車用燃料電池折流水氣分離設計及影響因素分析*

張智明 張俊 張煜 章桐

（同濟大學，上海 201804）

主題詞：質子交換膜燃料電池 折流分離 水氣分離

1 前言

水氣分離裝置是燃料電池系統中的重要部件之一，位于電堆陽極出口與氫氣再循環(huán)裝置之間，用于分離燃料電池反應后陽極出口的液態(tài)水和氫氣，避免液態(tài)水集聚在氫氣再循環(huán)閉式回路中引起燃料電池性能衰退，從而提升氫氣再循環(huán)利用效率[1-3]。

目前，常用水氣分離裝置按工作原理可分為重力式、過濾式、旋流式和折流式等[4-8]。徐飛然[9]對水氣分離裝置內部流道結構參數進行了仿真研究，探究了其對分離效果的影響規(guī)律。張英余[10]提出了一種分離效率高、壓降小的水氣分離裝置，試驗結果表明，效率在90%以上。楊潔等[11]提出了一種燃料電池系統氫氣再循環(huán)裝置中的小型動態(tài)旋風分離器，并以數學模型和Fluent數值仿真為基礎，進行了不同氣體流量條件下的分離效率計算。蔣永偉等[12]面向航空電源中氫氧燃料電池應用，提出了一種靜態(tài)微孔水氣分離器，采用3 種不同孔徑的微孔膜分析了不同工作溫度和壓力下的水通量及壓降。工業(yè)界也基于不同的水氣分離原理，設計了不同的燃料電池水氣分離裝置[13-15]。水氣分離工作原理中，折流分離[16]是一種高效的多相流分離技術。當液體與氣體混合共同流動時，如果遇到阻擋，密度較小的氣體會發(fā)生折流，但密度較大的液體受慣性作用，會繼續(xù)附著在阻擋壁面上流動，在重力作用下匯流排出。折流分離技術的應用場景恰好符合燃料電池陽極出口氫氣和水混合物的分離特點，具有分離效率高、體積小、結構穩(wěn)定、密封性好且無寄生功耗等優(yōu)點。

雖然工業(yè)界基于折流分離原理提出了燃料電池陽極出口水氣分離器的設計方案，但針對車用水氣分離器裝置關鍵影響因素分析還不夠深入，缺乏實際車用操作條件參數的研究。而且，水氣分離器內部結構復雜，通過試驗方法對分離器內部流場進行測試具有很多困難，且精度難以保證。因此，本文針對車用大功率燃料電池系統中氫氣再循環(huán)回路的水氣分離需求，基于折流分離原理，提出一種車用小型箱式水氣分離器設計方案，采用數值仿真方法對內部流場進行仿真分析和關鍵結構參數優(yōu)化，重點研究擋板結構設計參數對水氣分離效率的影響。

2 箱式水氣分離裝置設計方案

基于折流分離原理的箱式水氣分離裝置的箱體內一般設置多個擋板，分布在水氣混合物流經路徑上，起阻流及引流作用。當含有液滴的高速氣流通過擋板組件時，由于擋板形狀彎曲，水氣混合物呈現曲線軌跡。在運動過程中，由于離心力和慣性力的不同，液滴會被甩到擋板上，然后在重力作用下順著弧形擋板壁面流下，匯流到排水口。

箱式水氣分離裝置結構如圖1 所示，主要包含箱體、進出口和擋板3個部分?；⌒螕醢迨窍涫剿畾夥蛛x裝置實現高效分離的關鍵部分。

圖1 箱式水分裝置結構示意

根據系統許用空間要求，箱體初始設計高度為57 mm，長度為90 mm。出水口設計在箱體底部，底部采用斜面設計，傾斜角為5°。氣液混合物進口設置在箱體上部右側，與陽極氫排出口連接?；貧淇谠O置在箱體上側，與氫氣再循環(huán)裝置連接。進、出口長度均設計為26 mm。

水氣混合物由進口流入后，經前、后方擋板實現氣液分離，密度較小的氫氣集中在水氣分離裝置上部，密度較大的水蒸氣及液滴則集中在水氣分離裝置下部。

3 箱式水氣分離裝置建模與仿真方法

箱式水氣分離裝置以水蒸氣與液滴的分離效率作為評價指標，根據文獻[17]，水蒸氣的分離效率定義為：從排水口排出水蒸氣的質量流量與從混合物進口流入的水蒸氣的質量流量之比。液滴的分離效率定義為：從排水口排出的液滴數量與從混合物進口流入的液滴數量之比。

通過AutoCAD 建立幾何模型，并導入Gambit 進行網格化，基于Fluent對內部流場進行仿真分析和關鍵結構參數優(yōu)化。水氣分離器內氣液的流動特性變化很大，因此應采用湍流模型進行流場仿真[18-19]。綜合湍流模型的優(yōu)缺點以及水氣分離器的結構，采用標準k-ε模型進行計算。采用歐拉-拉格朗日方法中的離散相模型對燃料電池水分裝置中的分散相液滴的運動進行模擬。

3.1 控制方程

控制方程由連續(xù)性方程和動量方程構成，是數值模擬的基礎。其中連續(xù)性方程為質量守恒定律在流體力學中的具體表述形式：

式中，ρ為流體密度；u為流體速度。

動量方程是動量定理在流體力學中的具體應用：

式中，μeff為有效黏性系數；B為體積力；P為壓力。

3.2 k-ε湍流模型方程

k-ε湍流模型方程為半經驗模型，常用于描述湍流運動，湍流動能k的輸運方程和湍流動能耗散率ε方程分別為：

式中，μeff=μ+μt；μ為動力黏性系數；μt=Cμk2∕ε為湍流黏性系數；Cμ、C1、C2為模型系數；σk、σε分別為k和ε的普朗特數。

3.3 液滴離散相模型方程

Fluent 中通過積分拉氏坐標系下的顆粒作用力微分方程來求解離散相顆粒（液滴）的軌道。顆粒的作用力平衡方程在笛卡爾坐標系下的形式為：

式中，up為顆粒運動速度；FD為顆粒的單位質量所受曳力；g為重力加速度；ρp為顆粒密度；F為物體所受其他作用力。

單個顆粒受到的曳力FD,p為：

式中，Ap為單個顆粒在相對運動方向上的投影面積；CD為阻力系數。

當顆粒為球形時，可以計算得到顆粒單位質量所受曳力FD為：

式中，dp為顆粒直徑。

阻力系數CD的值取決于顆粒的雷諾數Rep：

阻力系數CD為：

為模擬不同進氣流量下的箱式水氣分離裝置的分離效率，采用實際車用60 kW燃料電池系統中進氣流量50 L∕min、300 L∕min、500 L∕min 進行仿真。設置進出口壓降在不同流量下分別為0.5 kPa、3.0 kPa、5.0 kPa，液滴的質量流量為2.3 mg∕s、16.2 mg∕s、32.7 mg∕s，水蒸氣的體積分數為0.2。

4 箱式水氣分離裝置進出口結構參數影響

4.1 進出口結構參數設計

在電堆陽極出口流量一定的情況下，進出口半徑決定氣體流速，決定能否及時排出分離后的氣液，避免水的過量聚集。進出口結構參數定義為：氣液混合物進口直徑d1、回氫口直徑d2、排水口直徑d3，如圖2所示，進出口結構仿真參數設置如表1 所示，d1、d2、d3初始值均設為10 mm。

圖2 箱式水氣分離裝置結構參數

表1 進出口結構參數 mm

4.2 氣液混合物進口直徑的影響

圖3 所示為不同進氣口直徑下的水蒸氣及液滴分離效率。在進氣口直徑5 mm 時，水蒸氣和液滴的分離效率均處于較低的水平。隨著直徑增大，分離效率有所提升，但提升速度隨著直徑增大而減慢。在直徑12 mm左右時，進氣流量為50 L∕min下的液滴分離效率開始出現下降趨勢，300 L∕min 以及500 L∕min 進氣流量下的液滴分離效率仍有所上升，但幅度緩慢。

圖3 不同進氣口直徑下的分離效率

氣液混合物進口直徑過大會導致進氣流速過低，削弱擋板的慣性分離作用，難以將攜帶的水完全分離；進口直徑過小容易導致流速過高，氣液混合物未經完全分離便排出，在高速氣流的沖擊下，部分分離后的液滴也重新被攜帶到氣流中，導致分離效率的下降。在進口直徑為12 mm時，3種進氣流量下液滴及水蒸氣的平均分離效率分別為60.90%和65.13%，是不同進口直徑下分離效率的最大值。因此，氣液混合物進口的直徑設計推薦值為12 mm。

4.3 回氫口直徑的影響

圖4 所示為不同回氫口直徑下的分離效率。在回氫口直徑較小時，水蒸氣和液滴的分離效率均處于較高水平，隨直徑增大，分離效率呈現明顯下降趨勢，在不同進氣流量下水蒸氣及液滴的分離效率均有所減弱。

圖4 不同回氫口直徑下的分離效率

回氫口直徑過大時，后擋板的阻擋效果減弱，部分氫氣未經分離便由回氫口排出，部分液滴也容易從回氫口逃逸，導致分離效率下降；回氫口直徑過小時，氫氣從回氫口的排出受到阻礙，分離后的氫氣易再次攜帶液滴，因此分離效率隨直徑減小有所下降。在回氫口直徑為7 mm 時，3 種進氣流量下液滴及水蒸氣的平均分離效率分別為71.33%和74.06%，達到不同回氫口直徑下的最大值。因此，回氫口直徑設計推薦值為7 mm。

4.4 排水口直徑的影響

圖5 所示為不同排水口直徑下的分離效率。在排水口直徑較小時，水蒸氣和液滴分離效率均較低，隨直徑增大，分離效率呈現上升趨勢。當排水口直徑為12 mm 時，不同進氣流量下的分離效率均達到峰值。繼續(xù)增大時，分離效率出現明顯下降，水蒸氣及液滴的分離效率均有所減弱。因此，排水口直徑設計推薦值為12 mm。

圖5 不同排水口直徑下的分離效率

5 箱式水分裝置前方擋板結構參數的影響

5.1 前方擋板結構參數設計

前方擋板對于箱式水分裝置起著關鍵作用，對氣體與液滴進行第一次分離。如圖2 所示，前方擋板分為上部直板和下部圓弧。前方擋板結構參數為與內側壁距離L1、直板長度L2、傾斜度θ1、圓弧半徑R、圓弧角度θ2，具體結構參數如表2 所示，均以設計值3 作為初始值。

表2 前方擋板結構參數

5.2 前方擋板與內側壁距離的影響

圖6 所示為不同前方擋板與內側壁距離下的分離效率。在擋板與內側壁距離較小時，水蒸氣和液滴的分離效率隨著距離的增大而提高，距離為13 mm時分離效率達到峰值。

圖6 不同前方擋板與內側壁距離下的分離效率

擋板與內側壁距離過小時，側壁與擋板間的空間過小，氣液混合物分離后難以及時排出，分離后的水容易被重新攜帶；擋板與內側壁距離過大時，氣體可以從底部繞過擋板，導致分離效率下降。因此，擋板與內側壁距離設計推薦值為13 mm。

5.3 前方擋板直板長度的影響

圖7 所示為不同前方擋板直板長度下的分離效率。直板長度較小時，水蒸氣和液滴的分離效率均較低，隨著長度的增大，水蒸氣分離效率保持上升的趨勢，當長度為20 mm時，液滴分離效率和水蒸氣分離效率達到峰值。

圖7 不同前方擋板長度下的分離效率

擋板長度過小，部分氣體未經分離便可以繞過擋板，分離作用減弱；擋板長度過大時，氣體流動困難，與分離器底部間距過小，易發(fā)生對水的二次攜帶。因此，擋板直板長度設計推薦值為20 mm。

5.4 前方擋板傾斜度的影響

圖8 所示為不同前方擋板傾斜度下的分離效率。在傾斜度較小時，水蒸氣和液滴的分離效率均較低，隨著傾斜度的增大，分離效率有所上升，當傾斜度為70°時，50 L∕min進氣流量下的水蒸氣的分離效率首先出現下降趨勢。其他條件下分離效率則在傾斜度增大到80°時開始下降，液滴分離效率在70°～80°之間后同樣停止增長。

圖8 不同前方擋板傾斜角度下的分離效率

傾斜角過小，水氣混合物正面撞擊擋板面積較小，擋板分離作用減弱；傾斜角過大，擋板阻礙氣流流動作用越強，不利于分離后氣體及時排出，分離效率有所下降。因此，擋板傾斜度設計推薦值為80°。

5.5 前方擋板圓弧半徑的影響

圖9 所示為不同前方擋板圓弧半徑下的分離效率。圓弧半徑較小時，分離效率較低，隨著半徑增大，分離效率呈上升趨勢，當半徑為9 mm 時，液滴的分離效率首先出現下降趨勢。水蒸氣分離效率在半徑增到10 mm時開始下降。

圖9 不同圓弧半徑下的分離效率

半徑過小，擋板阻擋作用減弱，氣體容易繞過擋板，部分水無法分離；半徑過大，水過度積聚在擋板處難以及時排出。相較于氣體，液滴更易積聚在圓弧處，所以液滴分離效率首先出現下降趨勢。液滴在圓弧半徑為9 mm 時的平均分離效率為63%，10 mm 時為62.3%。水蒸氣在圓弧半徑為9 mm 時的平均分離效率為70%，10 mm時為71.55%。因此，半徑對水蒸氣分離效率影響更大。綜上，半徑設計推薦值取10 mm最佳。

5.6 前方擋板圓弧角度的影響

圖10所示為不同前方擋板圓弧角度下的分離效率。圓弧弧度較小時，分離效率較低，隨著弧度增大，分離效率逐漸增加，弧度為80°時，分離效率開始出現下降趨勢。其中500 L∕min大進氣流量下的下降趨勢最為平緩。

圖10 不同前方擋板圓弧角度下的分離效率

圓弧弧度過小，圓弧處水不易聚集，圓弧所起的作用有限，無法有效分離水與氫氣；弧度過大時，分離后水不能順利排出，影響后續(xù)分離過程。500 L∕min 時流速快，水在圓弧處排出較為容易，下降較為緩慢，因此，圓弧弧度設計推薦值為80°。

6 箱式水分裝置后擋板結構參數的影響

6.1 后方擋板結構參數設計

后方擋板實現對氣體與液滴進行二次分離，分離前方擋板第一次分離后仍未徹底分離的水和氫氣。如圖2所示，后方擋板可進一步細分為左、中、右3個部分，結構參數為后方擋板左側擋板長L3、右側擋板長L4、中間擋板長L5、左側擋板傾斜角度θ3、右側擋板傾斜角度θ4、后方擋板與上側壁面距離L6、后方擋板與左側壁面距離L7。后擋板結構參數如表3 所示，均以設計值3 作為初始值。

表3 后擋板結構參數

6.2 后方擋板左側擋板長度的影響

圖11所示為不同后方擋板左側擋板長度下的分離效率。在左擋板長度較小時，分離效率較低，隨著長度增大，分離效率逐漸增加，長度為13 mm時，分離效率開始出現下降趨勢。

圖11 不同后方擋板左側擋板長度下的分離效率

左側擋板長度過小時，部分水會隨氣體繞過擋板，從回氫口逃逸，而擋板長度過大時，氫氣排出困難，容易重新攜帶液滴，分離過程受阻，降低分離效率。因此，左側擋板長度為13 mm時分離效率最佳。

6.3 后方擋板右側擋板長度的影響

圖12所示為不同后方擋板右側擋板長度下的分離效率。在右擋板長度較小時，分離效率較低，隨著長度的增大，分離效率逐漸增加，長度為10 mm時，分離效率開始出現下降趨勢。因此，右擋板長度設計推薦值為10 mm。

圖12 不同后方擋板右側擋板長度下的分離效率

6.4 后方擋板中間擋板長度的影響

圖13所示為不同后方擋板中間擋板長度下的分離效率。中間擋板長度在4～6 mm 范圍內時，分離效率有所增加，超過6 mm 時，分離效率開始下降，而在50 L∕min 的進氣流量下，長度在8 mm 時分離效率才出現下降的趨勢。

圖13 不同后方擋板中間擋板長度下的分離效率

在50 L∕min 進氣流量下，氣液混合物流速較小，慣性作用較弱，因此，在擋板較短時難以使水氣完全分離，分離效率較低。水蒸氣及液滴的平均分離效率在中間擋板長度6 mm時均較8 mm時大，綜合分離效率在長度為6 mm時最佳。

6.5 后方擋板左側擋板角度的影響

圖14所示為不同后方擋板左側擋板角度下的分離效率。在左擋板角度較小時，分離效率較低，隨著角度增加到25°，300 L∕min 及500 L∕min 進氣流量下的分離效率達到峰值，而后開始下降。在50 L∕min的進氣流量下，角度在30°時分離效率出現下降趨勢。

圖14 不同后方擋板左側擋板角度下的分離效率

左側擋板角度過大，水容易隨著氣體從左側繞過擋板；角度過小，液滴不易被擋板聚集，容易從擋板側面逃逸，分離作用減弱。在50 L∕min 的進氣流量下，氣液混合物流速及慣性小，更易從側面逃逸，因此擋板角度25°時平均分離效率最佳。

6.6 后方擋板右側擋板角度影響

圖15所示為不同后方擋板右側擋板角度下的分離效率。隨著右擋板角度的增大，分離效率逐漸提高，角度增大到35°時，分離效率停止上升并出現下降的趨勢，因此分離效率在35°時最佳。

6.7 后方擋板與上壁位置的影響

圖16所示為不同后方擋板與上壁位置下的分離效率。由圖16可知，隨擋板距上壁距離增大，分離效率提高，當增大到14 mm，分離效率出現下降趨勢。

圖16 不同后方擋板與上壁距離下的分離效率

當L6過小時，離回氫口間距過近，阻礙氫氣順利排出，分離后氫氣易重新攜帶液滴，降低分離效率；當L6過大時，難以阻擋全部液滴，部分液滴從擋板上部流出，導致分離效率下降。因此，距離為14 mm 時分離效率最佳。

6.8 后方擋板與側壁距離的影響

圖17所示為不同后方擋板與側壁距離下的分離效率。由圖17可知，隨著與側壁距離增大，分離效率逐漸提高，當距離增大到20 mm時，分離效率達到峰值，而后開始下降，因此分離效率在20 mm時最佳。

圖17 不同后方擋板與側壁距離下的分離效率

7 水氣分離效率評估

上述箱式水分裝置各結構設計推薦值如表4 所示。根據表4中箱式水氣分離器結構設計參數推薦值，建立箱式水分裝置模型進行仿真分析，評估50 L∕min、300 L∕min、500 L∕min 進氣流量下水蒸氣和液滴的分離效率。

表4 箱式水分裝置優(yōu)化后結構參數

水蒸氣的分離效率分別為79.8%、88.6%、86.2%，液滴的分離效率分別為77.5%、87.9%、82.5%。與上述仿真時得到的分離效率對比，可以看出，3 種進氣條件下優(yōu)化后的分離效率明顯得到提升。

8 結束語

本文基于折流分離原理設計了一種新型雙擋板箱式水分裝置，實現了燃料電池陽極排氣口中氫氣和水的分離，減少進入氫再循環(huán)回路中的水含量，并利用Fluent 進行了流體仿真分析，詳細剖析了進出口直徑以及雙擋板各結構參數對分離效率的影響，保證燃料電池的工作性能，主要工作總結如下：

a.運用數值模擬計算方法對水氣分離器在不同燃料電池工作條件下的工作狀況進行仿真，得到了箱式水分裝置在進氣流量50 L∕min、300 L∕min、500 L∕min 下的分離效率，使裝置可以應用到不同工況中，并保證水分裝置的分離效率；

b.對進出口的直徑，前方擋板的長度、傾斜度、圓弧形狀，后方擋板的長度、彎曲角度、位置參數對分離效率的影響進行了詳細評估，得到了各結構參數的設計推薦值；

c.基于各結構參數設計推薦值，重新進行了分離效率的數值仿真分析，驗證了優(yōu)化后的水分裝置在不同氣體工作條件下都具備良好的分離效率，為車用燃料電池水分裝置設計和仿真分析提供了一定的參考。