質(zhì)子交換膜燃料電池引射器的設(shè)計及驗證

摘要：為提高質(zhì)子交換膜燃料電池系統(tǒng)引射器的引射性能，基于一款燃料電池系統(tǒng)的陽極氫氣循環(huán)需求設(shè)計了一款引射器，并通過搭建CFD仿真模型，以引射器的5個關(guān)鍵參數(shù)為變量，結(jié)合燃料電池系統(tǒng)氫氣子系統(tǒng)實際工況，分析引射器的關(guān)鍵尺寸參數(shù)變化對引射器性能的影響，獲得了最優(yōu)的引射器尺寸參數(shù)。以仿真優(yōu)化結(jié)果為基礎(chǔ)試制了一個樣件，同時試制了4個對比樣件進(jìn)行對比測試。結(jié)果表明：混合段直徑、噴嘴與混合段距離、混合段長度3個設(shè)計參數(shù)對引射器性能的影響最大，混合段直徑、噴嘴與混合段的距離對應(yīng)不同工況都有一個最優(yōu)值；引射器二次側(cè)入口氫氣中含有的大量氮氣和水蒸氣，對引射器的計量比有很大的影響；相比之下，仿真優(yōu)化后的引射器在不同工況都具有最優(yōu)引射性能。

關(guān)鍵詞：質(zhì)子交換膜燃料電池；引射器；計量比；氫氣循環(huán)系統(tǒng)

DOI：10.3969/j.issn.1001-2222.2024.05.010

中圖分類號：TM911.4 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B 文章編號：1001-2222（2024）05-0071-07

質(zhì)子交換膜燃料電池（PEMFC）的發(fā)展與應(yīng)用是實現(xiàn)國家“雙碳”戰(zhàn)略的重要途徑，近年來PEMFC在交通領(lǐng)域和發(fā)電領(lǐng)域得到了快速發(fā)展。為了提高PEMFC陽極氫氣的利用率^［1］、提高陽極內(nèi)部氫氣分布的均勻性^［2］、避免陽極水淹，需要對陽極進(jìn)行循環(huán)。一般采用循環(huán)泵或引射器^［3］的循環(huán)方案，而引射器具有無寄生功耗、可靠、效率高^［4］等特點，廣泛應(yīng)用于燃料電池氫氣循環(huán)系統(tǒng)中。

關(guān)于PEMFC引射器的機理、性能特性及優(yōu)化研究，近些年發(fā)表了許多文章。Huang等^［5］構(gòu)建了引射器一維等壓混合模型。Maghsoodi等^［6］構(gòu)建了PEMFC引射器二維數(shù)值模型，并進(jìn)行了優(yōu)化分析。許思傳等^［7］基于Matlab對PEMFC引射器構(gòu)建了三維數(shù)值模型，進(jìn)行了引射器的特性研究，并做了相應(yīng)的試驗驗證。Chou等^［8］研究表明，引射器出口端存在一個臨界壓力，當(dāng)出口背壓小于臨界壓力時，引射器的混合室內(nèi)會出現(xiàn)擁塞現(xiàn)象。Michel Poirier等^［9］研究了噴射器幾何形狀和工作條件對噴射器性能的影響，結(jié)果表明，一次側(cè)質(zhì)量流量的簡單計算可用于噴射器的設(shè)計。

但目前更多的是基于理論的機理研究分析，真正涉及到工程實際還存在很多不足。盧義康等^［2］針對120 kW PEMFC提出了一種可變喉口引射器的設(shè)計方法：通過縮小喉口、提高工作流體壓力可以使工作噴嘴保持臨界狀態(tài)，能夠有效提高電堆小負(fù)載下的引射比，但工作流體和引射流體均為理想氣體，忽略N、水蒸氣、激波、渦旋的假設(shè)，偏離工程實際。紀(jì)少波等^［10］研究了7種關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對可調(diào)式引射器性能的影響規(guī)律，優(yōu)化后的引射器可覆蓋更寬的系統(tǒng)工況，但研究中忽略噴氫閥的壓降，把噴嘴前端壓力在不同工況下都設(shè)為同一個定值，不太符合工程實際情況，且驗證用的氣體組分與仿真的不一致，不考慮N、進(jìn)出口接頭的影響，導(dǎo)致計算得到的引射系數(shù)大于實際值。龐子卉等^［11］研究了170 kW燃料電池系統(tǒng)引射器結(jié)構(gòu)參數(shù)對引射性能的影響，指出混合管直徑和噴嘴直徑之比為2.5～3.0時，引射器性能最佳，但模型中沒有考慮N的影響，也沒有實際的測試驗證，仿真的引射效果會大于實際值。趙海賀等^［12］分析了引射器引射性能的關(guān)鍵影響因素，指出引射系數(shù)隨著工作流體壓力的增加而提高，引射系數(shù)隨混合流體出口直徑的增加呈現(xiàn)先增后減的趨勢，但其只是分析額定工況時的引射器優(yōu)化，并未討論中低功率下的覆蓋情況，適用的工況范圍較窄。為拓寬PEMFC引射器的工作范圍，可變噴嘴引射器、脈沖引射器、多引射器等多種方案被提出，但這些方案對控制策略要求很高，且成本高、穩(wěn)定性差，對系統(tǒng)的可靠性和運行效率不利^［11］。

基于以上對引射器的研究和存在的不足，本研究以某PEMFC系統(tǒng)的引射器為研究對象，以陽極氫氣循環(huán)要求為設(shè)計目標(biāo)，從理論上計算了引射器的初始基本尺寸，采用CFD對引射器進(jìn)行分析優(yōu)化，并考慮PEMFC陽極真實的氣體組分對引射性能的影響，基于仿真優(yōu)化結(jié)果試制了一個樣件，同時試制了4個對比樣件在專用測試臺上進(jìn)行對比測試驗證，最終得到引射器的最優(yōu)性能尺寸參數(shù)，為車用PEMFC引射器的設(shè)計開發(fā)提供參考。

1 引射器的設(shè)計

1.1 開發(fā)工況條件

圖1示出PEMFC陽極氫氣循環(huán)系統(tǒng)原理。氫氣從氫罐出來經(jīng)減壓閥后壓力下降，進(jìn)入噴射/引射器，再進(jìn)入電堆參與反應(yīng)，未參與反應(yīng)的氫氣經(jīng)氣水分離器，被引射器吸回與新的氫氣混合再次進(jìn)入電堆；排氮/排水閥按程序控制不定時打開，排出陽極子系統(tǒng)中的氮氣和水，其中引射器的作用是不斷為陽極的氫循環(huán)提供動力。

引射器的開發(fā)工況條件（見圖2）由PEMFC需求提出，其中引射器二次入口氫氮物質(zhì)的量之比為9∶1，相對濕度為80%。

1.2 引射器初版參數(shù)設(shè)計

引射器的基本結(jié)構(gòu)如圖3所示，主要由噴嘴、吸入腔、混合段、擴(kuò)壓段組成。

噴嘴直徑D。其尺寸設(shè)計首先是要使氫氣流量能滿足系統(tǒng)流量需求，設(shè)計過小則流量不足，但設(shè)計過大又會造成流速下降，不利于引射器的引射性能。因此D尺寸的設(shè)計原則是在滿足流量的前提下越小越好。經(jīng)對比多個D尺寸下的流量和性能參數(shù)，并考慮了余量，選擇D為2.1 mm的噴嘴。

混合段直徑D。D由式（1）計算求出^［13］。

P（1+μ）?P*Q*f=D²/4。（1）

式中：P為噴嘴前端絕對壓力，是氫氣經(jīng)噴氫閥后到達(dá)噴嘴前端時的壓力；μ為目標(biāo)引射系數(shù)；?=T/T（T為引射器一次側(cè)入口的氣體溫度，T為引射器二次側(cè)入口的氣體溫度）；Q=0.709；f為噴嘴面積；P為引射器出口壓力。

噴嘴與混合段距離NXP。NXP由式（2）計算求出^［13］。

NXP=0.37+μ4.4a*D。（2）

式中：a=0.09。

混合段長度L。L通常取6倍混合段直徑^［13］，則初始值取L=6D。

擴(kuò)壓段傾角θ。文獻(xiàn)［6］推薦的擴(kuò)壓段傾角為4°，文獻(xiàn)［10］推薦的擴(kuò)壓段傾角為6°，文獻(xiàn)［14］推薦的擴(kuò)壓段傾角為5°，本研究初始值取θ=5°。

擴(kuò)壓段長度L。文獻(xiàn)［14］研究得出，L=6D時引射性能最優(yōu)，本研究初始值取L=6D。

二次側(cè)入口直徑D。文獻(xiàn)［13］研究得出，引射比隨D的增大而增大，但當(dāng)D增加到一定值后，引射比增加不明顯，考慮到安裝接頭與連接的管徑相匹配，本研究初始值選D=16 mm。

吸入室直徑D。D越大越有利于減小氣體流動阻力，二次流流阻越小^［12］，受限于系統(tǒng)布置要求，D最大只能取到24 mm，本研究初始值取D=24 mm。

引射器初始參數(shù)的選取，需要兼顧額定工況和中低工況，以提高引射器的工況覆蓋面。表1列出按照額定工況和中低工況需求計算得到的初始尺寸參數(shù)，最后一列是兼顧額定工況和中低工況取的初始尺寸參數(shù)。

1.3 引射器仿真模型建立

采用CFD軟件對引射器流體域進(jìn)行仿真分析，選取k-ε湍流模型，流體種類選氣體組分，介質(zhì)為H，HO（g），N混合物，引射器二次入口氫氮物質(zhì)的量之比為9∶1，相對濕度為80%，考慮流體之間的熱量交換，壓力速度耦合SIMPLEC。邊界條件按圖2參數(shù)輸入。

為了更直接地評價對電堆的滿足程度，使用引射器出口計量比作為評價指標(biāo)，引射器出口計量比（ω）定義為

ω=1+mm。（3）

式中：m為一次側(cè)氫氣質(zhì)量流量；m為二次側(cè)氫氣質(zhì)量流量。

采用六面體網(wǎng)格劃分引射器網(wǎng)格模型（見圖4）。為了驗證網(wǎng)格的無關(guān)性，本研究劃分了4套網(wǎng)格進(jìn)行計算，網(wǎng)格尺寸分別為0.8 mm，1 mm，2 mm，3 mm，噴嘴及其出口附近加密，加密的最小網(wǎng)格尺寸0.1 mm，控制邊界層網(wǎng)格y+＜10。由圖5可知，當(dāng)全局網(wǎng)格尺寸小于等于1 mm時，引射器出口的計量比變化率很小，此時可以認(rèn)為網(wǎng)格尺寸對計算結(jié)果已經(jīng)沒有影響。為了更好地捕捉引射器內(nèi)部的流動狀態(tài)，本文選取的網(wǎng)格尺寸為0.8 mm。

1.4 引射器測試平臺

引射器的測試平臺選擇中國汽車技術(shù)研究中心（天津）搭建的PEMFC氫氣子系統(tǒng)專用測試臺，其原理見圖6，該測試臺可根據(jù)測試需求調(diào)節(jié)引射器入口的氫氮比例和濕度。在引射器一次側(cè)，高壓氫氣經(jīng)減壓閥減壓后，經(jīng)連接管進(jìn)入噴射器。減壓閥和噴射器之間布置有流量傳感器、溫度傳感器、壓力傳感器。引射器二次側(cè)有氫罐和氮罐，都分別裝有減壓閥、流量傳感器、流量控制閥，按比例混合后，進(jìn)入溫度/濕度控制裝置進(jìn)行溫度和濕度調(diào)節(jié)，然后進(jìn)入引射器，在進(jìn)入引射器的連接管上布置有溫度、濕度、壓力傳感器，以便反饋調(diào)節(jié)二次側(cè)的溫度、壓力和濕度。引射器的出口背壓采用背壓閥調(diào)節(jié)，背壓閥和引射器之間的連接管上布置有溫度、濕度、壓力傳感器。此專用臺架可以很好地調(diào)節(jié)引射器二次側(cè)入口的組分比例、濕度、流量、壓力、溫度，同時很好地控制引射器出口背壓，按照引射器實際工作情況給出相應(yīng)的進(jìn)出口條件。

圖7示出PEMFC引射器測試臺。測試時，按PEMFC各個工況需求的引射器邊界條件調(diào)節(jié)每個工況的操作條件，如流量、入口組分、溫度、濕度、壓力等參數(shù)，對引射器的性能進(jìn)行測試。

1.5 引射器仿真模型驗證

根據(jù)表1選取的引射器初始尺寸，加工、裝配好噴射/引射器（見圖8），安裝于測試臺上（見圖7）。

按圖2的引射器開發(fā)工況條件，選取5個電流密度點對仿真模型進(jìn)行測試驗證，其詳細(xì)參數(shù)見表2。仿真模型和測試驗證臺架都按表2的邊界參數(shù)進(jìn)行輸入。

測試結(jié)果和仿真結(jié)果對比如圖9所示。在不同的燃料電池運行工況下，最大偏差的絕對值約5%，證明了所搭建仿真模型的可靠性。

2 尺寸優(yōu)化方案及仿真分析

2.1 尺寸優(yōu)化方案

在第1.2節(jié)中，基于理論計算和參考已有的研究，得到引射器的初版參數(shù)。但理論計算的很多參數(shù)都是基于理想化的假設(shè)，計算得到的參數(shù)往往不是最優(yōu)，需要進(jìn)行優(yōu)化分析。么大鎖等^［15］對PEMFC燃料電池引射器的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化研究，得出影響引射器性能的關(guān)鍵參數(shù)由大到小為D＞D＞NXP＞L＞θ＞D＞D＞L。第1.2節(jié)中已給出D=2.1 mm的選型分析，根據(jù)第1.2節(jié)的分析可知，D取較大值時較好，考慮到裝配尺寸的限制，取D=24 mm，而L對引射器性能影響最小，采用文獻(xiàn)［14］推薦的L=6D。

根據(jù)表1理論計算得到5個關(guān)鍵參數(shù)D，NXP，θ，L/D，D，基于初始取值，每個參數(shù)向上和向下再取多個值（見表3），并按這5個關(guān)鍵參數(shù)對引射器性能的影響由大到小的順序，逐個分析參數(shù)變化對引射器性能的影響。每分析完一個參數(shù)，取其最優(yōu)值，再進(jìn)行下一個參數(shù)分析，直至分析完5個參數(shù)，從而獲得最優(yōu)的引射器尺寸參數(shù)。

2.2 引射器關(guān)鍵參數(shù)影響分析

基于表3對引射器進(jìn)行了仿真分析，分別研究了D，NXP，L，θ，D等關(guān)鍵參數(shù)變化對引射器性能的影響。由圖10a可見，在額定功率工況下，計量比隨D增大而增大，但在中低功率工況下，D=7 mm時引射性能最好。這是因為額定工況噴嘴氫氣流量大，內(nèi)部壓力大，需要較大的混合段橫截面積來膨脹；而中低工況下噴嘴氫氣流量小，內(nèi)部壓力小，只需要較小的膨脹面積。本研究中D為7 mm時，計量比已達(dá)到最大，考慮到兼顧額定功率和中低功率的需求，選D=7 mm。由圖10b可見，在額定功率工況和中低功率工況下，隨NXP增大，計量比先增大后減小，當(dāng)NXP=3 mm時引射性能最好。這是因為NXP過小時，噴嘴太靠近混合段入口，阻礙吸入腔氣體流入混合段，而NXP過大時，由于氣流出噴嘴后進(jìn)一步膨脹，速度增大，黏性耗散強烈，動能損失大，引射能力減弱，因此選NXP=3 mm。由圖10c可見，在額定功率工況下，L/D=6時引射性能最好，在中低功率工況下，L/D＞6時，引射性能已經(jīng)趨于平緩，考慮到引射器長度不應(yīng)過長，選L/D =6。由圖10d可見，在額定功率工況下，θ =5°時引射性能最好，在中低功率工況下，θ=4°和θ =5°時引射性能基本一致，而θ＞5°時，引射性能變差，故選θ =5°。由圖10e可見，在額定功率工況和中低功率工況下，計量比都是隨D增大而增大，D＞14 mm后，引射性能變化已經(jīng)趨于平緩，考慮到安裝接頭與連接的管徑相匹配，選D=16 mm。

基于以上的優(yōu)化分析得到最優(yōu)引射器尺寸（見表4）。

3 優(yōu)化后的引射器在全工況下的引射性能

如圖11所示，優(yōu)化后的引射器在PEMFC各個工況需求的引射器邊界條件下，當(dāng)電流密度大于等于0.8 A/cm²時，可滿足電堆的計量比要求，而電流密度小于0.8 A/cm²時，引射性能快速下降，當(dāng)電流密度小于等于0.4 A/cm²時，引射器已經(jīng)沒有引射能力。因此需要進(jìn)一步研究引射器的構(gòu)型，以提升其在PEMFC低功率段的引射能力。

4 引射器性能測試

4.1 測試方案

為了驗證優(yōu)化后的引射器（樣件4）性能是否達(dá)到最優(yōu)，以對引射器性能影響較大的兩個參數(shù)D和NXP為變量，制作了4個對比樣件（樣件1、樣件2、樣件3、樣件5）進(jìn)行測試，樣件尺寸如表5所示，其他參數(shù)同表4。

4.2 測試過程

采用第1.4節(jié)所述的測試臺，按圖2給出的引射器開發(fā)工況條件，對5個引射器的性能分別進(jìn)行了測試，每個引射器測試了9個電流密度點（電流密度點分布如圖11所示），調(diào)節(jié)每個電流密度點的流量、入口組分、溫濕壓參數(shù)，其中引射器二次入口氫氮物質(zhì)的量之比為9∶1，相對濕度為80%。5個引射器的測試邊界條件按圖2在每個電流密度點都調(diào)為一致。

4.3 測試結(jié)果分析

從圖12的測試結(jié)果來看，當(dāng)電流密度大于等于0.8 A/cm²時，5個引射器都可滿足電堆的計量比要求，而電流密度小于0.8 A/cm²時，引射性能開始下降，當(dāng)電流密度小于等于0.4 A/cm²時，引射器已經(jīng)沒有引射能力。

對比5個引射器的引射性能曲線發(fā)現(xiàn)，4號樣件引射性能最好，這和仿真得到的結(jié)論是一致的，證明了仿真模型在優(yōu)化中的可靠性。在電流密度為0.7 A/cm²時，4號引射器即可滿足電堆的計量比要求。引射器的最終尺寸按表4定型。

基于4號引射器，分別按實際工況測試其計量比、按二次側(cè)實際工況氣體組分仿真計算其計量比、按二次側(cè)純氫氣仿真計算其計量比，得到了3種方法的引射性能差別（見圖13）。從圖13來看， 按實際氣體組分仿真在中高功率段和測試結(jié)果符合度很好，可以應(yīng)用于引射器的優(yōu)化設(shè)計。而按二次側(cè)純氫氣仿真在全功率范圍內(nèi)得到的計量比都比實測值大得多，不能很好地預(yù)測引射器的實際引射性能。

5 結(jié)論

a） 針對PEMFC的需求，設(shè)計了一款引射器，并完成了仿真優(yōu)化，當(dāng)電堆電流密度大于等于0.7 A/cm²時，引射器可滿足電堆計量比需求；

b） D，NXP，L對引射器性能的影響最大，D和NXP對應(yīng)不同工況都有一個最優(yōu)值，應(yīng)根據(jù)不同系統(tǒng)不同工況需求來進(jìn)行匹配設(shè)計，L取6D即可；

c） 引射器二次側(cè)入口含有大量的氮氣和水蒸氣，對引射器的引射性能影響很大，燃料電池引射器要按實際氣體組分和工況條件來計算設(shè)計。

固定尺寸引射器由于其結(jié)構(gòu)參數(shù)無法跟隨燃料電池工況的改變而改變，無法全工況滿足燃料電池系統(tǒng)陽極的循環(huán)需求，后續(xù)可研究不同的引射器架構(gòu)的引射性能和可實現(xiàn)方法，實現(xiàn)全面覆蓋燃料電池陽極氫循環(huán)要求。

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Design and Verification of Ejector for Proton Exchange Membrane Fuel Cell

LU Yongjuan，LI Jianzheng，LI Changyu，GUO Wenwen，WU Guangquan，ZHAN Wenfeng

（GAC Automotive Research & Development Center，Guangzhou 511434，China）

Abstract： In order to improve the ejector performance of proton exchange membrane fuel cell system， an ejector was designed based on the requirements of anode hydrogen cycle of fuel cell. By building a CFD simulation model， the influence of the key size parameters of the ejector on the performance of the ejector was analyzed by taking five key parameters of ejector as variables and combining with the actual conditions of hydrogen subsystem of fuel cell system， and the optimal size parameters of the ejector were acquired. Based on the results of simulation optimization， one reference sample was manufactured， and four comparative samples were produced for comparative testing. The results show that the mixing section diameter， the distance between the nozzle and the mixing section， and the mixing section length have the greatest influence on the performance of ejector， and there always exists an optimal value under different working conditions for the mixing section diameter and the distance between the nozzle and the mixing section. A large amount of nitrogen and water vapor in the secondary inlet hydrogen of ejector has a great influence on the metering ratio of the ejector. In contrast， the optimized ejector has the best ejector performance under different working conditions.

Key words： proton exchange membrane fuel cell;ejector;metering ratio;hydrogen cycle system

［編輯：袁曉燕］