氫燃料電池系統多噴嘴氫氣引射器的特性仿真與過程策略

潘建欣， 劉康儒， 寧 楠， 楊 軍， 吳 桐， 謝曉峰

(1. 武漢船用電力推進裝置研究所， 湖北 武漢 430064;2. 中國船舶集團有限公司第七一八研究所， 河北 邯鄲 056027;3. 清華大學 核能與新能源技術研究院， 北京 100084)

1 前 言

在未來社會對高效、清潔、安全的能源體系的追求下，質子交換膜燃料電池(PEMFC)成為當今備受關注的綠色電源系統。在PEMFC 系統中，常利用引射器或氫氣循環泵對電堆出口的氫氣引射回流，在提高氫氣利用率的同時保持電堆性能。其中，氫氣引射器具有體積小、無寄生功率損耗、無噪聲等特點，是實現大功率PEMFC 氫氣循環的主流方向。然而，對于傳統的單噴嘴引射器而言，在引射器結構固定后，難以滿足燃料電池系統的全功率強變載的需求。

近年來，國內外學者開展了旨在提升引射器性能的結構參數與仿真優化研究。Zhu 等[1]提出了一種用于分析引射器流動特性的速度函數，利用計算流體力學(CFD)結合數據回歸和參數辨識方法，確定速度函數的指數，并研究了不同電流下氫氣子系統的再循環性能。Maghsoodi 等[2]討論了引射器結構對燃料電池系統性能的影響，并利用神經網絡和遺傳算法尋優。Yin 等[3]建立引射器三維數值模型，研究二次流操作條件對引射器性能的影響，結果表明，二次流的濕度大、溫度高會降低二次流中的氫氣含量。Kou 等[4]建立了80 kW PEMFC 系統的Matlab/Simulink 模型，研究操作條件和幾何結構對引射器性能的影響，但文中所建立的燃料電池模型未考慮水汽的影響。為擴大引射器在燃料電池系統中的適用功率范圍，一些學者提出不同的引射器結構設計與氫氣子系統設計優化。Le Tri 等[5]將引射器的一維模型與車用PEMFC 集成，研究發現相較于單引射器狹窄的工作范圍，雙引射器可以實現燃料電池工作范圍的全覆蓋。Brunner等[6]提出一種可變流量引射器，在一次流噴嘴處設置一針閥，改變噴嘴的開口大小，該引射器在Ballard Mark 9 SSL 電堆中性能表現優異。Xue 等[7]提出一種多噴嘴噴射器設計思路，通過實驗和CFD 仿真，認為該設計可以滿足燃料電池寬范圍的功率輸出，同時實現相對穩定的陽極入口壓力。Jenssen 等[8]在Brunner 可變流量引射器的基礎上，采用多級串聯燃料電池堆設計，提升引射器低功率下的性能。Chen等[9]提出了一種嵌套式引射器，并設置一條與引射器平行的旁路以進一步擴大其工作范圍，該引射器的引射性能可以滿足150 kW 的燃料電池堆在9%～100% 輸出功率范圍內的供氫需求。目前對于引射器陽極氫氣回收性能的研究主要集中在利用計算流體力學軟件對其結構參數進行仿真優化，或將實物在所搭建的引射器測試臺架中進行氣體流動實驗。雖然CFD 方法有助于深入了解引射器內部的流動行為，但其模型僅簡單地模擬了陽極的特性，沒有考慮動態響應過程中電堆膜間發生的氫氮滲透與水生成等因素對氫氣循環過程及引射特性的影響。

文中利用gFUELCELL 仿真建模平臺，研究了不同噴嘴開關策略下四噴嘴引射器的引射能力，得到最優噴嘴控制策略，分析該策略下電堆內部物理場變化特性。研究得到燃料電池系統全運行功率下，多噴嘴引射器的最優控制策略，實現了搭載四噴嘴引射器的150 kW 流量從5%～100% 的近似線性調控，解決了燃料電池系統低功率區間引射器失效的問題。研究結果為多噴嘴引射器在燃料電池系統中的應用與選型提供了有價值的參考。

2 四噴嘴引射器氫氣子系統

2.1 引射器工作原理

引射器是一種進行質量、能量交換的機械裝置，其結構由一次進流噴嘴、二次回流管、吸入腔、混合管和擴散管組成。傳統單噴嘴氫氣引射器結構如圖1 所示。在燃料電池系統工作過程中，高壓氫氣經減壓閥調節后，進入一次進流噴嘴。在通過一次進流噴嘴收斂處，氣體流速增大，壓力減小，在吸入腔內形成一個低壓區域。當二次流體回流進口壓力高于吸入腔壓力時，二次流體會在壓差作用下被吸入引射器中，與一次進流一并流入混合管內混合?；旌虾蟮牧黧w在擴散管內速度逐漸降低，得到一股滿足燃料電池工作壓力要求的引射流體。

圖1 氫氣引射器結構圖Fig.1 Schematic diagram of hydrogen ejector structure

2.2 氫氣子系統

燃料電池氫氣循環子系統如圖2 所示，四噴嘴氫氣引射器的控制技術路線與單噴嘴引射器基本相同，主要由壓力調節閥、引射器、燃料電池堆、氣水分離器和排氫閥組成。從氫罐供應的氫氣經過減壓閥和壓力調節閥，隨后進入氫氣引射器，在引射器中一次流氫氣與二次回流氫氣發生混合，進入燃料電池陽極入口。陽極出口的回流氫氣需經過氣水分離器，盡可能消除液態水對引射器與陽極入口氫氣的影響。四噴嘴氫氣引射器通過設計4 個不同直徑的一次進流噴嘴，調節一次進流噴嘴處電磁閥門V1-V4 的開閉，實現不同的引射效果。

圖2 燃料電池氫氣循環子系統Fig.2 Schematic diagram of hydrogen recycle subsystems of fuel cells

2.3 引射器結構設計

本工作基于150 kW 燃料電池電堆對引射器進行結構設計，電堆的基本參數如表1 所示。

表1 燃料電池工作參數Table 1 Operation parameters of the fuel cell

單噴嘴引射器的初始結構設計采用索科洛夫引射器的設計方法[10]，對于大功率燃料電池，3～5 噴嘴是目前研究者采用較多的選擇。為降低噴嘴復雜度，同時實現引射器出口流量的近線性調控，經過前期初步研究，結合實際制造工藝，本工作選擇最主流的四噴嘴引射器開展研究。四噴嘴引射器的喉部噴嘴直徑按其面積比1:2:4:8 將單噴嘴引射器的直徑進行分割，引射器的主要結構參數如表2所示。

表2 引射器結構參數Table 2 Structural parameters of the ejector

3 四噴嘴引射器數學模型

基于圖2(a)，利用燃料電池系統仿真軟件gFUELCELL 平臺建立了PEMFC 系統模型。模型中包含了電堆模型、氫氣子系統模型、空氣子系統模型以及冷卻子系統模型。在引射器的4個噴嘴前端均設置了電磁閥。通過對4 個電磁閥開關的控制，完成各個噴嘴的開閉操作，實現引射器噴嘴工作模式的變化，以適應電堆加載過程中的工作需求。圖3 為四噴嘴引射器模型的燃料電池系統模型流程圖。

圖3 包含四噴嘴引射器模型的燃料電池系統模型Fig.3 Schematic diagram of the fuel cell system model with a four nozzle ejector

引射器分為4 個區域：(1) 噴嘴區域；(2) 引射區域；(3) 混合段區域和(4) 擴散區域。同時，對引射器模型做出了假設：(1) 模型遵循理想氣體狀態方程；(2) 進入引射器的水均為氣態水；(3) 不考慮徑向上的溫度和壓力變化；(4) 引射器整體絕熱。計算時，對部分影響因素進行簡化，相關公式采用一定的經驗公式進行描述[1]。

3.1 噴嘴段區域計算方程

當流體為亞音速流動時，噴嘴入口的質量流量和噴嘴喉部馬赫數計算如下：

離開噴嘴喉部的一次流流體，會在吸入室內發生膨脹，該膨脹的極限壓力等于二次流壓力。通過等熵過程進行計算離開噴嘴后射流體的馬赫數、溫度、速度和射流流體離開噴嘴后的直徑。

3.2 引射段區域計算方程

進入混合段之前，引射流體質量流量、速度、馬赫數和溫度計算如下：

其中，混合段速度分布系數，利用經驗方程進行計算：

3.3 混合段區域計算方程

射流流體和引射流體進入混合段后發生混合。根據動量守恒方程：

混合段的能量守恒方程如下：

其中，混合段的混合流體速度vmix計算方程如下：

3.4 擴散段區域計算方程

擴散段的作用主要是增大流通截面積、提升引射器出口壓力。在擴散段中，由等熵過程相關方程得出出口壓力，其計算式為：

對于引射器本身，其能量守恒方程如下：

為了評價引射器的性能，引入引射比、氫氣化學計量比2 個重要參數：

4 結果與討論

4.1 四噴嘴引射器控制模式對引射性能的影響

根據4 個噴嘴的閥門開關策略不同，共有15 種控制模式，根據噴嘴段一次流量公式，可以看出一次質量流量與噴嘴喉部面積呈正比。因此對于四噴嘴引射器，以四噴嘴全開的最大供氫流量占比為100%來計算，可以得到每種控制模式下的最大供氫流量占比。每個控制模式下的噴嘴開關策略及供氫流量占比如表3 所示。

表3 四噴嘴引射器控制模式表Table 3 Control modes of the four nozzle ejector

從圖4(a)可以看出，單一噴嘴模式下引射器能起到引射能力的工作區間有一定的局限性，其引射比在工作區間內呈先上升后下降的趨勢。在相對較低的電流密度下，引射比幾乎為0，這是因為當運行電流密度相對較小時，陽極側氫氣消耗量也較小，氫氣源出口的壓力調節閥會通過減小閥門開度，降低引射器一次流進口壓力，從而保持電堆陽極進口處氫氣壓力的穩定，與此同時，過低的一次流進口壓力導致射流流體速度降低，在吸入室產生的負壓較小，最終導致在低功率情況下，引射器失效。在其工作區間內，隨著電堆電流密度的增大，陽極側氫氣消耗量隨之上升，氫氣出口壓力調節閥逐漸增大閥門開度，一次流質量流量與壓力不斷增加，此時吸入室產生的負壓不斷增大，引射比不斷上升到達峰值。

圖4 不同控制模式對引射性能的影響Fig.4 Effects of different control modes on ejector performance

圖4(b)為不同控制模式下陽極側進堆氫氣壓力隨電流密度變化的曲線，對于單一噴嘴控制模式而言，當電流密度進一步增大，氫氣需求量逐漸到達該引射器控制模式的上限，導致其無法維持電堆所需的氫氣流量及壓力，引射性能逐漸下降。分析原因是，當噴嘴直徑變小，其內部流阻變大，若要引射同樣流量的氣體，需要更高的射流入口壓力，而射流入口壓力取決于比例閥特性以及其氫氣前端壓力值。因此，當系統中比例閥特性與前端壓力值一定時，就必然決定了固定結構式引射器在小噴嘴直徑下無法滿足高功率的需求。

對比圖4(a)與(c)，可以看出在單一噴嘴模式下，氫氣計量比和引射比的變化趨勢基本相同。引射比增加，更多的氫氣通過引射器再循環到陽極，氫氣計量比隨之增加。

4.2 四噴嘴引射器在大功率PEMFC系統控制策略

單一噴嘴模式的工作范圍有限，雖然小噴嘴直徑模式可以滿足低電流運行的要求，但在高電流區間會失效。而大噴嘴直徑模式則相反，其在低電流區間幾乎不能產生引射。因此，根據上述特性，結合15 種控制模式下的進堆壓力值與氫氣計量比變化趨勢，得到四噴嘴引射器在燃料電池堆全功率區間變流量穩壓供氫控制策略，如表4 所示。

表4 不同電流區間對應的四噴嘴引射器控制策略Table 4 Control Strategies for the four nozzle ejectors at different current ranges

4.2.1 優化控制策略下全功率區間的四噴嘴引射器與燃料電池性能

根據表4，對全功率區間多噴嘴引射器系統控制進行仿真。從圖5(a)可以看到，在對四噴嘴引射器進行控制策略優化后，可以實現0.11～2.11 A·cm-2電流密度范圍內的引射，與單噴嘴引射器1.30～1.86 A·cm-2的作用區間相比，其運行工況覆蓋范圍擴大至5%～100%。

圖5 四噴嘴引射器控制策略下的性能變化曲線Fig.5 Performance profiles under the control strategy of four nozzle ejector

圖5(b)為優化控制策略下電流拉載過程中氫氣計量比變化曲線，可以看到隨著拉載電流的增加，氫氣計量比逐漸下降，在電流密度為0.1～0.5 A·cm-2時下降較快，分析原因是在該區間內引射比呈上升趨勢，增加的引射比意味著更多的二次回流氫氣，而隨著拉載電流的增大，陽極的氮氣含量累積量也在快速增加，從而導致經引射器送入陽極的氫氣中氮氣含量增加，氫氣計量比快速下降。其中，陽極側氮氣的產生是由于質子交換膜間發生了氣體滲透現象。原理上，質子交換膜中反應氣體是不會發生滲透的，防止反應物組分在電化學反應發生前混合。然而，由于膜的多孔結構，水含量以及氫和氧在水中的可溶解性等原因，PEM 之間會發生微量氣體滲透過程。圖5(c)為優化控制策略下電流拉載過程中陽極入口氫氣壓力變化曲線，可以看到在電流拉載的過程中，陽極入口壓力控制在250 kPa 的目標值，其中壓力的較大波動是由噴嘴控制模式切換導致，小幅波動受排氫閥間歇排氫的影響。圖5(b)為優化策略下電流拉載過程中電堆性能曲線，可以看到隨著電流密度的增加，電堆效率與單片電壓逐漸降低，電堆功率逐漸上升。

圖6 是電流拉載時，陰極/陽極氮氣累積量與氮氣摩爾通量變化曲線。在電流密度小于1.0 A·cm-2，PEM 氮氣摩爾通量為負值，氮氣從陰極向陽極擴散，在陰極入口流量及排氫策略不變的情況下，陰極氮氣含量不斷下降，陽極氮氣含量不斷上升逐漸大于陰極，當電流密度大于1.0 A·cm-2時，PEM 氮氣摩爾通量為正值，氮氣開始從陽極向陰極擴散。

圖6 電流拉載過程中，陰極/陽極氮氣累積量與PEM 氮氣摩爾通量變化曲線Fig.6 Cathode/anode nitrogen molar accumulation as a function of PEM nitrogen molar flux diffusion during the current pulling process

4.2.2 優化控制策略下操作條件對四噴嘴引射器引射性能的影響

4.2.2.1 出口壓力的影響

圖7 為電流拉載過程中，引射器出口壓力變化對引射性能的影響?？梢钥吹?，引射器出口氣體壓力變化對噴嘴模式切換波動幾乎無影響，隨著引射器出口壓力的增大，引射比、氫氣計量比和出口質量流量均增大，且輸出電流越大，引射器出口壓力對出口質量流量的影響越明顯。

圖7 引射器出口壓力變化對引射性能的影響Fig.7 Effects of outlet pressure variation on ejector performance

4.2.2.2 排氫頻率的影響

圖8 為排氫頻率對引射性能的影響，可以看到，減小排氫頻率可以提升引射器引射比和出口質量流量，但同時增加了氫氣回路內的氮氣累積量，氫氣計量比降低。而增大排氫頻率會使噴嘴模式切換帶來的出口質量流量波動更加明顯，出口壓力波動也較為劇烈。因此，在實際系統運行過程中，需要針對不同電流工況設置合適的排氫頻率。

圖8 氫氣路尾排頻率對引射性能的影響Fig.8 Effects of exhaust frequency on the eject performance

5 結 論

對四噴嘴氫氣引射器在大功率PEMFC 氫氣子系統的性能開展建模與研究，采用集總參數建模方法對四噴嘴引射器進行建模，研究了四噴嘴引射器控制模式對引射比的影響，同時優化噴嘴控制策略，進行全功率區間氫氣子系統仿真，得到以下結論：

(1) 每一種噴嘴控制模式下，引射器具有引射能力時，電堆的運行電流區間有一定的局限性，在引射作用區間，隨著電堆運行電流的增加，其引射比先升高后下降，存在一個最大值。

(2) 混合段直徑不變，隨著噴嘴喉部面積減小，引射器的作用區間逐漸向低電流工況移動，同時整體的引射比升高，在作用區間內的引射性能變化也更加劇烈。

(3) 提出了四噴嘴引射器在不同電流區間的閥門控制策略，使其能夠滿足功率為8～153 kW 的電堆穩壓供氫需求。

(4) 引射器出口壓力增大，引射比和出口質量流量均增大，引射性能提升。

符號說明：

D — 直徑，mmw — 質量分數，%F — 法拉第常數，C·mol-1 μ — 引射比/引射系數h — 比焓，J·kg-1，h=CpT(Cp 為比定壓熱容) ρ — 密度，kg·m-3 I — 電流，A 上標k — 絕熱指數，理想氣體k=Cp/Cv(Cv 為比定容熱容) in — 引射器噴嘴進口M — 摩爾質量，kg·mol-1 out — 引射器出口Mr — 相對分子質量，kg·mol-1 下標Ma — 馬赫數 i — 噴嘴數量nv — 混合段速度分布系數 jet — 離開噴嘴后的射流流體p — 壓力，kPa mix — 混合段qm — 質量流量，kg·s-1 nozzle — 噴嘴喉部R — 摩爾氣體常數，J·mol-1·K-1 p — 一次流流體/射流流體S — 化學計量比 R，C — 臨界比值T — 溫度，K s — 二次流流體/引射流體v — 速度，m·s-1 s，2 — 進入混合段的引射流體