數(shù)；Ncell為電池數(shù)目；i為電流密度；A為活化面積。

陽極入口水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)ωH2O可由式(2)求得。

(2)

式中：XH2O為入口水蒸氣的摩爾分?jǐn)?shù)；H為氫氣濕度。水蒸氣在353 K溫度下的飽和蒸汽壓為47 414.7 Pa。

陽極入口氣體質(zhì)量流量min可由式(3)求得。

(3)

式中：mH2,in為陽極入口氫氣質(zhì)量流量；mH2為純氫的質(zhì)量流量；λ為氫氣過量系數(shù)。

電堆的工作參數(shù)如表2所示，陽極入口氫氣質(zhì)量流量mH2,in即為用于引射器結(jié)構(gòu)計算的工作流體質(zhì)量流量GP。引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)的計算結(jié)果見表3。

表2 PEMFC電堆參數(shù)Table 2 Stack parameters for PEMFC

表3 引射器結(jié)構(gòu)尺寸Table 3 Ejector structure parameters

2 引射特性建模及仿真

圖3為引射器結(jié)構(gòu)示意，文中采用ANSYS/CFX軟件進行引射器的建模與仿真。選擇引射系數(shù)μ作為引射性能的評價指標(biāo)，定義為引射流體的質(zhì)量流量與工作流體的質(zhì)量流量之比[21]，如式(4)所示。

圖3 燃料電池引射器結(jié)構(gòu)示意Fig.3 Schematic diagram of fuel cell ejector

(4)

式中：GH為引射流體的質(zhì)量流量。

2.1 控制方程

引射器的數(shù)值計算采用k-ε模型的修正方程，即RNGk-ε模型，基于N-S方程組的再歸一化，能更好地預(yù)測引射器內(nèi)部流動情況以實現(xiàn)結(jié)構(gòu)優(yōu)化。假設(shè)流體為穩(wěn)態(tài)可壓縮湍流，引射器管壁為絕熱壁面，工作流體與引射流體均為理想氣體，忽略重力影響且無化學(xué)反應(yīng)發(fā)生，則引射氣體控制方程為：

(5)

(6)

(7)

式中：ρ為密度；t為時間；U為速度矢量；k為湍動能；ε為湍動能耗散；μeff為有效黏度；p′為修正壓力；B為體積力總和；T為熱力學(xué)溫度；μt為湍流黏度；σεRNG，Cε1RNG，Cε2RNG為系統(tǒng)常數(shù)。

2.2 網(wǎng)格劃分

對于有限元分析來說，仿真精度和計算速度取決于模型網(wǎng)格劃分質(zhì)量的高低。對模型進行網(wǎng)格劃分，初步劃分后對模型邊界區(qū)域、工作流體與引射流體接觸混合區(qū)等處的網(wǎng)格適當(dāng)優(yōu)化加密，以保證模型網(wǎng)格劃分的質(zhì)量。最終通過網(wǎng)格無關(guān)性驗證后的網(wǎng)格數(shù)量為1 100 764個。

2.3 邊界及初始條件

引射器工作流體為理想氫氣，進口邊界條件按總壓力進行設(shè)定；引射流體入口與混合流體出口的邊界條件設(shè)定為恒定壓力邊界，具體設(shè)定值參照表1。流體的流態(tài)為穩(wěn)態(tài)湍流，且為可壓縮的理想狀態(tài)。初始情況下，湍流強度為5%，溫度為298 K，設(shè)定參數(shù)殘差小于10-5時收斂[17,21]。

2.4 模型驗證

為驗證CFD模型的準(zhǔn)確性，在工作流體入口壓力4×105～6×105Pa范圍內(nèi)選擇5個點進行仿真運算，得到引射器工作流體質(zhì)量流量GP與工作流體壓力pp的變化曲線，如圖4所示。GP與pp在該范圍內(nèi)呈線性正相關(guān)，符合理論推導(dǎo)結(jié)果[23]。二者關(guān)系式可表示為如下形式：

Gp=kpp+b

(8)

式中：k，b為兩定值。

圖4 工作流體質(zhì)量流量與入口壓力的變化曲線Fig.4 Variation curve of working fluidmass flow and inlet pressure

3 結(jié)果與分析

3.1 內(nèi)部流場分析

通過流體力學(xué)仿真得到引射器中間對稱截面的壓力、速度云圖分別如圖5、圖6所示。工作流體噴嘴處壓力勢能轉(zhuǎn)換為流體動能，工作流體速度在收斂噴嘴處迅速增大，變?yōu)槌羲?，壓力值降至最低時噴嘴出口流體速度達(dá)到峰值。在高速射流的卷吸作用下，引射流體與之混合并發(fā)生動量交換，高速射流速度降低，引射流體速度增加。形成的混合流體經(jīng)混合室后速度逐漸降低。通過圖6可以看出，引射器中間對稱截面的速度分布是非對稱的，相應(yīng)地計算出引射器軸線上的壓力、速度變化。

圖5 引射器中間對稱截面壓力云圖Fig.5 Pressure cloud diagram of symmetrical section of ejector

圖6 引射器中間對稱截面速度云圖Fig.6 Velocity cloud diagram of symmetrical section of ejector

圖7為軸線上壓力、速度分布曲線，引射器中氣體流速在噴嘴處迅速達(dá)到峰值，之后隨著距離的增加逐步下降，且在開口尺寸變化處存在一個拐點。相應(yīng)地，工作流體壓力在通過內(nèi)部收斂噴嘴時壓力驟降，出口附近壓力值降至最低，在低壓高速工作流體卷吸流動的作用下引射流體進入混合管，混合過程中壓力緩慢上升，在擴散管減速增壓的作用下，壓力值最終恢復(fù)。

圖7 引射器軸線壓力和速度分布曲線Fig.7 Pressure and velocity distribution curves at the ejector axis

3.2 影響因素分析

引射器的結(jié)構(gòu)參數(shù)對于流體特性有顯著影響，進而產(chǎn)生不同的引射效果。以引射系數(shù)為評價指標(biāo)，基于CFD模型進一步研究不同壓力工況下引射特性的影響規(guī)律。

3.2.1 引射流體入口直徑

引射流體入口壓力ph分別取2.57×105Pa，2.77×105Pa，2.97×105Pa 3種工況進行分析，入口直徑dh等間隔選取6個參考點，基于3種壓力優(yōu)化仿真以保證不同工況下結(jié)果的普遍性，仿真結(jié)果見圖8。

圖8 引射系數(shù)隨引射流體入口直徑變化曲線Fig.8 Variation curve of ejection coefficient with ejection fluid inlet diameter

可以看出，不同工況下曲線具有相同的變化趨勢，引射系數(shù)μ隨引射流體入口直徑dh的增加單調(diào)增加，但變化率逐漸降低，最終趨于平穩(wěn)。隨著dh的增加，引射流體的吸入阻力變小，一定質(zhì)量流量的工作流體可以吸入更多引射流體，并且入口尺寸的增加為引射過程提供足夠的流體供應(yīng)，引射系數(shù)相應(yīng)增加。由于結(jié)構(gòu)與流量的限制，dh增加到一定程度后不再引起引射性能的變化。此外，對比3條曲線可以看出，引射流體入口壓力ph對引射性能有很大影響，μ隨著ph增加而提高。由于壓力的增加，入口與收斂噴嘴出口之間壓差變大，工作流體通過剪切作用實現(xiàn)對更多量引射流體的卷吸，引射流體質(zhì)量流量GH增加，引射系數(shù)提高。

3.2.2 工作流體入口直徑

工作流體入口直徑dp的變化會引起工作流體質(zhì)量流量Gp的變化，進而影響引射性能。探究入口直徑與引射系數(shù)的關(guān)系時，引射流體入口壓力和混合流體出口壓力保持設(shè)計工況不變，工作流體入口直徑作單一變量，在6～14 mm范圍取5個參考點仿真，3種工況下的分析結(jié)果如圖9所示?？梢钥闯觯煌瑝毫r下的響應(yīng)曲線都呈現(xiàn)先增后減的趨勢，工作流體入口直徑存在一個臨界值。

圖9 引射系數(shù)隨工作流體入口直徑變化曲線Fig.9 Variation curve of ejection coefficient with working fluid inlet diameter

3.2.3 混合流體出口直徑

最后對混合流體出口直徑dc進行仿真研究。工作流體入口壓力pp和引射流體入口壓力ph保持工況值，分別在混合流體出口壓力pc為2.8×105Pa，3.0×105Pa，3.2×105Pa 的3種工況下進行仿真對比?；旌狭黧w出口直徑dc為單一變量，在8～18 mm范圍內(nèi)取6個采樣點，仿真結(jié)果如圖10所示。可以看出，不同出口壓力工況下，引射系數(shù)均隨dc的增加先單調(diào)增加，達(dá)到某一臨界值后開始減小，在3.0×105Pa和3.2×105Pa時，dc達(dá)到臨界后引射性能下降速率迅速增加。隨著混合流體出口壓力的增加，引射器背壓增加，阻礙了流體流出，引射系數(shù)減小，但引射系數(shù)對出口直徑變化的敏感度降低，引射器工作性能的穩(wěn)定性得到提高。

圖10 引射系數(shù)隨混合流體出口直徑變化曲線Fig.10 Variation curve of ejection coefficient with the diameter of the mixed fluid outlet

3.3 引射效果分析

由上述分析結(jié)果可知，引射流體入口直徑的增加可以提升引射性能，但存在一個拐點，在該拐點之后，提升效果不再明顯；而工作流體入口直徑與混合流體出口直徑的影響則均存在一個峰值點，隨著尺寸的持續(xù)增加，引射系數(shù)在到達(dá)峰值點之后開始迅速降低。根據(jù)上述分析結(jié)果對引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化，在各部分結(jié)構(gòu)不發(fā)生干涉的前提下依次調(diào)整引射流體入口直徑、工作流體入口直徑和混合流體出口直徑，使引射性能達(dá)到最優(yōu)。優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)參數(shù)對引射效果的計算如表4所示，可以看出，優(yōu)化后引射流量提升了15.25%，引射系數(shù)提高了13.55%，改善了相同條件下未反應(yīng)氫氣的循環(huán)利用率。

表4 優(yōu)化前后引射效果對比Table 4 Comparison of injection effect before and after optimization

4 結(jié)論

文中針對電動汽車PEMFC氫氣循環(huán)系統(tǒng)進行了引射器工作特性研究與建模，基于計算流體力學(xué)仿真探究了引射器內(nèi)部流場特性，揭示了不同壓力工況下引射流體入口直徑、工作流體入口直徑及混合流體出口直徑對引射系數(shù)的影響規(guī)律，得到以下結(jié)論。

(1) 引射系數(shù)與引射流體入口直徑呈正相關(guān)，但隨著入口直徑的增加，引射系數(shù)的提升量逐漸降低且在入口直徑14 mm附近存在拐點；

(2) 工作流體入口與混合流體出口參數(shù)對引射系數(shù)的影響存在一個峰值點，在峰值前后均呈現(xiàn)先增后減趨勢；

(3) 通過優(yōu)化，引射流量提升了15.25%，引射系數(shù)提高了13.55%?？梢?，在相同條件下未反應(yīng)氫氣的循環(huán)利用率得到了顯著改善。