120kW级燃料电池可变喉口引射器的设计及特性.pdf
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1、第 51 卷第 10 期2023 年 10 月同济 大 学 学报(自然科学版)JOURNAL OF TONGJI UNIVERSITY(NATURAL SCIENCE)Vol.51 No.10Oct.2023论文拓展介绍120kW级燃料电池可变喉口引射器的设计及特性卢义康1,王旭辉1,2,许思传1(1.同济大学汽车学院,上海 201804;2.中国汽车工程研究院股份有限公司,重庆 401122)摘要:引射器是质子交换膜燃料电池氢气循环系统中的关键部件,依靠超音速流动的射流工质实现阳极排气的再循环。传统的固定结构引射器通常针对电堆额定工况设计,工作在非设计工况时性能较差;而可变喉口引射器可以动态
2、地改变其喉口大小,有效扩大其工作范围。基于Sokolov设计理论,搭建了引射器的一维模型并探究了其工作特性,在此基础上提出了一种可变喉口引射器的设计方法。研究结果表明,引射器的工作特性主要受其操作压力、喉口直径和混合室直径影响;通过缩小喉口、提高工作流体压力可以使工作喷嘴保持临界状态,这对大负载下的引射性能影响较小,但能够有效提高电堆小负载下的引射比,并使引射器的工作范围向小负载扩展。关键词:质子交换膜燃料电池;引射器;可变喉口;引射比中图分类号:TM911.42文献标志码:AA Variable-nozzle Ejector for a 120kW PEMFC Stack:Design an
3、d PerformanceLU Yikang1,WANG Xuhui1,2,XU Sichuan1(1.School of Automotive Studies,Tongji University,Shanghai 201804,China;2.China Automotive Engineering Research Institute Co.,Ltd,Chongqing 401122,China)Abstract:The ejector acts as a critical component in the hydrogen recirculation system for proton
4、exchange membrane fuel cells which realizes anode exhaust recirculation via a supersonic jet.Traditional fixed-geometry ejectors are commonly designed according to the stack s rated condition and achieve poor performance in off-design conditions.In contrast,variable-nozzle ejectors can adjust the th
5、roat s opening dynamically and enlarge the operating range.Based on Sokolov s theory,a one-dimensional model for the ejector was built to study its working characteristics,and a design methodology for the variable-nozzle ejector was later proposed.The results show that the ejector s performance is m
6、ainly affected by its operating pressure,the throat diameter,and the mixing chamber s diameter.By shrinking the throat and raising primary pressure,the working nozzle can be kept critical,which has little effect on entraining performance under high stack load.However,under low stack load,the entrain
7、ment ratio can be significantly improved,and the operating range expands toward low stack load.Key words:proton exchange membrane fuel cell;ejector;variable-nozzle;entrainment ratio 质子交换膜燃料电池汽车在运行过程中几乎不排放污染物,具有较高的系统效率,是商用车领域加速脱碳进程的可靠途径之一。按照工作方式,燃料电池阳极系统可以分为阳极直排系统、阳极闭端系统和阳极氢气循环系统,由于阳极排气中含有水蒸气、液态水、氮气和
8、未完全反应的氢气,将阳极排气直接排出系统会降低氢气利用率;在阳极闭端系统中排气则会留在电堆内继续反应,但在运行过程中不断积累的液态水和氮气会阻碍气体传质、降低氢气浓度,使电堆性能大幅下降。在车用领域多采用阳极氢气循环系统,将阳极排气与新鲜氢气混合之后再通入电堆,由于氢气循环兼具有进气加湿作用和对流道的吹扫作用,这样不仅提高了系统燃料利用率,还改善了电堆内的水平衡。引射器是阳极氢气循环系统的核心部件之一,主要利用超音速低压射流产生的压差和卷吸作用将阳极排气不断吸入引射器内完成循环。引射器体积小、重量轻、可靠性高,是理想的氢气循环装置。传统的固定结构引射器通常针对燃料电池系统额定功率工况设计,在偏
9、离设计点的工况下会表现出较差的性能,在电堆小负载工况下甚至无法产生循环效果。目前部分研究通过采用可变内部结构的引射文章编号:0253374X(2023)10-1625-08DOIDOI:10.11908/j.issn.0253-374x.22059收稿日期:2022-02-20基金项目:国家重点研发计划(2017YFB0102802)第一作者:卢义康(1997),男,博士生,主要研究方向为燃料电池氢循环及水管理。E-mail:通信作者:许思传(1963),男,教授、博士生导师,工学博士,主要研究方向为燃料电池发动机系统。E-mail:同 济 大 学 学 报(自 然 科 学 版)第 51 卷器,
10、扩大了引射器的工作范围。Xue等1在吸入室中设计了4个喉口,通过控制不同喉口的协同工作使引射器在电堆负载为2025 kW和35100 kW时具有良好的引射性能。Brunner等2提出了一种可变喉口引射器设计,在喷嘴中加入一根锥形探针,通过调整探针沿喷嘴轴线的行程,可以动态地改变喉口的实际流通截面,其结果表明在电堆小负载下缩小喉口有利于提高引射器的引射效果,在此基础上Jenssen等3探究了可变喉口引射器在串联电堆中的表现。Hosseinzadeh等4在12.5 kW的燃料电池系统中针对180 A和85 A工况设计了两级并联引射器系统,在60A180A 负载内实现了2.0以上的引射比,通过与Br
11、unner的可变喉口设计对比,表明可变喉口引射器可以实现相同的工作范围。可变喉口设计能够在保持引射器原有优点的同时有效地改善其在电堆小负载下的循环效果,但现有的可变喉口研究多集中于制冷领域,针对于燃料电池领域的可变喉口研究较少,并且尚无研究明确提出可变喉口引射器的设计方法。在引射器设计过程中,通常先使用一维模型设计其初始结构。Huang等5提出了引射器的一维等压混合模型,该模型认为引射流体和工作流体在混合室中的某一截面开始混合,在该截面上引射流体和工作流体压力相同,并且引射流体达到临界状态。Chen等6的研究在此基础上补充了等压混合模型在亚临界状态下的求解。Zhu等7提出了临界圆模型,构建了混
12、合室入口截面上径向的速度分布函数,提高了模型求解精度。Sokolov等8结合引射器混合室内的动量、质量和流通面积守恒提出了引射器的一维设计方法,被广泛运用于引射器结构设计中。本文基于Sokolov方法搭建了引射器的一维模型,并利用60 kW级引射器试验数据验证了模型有效性。利用该模型探究了操作压力和可变喉口设计对引射器工作特性的影响,随后对传统固定结构引射器的设计流程加以改进,以此设计了120 kW级燃料电池可变喉口引射器,得到了可变喉口控制方案。1 引射器一维模型 1.1模型假设引射器的基本结构如图1所示,主要由工作喷嘴、吸入段、混合段和扩压段4部分组成。从氢瓶供给的高压氢气在工作喷嘴中膨胀
13、并在工作喷嘴出口形成低压超音速的射流,在引射流体与射流之间的压差以及射流本身的卷吸作用之下,电堆阳极排气被持续吸入引射器中,与供给的纯氢混合均匀后流出引射器并再度进入电堆。如式(1)(3)所示,通常使用引射比、工作流体膨胀比和引射流体压缩比来描述燃料电池引射器的性能,其中引射比代表引射器的循环能力,压缩比代表其对阳极排气的增压作用。=ms.mp.(1)cpr=PbPs(2)epr=PpPs(3)式中:、cpr、epr分别为引射器的引射比、压缩比和膨胀比;ms.、Ps分别为引射流体质量流量和入口压力;mp.、Pp分别为工作流体质量流量和入口压力;Pb为引射器出口背压。在燃料电池系统,阳极排气会首
14、先流经水分去除液态水,因此模型中不考虑两相过程。在模型中做出如下假设:(1)工作流体和引射流体均为单相理想气体。(2)工作流体和引射流体入口处气体视为滞止状态。(3)工作流体和引射流体在混合室入口开始混合,在出口以前混合完毕;(4)混合室入口截面上沿半径方向可以分为工作流体区和引射流体区,在各自的区域内流体轴向速度一致;(5)引射器中的流动、混合均为等熵过程,忽略激波、涡旋。1.2模型搭建在引射器设计中常使用气体动力学函数速度系数、相对压力函数和相对质量流量函数q。对于工作喷嘴,如式(4)所示,通过解q()=(Dt/De)2可以得到两个实数解(11),其中Dt、De分别为喷嘴喉口和出口的直径。
15、当喷嘴背压Pe小于滞止压力 P0时喷嘴中产生流动;当Pe小于特征值 P(1)时流体将在喉口处达到临界状态(喉口处=1),此时流量达到最大值。P(1)的计算方式如下:q()=A*A=(k+12)1k-1(1-k-1k+12)1k-1(4)1626第 10 期卢义康,等:120kW级燃料电池可变喉口引射器的设计及特性()=P()P0=(1-k-1k+12)kk-1(5)式中:P0和T0为流体滞止压力(Pa)和滞止温度();A、A*分别为流体流通截面积和临界流通截面积(m2)。一般将引射流体入口压力Ps等效于喷嘴背压Pe,并且认为喷嘴出口和混合室入口处工作流体具有相同的气体动力学状态。在不同膨胀比下
16、,工作流体流量如式(6)所示。mp.=PpAeqpekRgT0()2k+1k+1k-1 ()P()1Ppepr1PpAtkRgT0()2k+1k+1k-1 ()0eprP()1Pp(6)式中:k和Rg分别为比热比和气体常数,当介质为氢气时分别为1.41和4121 J (kg K)-1;Ae和At分别为喷嘴出口和喉口处的截面积(m2);qpe为喷嘴出口处的相对质量流量。引射器的特性曲线方程如式(7)(8)所示,已知引射器的内部结构、工作流体压力和引射流体压力时,根据引射比可求出对应的引射器背压Pb。Pb=Psm2 eprpeAeAm+s1(1-AeAm)+Ckepr3*AtAm(7)C=123p
17、e+234s1-(1+)m2(8)式中:Am为圆柱形混合室截面积(m2);gn、gn代表介质g在截面n上的速度系数和相对压力,其中g为p、s、m时分别代表工作流体、引射流体和混合流体,*代表临界状态;考虑到摩擦造成的动量损失,模型引入了等熵系数1、2、3、4。qs1和qm2的计算方式如式(9)(10)所示,引射器达到临界状态时的背压Pcr计算方式如式(11)所示。qs1=eprAtAm-Ae(9)qm2=(1+)eprcprAtAm(10)Pcr=Pp(1+*)AtAm(11)2 引射器测试 2.1台架搭建在燃料电池系统中,阳极进气压力对应引射器出口背压,阳极排气压力对应引射流体压力,而从氢瓶
18、供给的氢气压力则对应工作流体压力。搭建如图2所示的氢循环测试台架,该台架中使用模拟电堆替代实际的燃料电池电堆,在循环回路达到稳态时,工作流体流量和模拟电堆氢气消耗量相等。在该台架中通过调节比例阀开度控制工作流体压力,通过调节背压阀开度控制引射器背压,通过调节针阀开度产生一定的压降,间接地调整引射流体压力。图1引射器基本结构Fig.1Basic structure of ejectors1627同 济 大 学 学 报(自 然 科 学 版)第 51 卷2.2模型验证测试如图3a所示的60 kW级引射器在工作流体压力为333 kPa、539 kPa和831 kPa下的引射性能,试验结果和模型相对误差
19、分别如图3a和图3b所示:当工作流体压力为 831 kPa、引射流体压力为 180 kPa时,试验结果和模型数据几乎一致;逐渐降低膨胀比,当工作流体压力降低至333 kPa、引射流体压力降低至145 kPa时,随着引射比提高,模型偏差逐渐增大。在三组测试中,模型和试验值的平均相对误差均在10%以内,可以认为该一维模型具有较高的计算精度。3 引射器工作特性 3.1引射器特性曲线引射器的标准特性曲线如图4所示9,保持工作流体和引射流体压力不变,当引射器背压大于回流背压Pbf时,引射器没有循环效果;当背压处于临界背压Pcr和回流背压Pbf之间时,引射器处于亚临界状态,随着背压减小引射比会迅速提高;当
20、背压小于临界背压Pcr时,引射比达到极限值hp并保持恒定,此时引射器进入临界状态,性能最佳、稳定性最好。3.2操作压力的影响引射器的工作特性主要受到其操作压力影响。保持引射流体压力一定,将工作流体压力从300 kPa逐渐提升到700 kPa得到的特性曲线如图5a所示,此时临界背压从154 kPa增加至189 kPa,临界区变宽,引射器更容易获得稳定的工作性能;极限引射比则从3.90减小至1.50。固定引射器背压为187 kPa逐渐提高工作流体压力,当工作流体压力为300 kPa时,引射器没有循环效果;随着工作流体压力逐渐提高至500 kPa,工作流体压力能较高,能够将更多的能量转化为引射流体的
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