PEMFC船形堵塊陰極流場的性能

蔡永華,胡健平,羅子賢

(1.武漢理工大學現代汽車零部件技術湖北省重點實驗室,湖北 武漢 430070;2.汽車零部件技術湖北省協同創新中心,湖北 武漢 430070;3.新能源與智能網聯車湖北省工程技術研究中心,湖北 武漢 430070;4.武漢理工大學汽車工程學院,湖北 武漢 430070)

質子交換膜燃料電池(PEMFC)是一個能量轉換器,可將化學能直接轉換成電能[1],具有能量轉換效率高、啟動快、環境友好等優勢[2]。優化流場內的水氣管理系統,可提高燃料電池的輸出性能和耐久性[3]。目前,眾多學者通過在流道中添加堵塊及改變流道結構等方式提高PEMFC 的輸出性能。X.Chen 等[4]研究發現,三維波浪流道的變截面特性可使反應物具有更好的流動性能。蔡永華等[5]分析了堵塊高度對燃料電池性能的影響,發現增設堵塊可提高反應界面氧氣摩爾濃度。堵塊高度為94%時,功率密度可提高4.94%。L.H.Fan 等[6]通過在流道中嵌入不同角度和長度的導氣板與導液板,改善了流道中氣液兩相的流動狀態,電池的凈功率密度最大可提升7.5%,同時,導液板可以將液體與擴散層界面分離,提高排水性能。排水性能的提高,可以降低流道中因水膜和水柱對反應物擴散到反應界面引起的阻礙作用,使電流密度及溫度在整個流場范圍內的分布更加均勻。H.W.Zou 等[7]通過可視化技術分析液滴在仿生蜂窩狀流場中的形態演變過程,實驗發現液滴在流場中經過六邊形單元時,會不斷破碎成更小液滴。孫亞浩等[8]基于流體體積(VOF)兩相流模型,在對4 種不同流道的仿真研究中發現,液體被破碎成細小液滴時更容易被排出流道,其中文丘里流道在收縮的窄處可產生射流,具有更好的排水能力。

對堵塊強化傳質作用及流道水管理的研究表明,船首結構可降低船在水面上航行時的水阻。本文作者參考這一特性,仿照船的船首結構建立船形堵塊的幾何模型,并在仿真軟件中模擬船形堵塊流道內液體的流動狀態,通過對電池性能的仿真計算,探究船形堵塊對PEMFC 性能的影響及傳質機制,對不同開孔率下船形堵塊流道的綜合性能進行比較。

1 模型與參數

在建立仿真模型前,做出以下假設:所有氣體均為理想氣體;氣體流動狀態為層流;膜電極及其他部分組件材料各向同性;液體具有不可壓縮特性;電池在穩定工況下運行。

1.1 流體體積法模型

為探究船形堵塊流道的排水能力以及液滴在流道中的流動狀態,建立如圖1所示的直流道和船形堵塊流道計算域,模型長度為20 mm。

圖1 VOF 計算域示意圖Fig.1 Schematic diagram of volume of fluid(VOF)calculation domain

在流道與擴散層界面上分別設置3 個邊長0.3 mm 的正方形出水口,在仿真軟件中定義為0.1 m/s 的速度入口。進氣入口處速度設為2.5 m/s。建立的氣液兩相流模型的控制方程包括連續性方程[式(1)]和動量方程[式(2)][8]。

式(1)-(2)中:ρ、μ和α分別為密度、動力黏度和體積分數;t為時間;p為靜態壓力;為速度矢量;T為溫度;為重力加速度;為表面張力引起的動量源項;l 為液態、g 為氣態。

1.2 計算流體動力學模型

計算流體動力學模型包括質量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程和組分守恒方程,具體見式(3)-(6)[9]。

1.3 電化學模型

電化學模型包括Butler-Volmer 方程和電荷守恒方程,具體見式(7)-(10)[9]。

式(7)-(10)中:η、C、jref、γ、Cref和α分別為過電位、局部摩爾濃度、參考交換電流密度、濃度指數、參考摩爾濃度和電極傳輸系數;a、c 分別為陽極和陰極;F為法拉第常數;R為摩爾氣體常數;σ、e、m、φ、Re和Rm分別為電導率、固體導電材料、質子交換膜、電勢、電子電流源項和質子電流源項。

1.4 幾何模型

建立船形堵塊流道、傳統直流道和梯形堵塊流道三維模型。船形堵塊流道的幾何模型結構示意圖見圖2。

圖2 幾何模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of geometric modeling

船形堵塊單元的高度和長度分別為0.85 mm、3.60 mm,流道中共設置6 個堵塊單元。

堵塞率與開孔率計算分別見式(11)和(12)。

式(11)-(12)中:δblock、Ablock和Achannel分別表示堵塞率、截面上堵塊面積和流道截面面積;δop、Acg和Amem分別表示開孔率、流道與擴散層界面面積和膜有效面積。

依據式(11),船形堵塊在橫截面上的堵塞率為75%,為比較在相同堵塞率下船形堵塊流道與梯形堵塊流道的傳質性能,根據式(11)可求得,在堵塞率為75%時,梯形堵塊高度為0.64 mm。流道的長、寬、高分別為50 mm、2 mm、0.85 mm,兩側岸寬各為1 mm,擴散層、催化層和膜厚度分別為0.150 mm、0.010 mm 和0.025 mm。

不同堵塊的尺寸參數見表1。將開孔率為50%的梯形堵塊流道、開孔率為42%的船形堵塊流道和開孔率為50%的船形堵塊流道分別命名為Case A、Case B 和Case C。

表1 不同堵塊的結構參數Table 1 Structural parameters of different blocks

1.5 網格獨立性和數值模型驗證

仿真模型的運行條件、電化學及物性參數如表2所示。

表2 電池運行條件及主要電化學與物性參數Table 2 Battery operating conditions and main electrochemical and physical parameters

模型的堵塊部分為非結構化網格,其余部分均為結構化網格。不同網格數量的模型在0.4 V 時的電流密度見圖3。

圖3 網格獨立性驗證Fig.3 Grid independence verification

圖3 中,網格數量從348 699 加密至544 402 時,仿真模型計算結果的相對差值百分數小于0.1%,已具備網格獨立性,因此,以網格數量為348 699 的仿真模型為研究標準。

為檢驗數值模型的可靠性,按照參考文獻[10]中所提到的實驗模型幾何參數建立相同的仿真模型,并使用該文獻中的操作條件、物性參數以及邊界條件對仿真模型進行數值計算。仿真結果與實驗結果對比如圖4所示。

圖4 數值模型驗證Fig.4 Numerical model verification

從圖4 可知,仿真曲線與實驗數據擬合度較高,數值模型的有效性得到驗證。

2 結果與討論

2.1 流道排水能力

為分析船形堵塊流道的排水能力,建立VOF 兩相流模型進行仿真模擬。直流道和船形堵塊流道中液態水形狀在不同時刻下的對比如圖5所示。

圖5 流道內水流動特性Fig.5 Water flow characteristics in the flow channel

直流道中液體脫離入水口后,保持為高度0.85 mm、直徑約0.50 mm 的水柱,在氣體的作用下向出口移動。在船形堵塊流道中,在堵塊船首結構形狀的作用下,水柱被破碎和擠壓成連續的液體流束,流經堵塊側壁時,在加速的氣流作用下,進一步被破碎成細小液滴,向流道出口處移動。

兩種流道內水含量隨時間變化的曲線如圖6所示。

圖6 流道內的水含量隨時間變化的曲線Fig.6 The curve of water content in the flow channel changing with time

圖6 反映了兩種不同流道的排水周期,以及排水過程中的峰值水含量和平均水含量。船形堵塊流道的水含量下降時間點提前,說明通過將液體破碎成液滴,獲得了更好的排水能力。直流道和船形堵塊流道的平均排水周期分別為0.082 s 和0.065 s;在排水周期內平均水含量分別為13.54×10-7kg 和11.27×10-7kg。排水周期縮短20.7%,平均水含量降低16.8%,表明船形堵塊流道的液態水排水能力較好。

2.2 極化曲線和凈功率密度

不同流道的極化曲線與凈功率密度曲線見圖7。

圖7 極化曲線與凈功率密度Fig.7 Polarization curve and net power density

從圖7 可知:在低電流密度下,3 種流道的輸出性能差異不明顯;在高電流密度下,3 種流道的極化點和凈功率密度峰值差距明顯。在同模型尺寸下,直流道在電流密度為1.50 A/cm2左右時,凈功率密度輸出峰值可達0.64 W/cm2,同樣條件下的船形堵塊流道(Case B)和梯形堵塊流道的凈功率密度分別為0.69 W/cm2和0.67 W/cm2,船形堵塊流道相較于直流道和梯形堵塊流道,凈功率密度分別提高7.8%和3.0%。梯形堵塊流道和船形堵塊流道(Case B)的凈功率密度峰值分別為0.68 W/cm2和0.70 W/cm2,船形堵塊流道較直流道和梯形堵塊流道分別提升9.4%和2.9%。

開孔率對高電流密度下的傳質損失也有較大影響。由于船形堵塊底部與擴散層直接接觸,依據式(12)計算得出Case B 的開孔率為42%。Case C 在Case B 模型的基礎上將岸寬減少至0.85 mm,使開孔率與直流道和梯形堵塊流道一致,并保持流道、堵塊數量及尺寸不變。圖7 中,兩種船形堵塊流道的凈功率密度曲線在電流密度約為1.65 A/cm2時出現了交點。在交點前,Case B 比Case C 擁有更高的凈功率密度,最大約相差1.5%,但在交點后,隨著電流密度的增加,Case C 的輸出性能反超Case B 且幅度不斷變大。

對比不同類型的流道,在高電流密度區間,隨著電流密度的提高,Case A 與Case B 之間輸出性能的差距不斷縮小。這一交替領先現象的發生,主要原因是在流道與擴散層界面處存在物質交換瓶頸,隨著電流密度提高,會逐漸產生濃差極化。開孔率較小會導致在這一界面上提前達到物質交換瓶頸,強化水對氧氣進入擴散層的阻礙作用,出現由質量傳輸引起的濃差極化,并最終導致電池性能下降。適當提高開孔率,可延遲瓶頸的出現時間,如圖7所示,Case C 在較高的電流密度下仍有良好的性能表現。

2.3 速度、氧氣摩爾濃度和水摩爾濃度

1.50 A/cm2電流密度下,流道與擴散層界面處的氣體速度見圖8(a),擴散層與催化層界面處的氧氣摩爾濃度見圖8(b),流道與擴散層界面處的水摩爾濃度分布見圖8(c)。

圖8 不同流道的速度、氧氣摩爾濃度和水摩爾濃度分布Fig.8 Distribution of velocity,oxygen molar concentration and water molar concentration in different flow channels

從圖8(a)可知,流道中有堵塊堵塞時,由于流動截面尺寸減小會形成射流,氣體流速在堵塞處會得到提升,促進對流傳質。從圖8(b)可知,肋下低氧含量區域面積的減小表明堵塊具有強化傳質作用。從圖8(c)可知,沿流動方向,水摩爾濃度逐漸增加,尤其是岸下水摩爾濃度高于流道下方區域,阻礙氧氣向岸下反應界面的擴散。在1.5 A/cm2電流密度下,直流道以及Case A、Case B、Case C 的水摩爾濃度面平均值分別為11.42 mol/m3、11.37 mol/m3、1.44 mol/m3和11.20 mol/m3。對比圖8 中Case B 和Case C 不同物理量的分布可知,適當提高開孔率,可以最大化船形堵塊的傳質作用,及時將岸下水排出和促進反應物的對流傳質。

陰極側流道下方與岸下方擴散層與催化層界面處氧氣摩爾濃度變化如圖9所示。

圖9 流道下方與岸下方擴散層與催化層界面處氧氣摩爾濃度Fig.9 Molar concentration of oxygen at the interface between gas diffusion layer and catalyst layer below the channel and below the shore

圖9 中,梯形堵塊流道下方的氧氣摩爾濃度呈現出小幅增加的趨勢。與之相反,由于船形堵塊底部與擴散層直接接觸阻礙了該區域氧氣的向下傳輸,使得氧氣摩爾濃度明顯降低。對比岸下氧氣摩爾濃度曲線,船形堵塊對應位置處氧氣摩爾濃度要高于梯形堵塊,表明船形堵塊的結構形狀可以提高側向傳質能力,更多的反應物從流道中進入岸下區域。在1.50 A/cm2電流密度下,直流道以及Case A、Case B、Case C的氧氣摩爾濃度面平均值分別為2.73 mol/m3、3.08 mol/m3、3.08 mol/m3和3.51 mol/m3。在相同開孔率下,Case C 的氧氣摩爾濃度面平均值為3.51 mol/m3,較直流道和梯形堵塊流道分別提高28.6%和14.0%,說明船形堵塊流道具有較好的傳質能力。

3 結論

本文作者提出一種船形堵塊流道并建立三維仿真模型,通過建立VOF 兩相流模型研究對比直流道和船形堵塊流道的排水能力,使用數值模擬的方法分析對比直流道、梯形堵塊流道和不同開孔率船形堵塊流道的性能和傳質差異。主要結論如下:

通過分析VOF 模型的計算結果可知,船形堵塊流道的排水周期與直流道相比可縮短20.7%,流道內平均水含量降低16.8%,船形堵塊較直流道具有更好的排水性能。

在相同模型尺寸下,42%開孔率的船形堵塊流道峰值凈功率密度較直流道和梯形堵塊流道分別提升9.4%和2.9%。50%開孔率較42%開孔率的船形堵塊流道在高電流密度下輸出性能顯著提高。

在相同開孔率下,船形堵塊流道的氧氣摩爾濃度面平均值為3.51 mol/m3,較直流道和梯形堵塊分別提高28.6%和14.0%,說明船形堵塊流道具有較好的傳質能力。