許思傳，韓文艷，王 桂，倪淮生

（1.同濟(jì)大學(xué) 汽車學(xué)院，上海 201804；2.上海燃料電池動(dòng)力系統(tǒng)有限公司，上海 201804）

質(zhì)子交換膜燃料電池（PEMFC）由于其特殊的電解質(zhì)而具有低溫快速啟動(dòng)、結(jié)構(gòu)緊湊以及可以在任何方位、任何角度運(yùn)行等特點(diǎn)，使其非常適宜用作汽車等可移動(dòng)設(shè)施的動(dòng)力源［1］.但PEMFC汽車作為一種新型汽車要想得到產(chǎn)業(yè)化還有許多問(wèn)題需要解決，其氫氣供應(yīng)系統(tǒng)便是問(wèn)題之一.氫氣循環(huán)泵的使用雖然可以有效改善氫循環(huán)，但需消耗額外的電能維持其運(yùn)轉(zhuǎn).相比而言，引射器無(wú)移動(dòng)部件，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、運(yùn)行可靠、無(wú)污染等優(yōu)點(diǎn)，而且能夠避免產(chǎn)生寄生功率.因此，近年來(lái)逐漸進(jìn)入各個(gè)國(guó)家學(xué)者和研究人員的視野.1995年，加拿大學(xué)者 Merritt等［2］首次提出將引射器應(yīng)用在燃料電池系統(tǒng)中，隨后國(guó)外學(xué)者 Kim 等［3］、He等［4］對(duì)PEMFC用引射器的設(shè)計(jì)和性能做了相應(yīng)的研究.在國(guó)內(nèi)，上海交通大學(xué)的張穎穎等［5］將引射器與燃料電池系統(tǒng)模型集成，在Matlab／Simulink里實(shí)現(xiàn)了完整的陽(yáng)極循環(huán)回收系統(tǒng)的仿真.王洪衛(wèi)等［6］將引射器和離心風(fēng)機(jī)集成應(yīng)用于燃料電池陽(yáng)極燃料循環(huán)系統(tǒng)以提高氫氣利用率.同時(shí)，西安交通大學(xué)和清華大學(xué)的一些學(xué)者也對(duì)引射器在燃料電池系統(tǒng)中的應(yīng)用進(jìn)行了仿真和使用性能的研究.

盡管關(guān)于引射器在燃料系統(tǒng)中的應(yīng)用研究工作已陸續(xù)展開(kāi)，但國(guó)內(nèi)外關(guān)于高壓大功率燃料電池系統(tǒng)的引射器設(shè)計(jì)及其使用特性的研究卻很少見(jiàn)，因此本文提出以文丘里管引射器為循環(huán)裝置的供應(yīng)系統(tǒng)，并針對(duì)一個(gè)80kW的高壓PEMFC系統(tǒng)，使用Matlab對(duì)其引射器進(jìn)行了詳細(xì)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與特性研究，并做了相應(yīng)的試驗(yàn)驗(yàn)證.

1 PEMFC引射器工作原理

對(duì)于PEMFC來(lái)說(shuō)，保持電堆內(nèi)部水平衡對(duì)其輸出性能、耐久性和使用壽命至關(guān)重要［7］.為了保證燃料電池的正常、穩(wěn)定運(yùn)行，又能將燃料電池中生成水排放到電池外部，通常采用氫氣循環(huán)的方法，把電池內(nèi)部生成的水帶出電池后經(jīng)過(guò)氣-水分離裝置將液態(tài)水分出，再將氫氣循環(huán)回到電池重復(fù)使用，以提高氫氣利用率.

傳統(tǒng)的氫氣循環(huán)泵雖然可以有效解決氫循環(huán)和水平衡問(wèn)題，但在提高電池的電流密度和系統(tǒng)效率的同時(shí)會(huì)消耗額外的電能，尤其在電堆輸出功率低的時(shí)候，氫氣循環(huán)泵消耗的功率所占功率輸出的比重也增大［8］.而引射器是靠高速噴射工作流體造成的壓差將被噴射氣體不斷吸出的原理進(jìn)行工作（見(jiàn)圖1），它不額外消耗系統(tǒng)的功率，因此，合理的引射器設(shè)計(jì)能有效改善燃料電池性能.

圖1 引射器工作原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of ejector working principle

2 PEMFC引射器的設(shè)計(jì)

本文采用目前應(yīng)用比較廣泛的索科洛夫引射器設(shè)計(jì)方法［9］，根據(jù)能量守恒、質(zhì)量守恒和動(dòng)量守恒定理，結(jié)合經(jīng)驗(yàn)公式，對(duì)一高壓PEMFC系統(tǒng)所用引射器進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì).

當(dāng)引射器安裝在PEMFC系統(tǒng)中時(shí)，其入口端是經(jīng)過(guò)減壓的氫氣，出口端需要能夠滿足電堆入口處的要求，而引射端與電堆出口端相連接，它的設(shè)計(jì)工況點(diǎn)參數(shù)如表1.計(jì)算中，假設(shè)引射器三個(gè)端口的氣體絕熱指數(shù)k和氣體常數(shù)R 相同，分別為：k＝1.4，R＝4121J·（kg·K）-1.

表1 設(shè)計(jì)工況點(diǎn)參數(shù)Tab.1 Parameters of design points

2.1 最大引射系數(shù)計(jì)算

引射系數(shù)u是引射器設(shè)計(jì)中的一個(gè)關(guān)鍵技術(shù)指標(biāo)，它定義為被引射氣體的質(zhì)量流量和引射氣體的質(zhì)量流量之比，引射系數(shù)的值越大，表明引射能力越強(qiáng)，因此，首先對(duì)設(shè)計(jì)工況的引射系數(shù)進(jìn)行計(jì)算分析.圖2為帶圓柱形混合室的引射器參數(shù)分布圖，圖中G為流體的質(zhì)量流量，kg·s-1；ω為流體的速度，m·s-1；p為流體的靜壓力，Pa；f為流體所占的面積，m2；下標(biāo)p，h，c分別代表工作流體、引射流體和壓縮流體；下標(biāo)p＊代表噴嘴臨界截面處工作流體；下標(biāo)1，2，3分別代表1-1，2-2，3-3截面；1-1截面為與噴嘴出口平面相重合的截面；2-2截面為混合室入口截面；33截面為混合室出口截面.在噴嘴中，氣體的壓力從pp降到pp1＝ph，而速度從ωp增加到ωp1.在噴嘴出口截面fp1上氣體的速度ωp1大于噴嘴的臨界截面fp＊上氣體具有的臨界速度ap＊.工作氣體以速度ωp1從噴嘴出來(lái)進(jìn)入接受室，再把以壓力ph進(jìn)入接受室的氣體從接受室中吸走.

圖2 引射器主要參數(shù)分布Fig.2 Major parameters distribution in the ejector

圖3 混合室端截面速度分布Fig.3 Velocity distribution on the end sections of mixing chamber

在混合室入口界面上，速度場(chǎng)很不均勻.可以假設(shè)在入口界面上流體由兩股共軸流體所組成：質(zhì)量流量為Gp和較大平均速度為ωp2的中心流體；質(zhì)量流量為Gh和很小速度ωh2的周圍流體.

對(duì)截面2-2和3-3之間混合室的圓柱部分建立動(dòng)量方程，為了簡(jiǎn)化推導(dǎo)，假設(shè)工作和引射流體進(jìn)入混合室之前，在和工作噴嘴出口平面相重合的1-1截面與圓柱形混合室入口截面2-2之間不相混合，因此，可把動(dòng)量方程式寫成

式中：φ2為混合室的速度系數(shù).因?yàn)楣ぷ骱鸵淞黧w在輸入管道中的初速度ωp和ωh與它們?cè)诨旌鲜抑械乃俣认啾确浅Ｐ。钥砂薛豴和ωh忽略不計(jì).同理，忽略在擴(kuò)散器出口處壓縮流體速度ωc.

在圓柱形混合室中

由質(zhì)量守恒可知

將式（2）和（3）代入式（1）中，引入折算等熵速度λ與熱力學(xué)參數(shù)，采用氣體動(dòng)力學(xué)函數(shù)相對(duì)壓力Π（λ）、相對(duì)密度ε（λ）和折算質(zhì)量速度q（λ）＝f＊／f等函數(shù)對(duì)其進(jìn)行換算，最后得到引射系數(shù)

式中：K1（K2）為工作（引射）流體的速度系數(shù)；φ1為工作噴嘴的速度系數(shù)；φ3為擴(kuò)散器的速度系數(shù)；φ4為混合室入口段的速度系數(shù)；ap＊為工作流體的臨界速度，m·s-1；ah＊為引射流體的臨界速度，m·s-1；ac＊為壓縮流體的臨界速度，m·s-1；λp2＝λph為2-2截面工作流體的折算等熵速度；λh2為2-2截面引射流體的折算等熵速度；λc3為3-3截面壓縮流體的折算等熵速度.

取φ1＝0.95，φ2＝0.975，φ3＝0.9，φ4＝0.925迭代計(jì)算，結(jié)果當(dāng)λc3＝0.7時(shí)，引射器具有最大的引射系數(shù)，這意味著在外界參數(shù)相同的情況下，引射器在所有背壓范圍內(nèi)能達(dá)到的最大引射系數(shù)為1.3218.

2.2 主要截面積計(jì)算

式中：v為氣體的比容，m3·kg-1；ρ為氣體密度，kg·m-3；下標(biāo)0代表滯止?fàn)顟B(tài)；上標(biāo)＊為臨界值.因此，fp＊ ＝Gpap＊／（kpΠp＊pp）＝2.0708×10-6m2，dp＊ ＝1.6242mm.

由連續(xù)性方程可得噴嘴的出口處面積

則其直徑dp1＝1.6508mm.

2.3 軸向尺寸計(jì)算

當(dāng)引射器的各個(gè)橫截面積確定后，需要進(jìn)一步確定其軸向尺寸，包括噴嘴收縮段長(zhǎng)度l1，喉口直段長(zhǎng)度lt，噴嘴擴(kuò)張段長(zhǎng)度l2，混合室收縮段長(zhǎng)度lc，直段長(zhǎng)度lK及擴(kuò)壓段長(zhǎng)度ls，圖4為引射器的軸向尺寸示意圖.

圖4 引射器軸向尺寸示意圖Fig.4 Schematic diagram of axial dimensions for the ejector

對(duì)噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)，穩(wěn)定段需要有足夠的長(zhǎng)度l0才能保證來(lái)流均勻，理論上l0應(yīng)是喉部直徑的10倍左右.收縮段的性能取決于收縮段進(jìn)口面積和出口面積的比值及收縮段曲線形狀.噴嘴的設(shè)計(jì)采用經(jīng)典的文丘里噴嘴設(shè)計(jì)方法［10］，收縮段為圓錐形，取錐角為22°，喉部平直段的長(zhǎng)度lt取為dt，擴(kuò)散段的擴(kuò)散角為7°～15°，這里選為8°.

當(dāng)工作流體射出噴嘴時(shí)，卷吸一部分引射流體，使得流束擴(kuò)張并伴隨著軸向速度的降低進(jìn)入到引射器.圖5中l(wèi)c1段為引射器的自由流束.截面e為過(guò)渡截面.索科洛夫把流束分為兩段：起始段和基本段.噴嘴的出口截面和流束的過(guò)渡截面之間的一段流束叫做起始段，過(guò)渡截面以后的一段流束叫做基本段.

在設(shè)計(jì)引射器時(shí)，要保證自由流束的截面與混合室入口截面相等.為了確定工作噴嘴的位置，必須計(jì)算自由流束的兩個(gè)尺寸：自由流束的長(zhǎng)度lc1和在離噴嘴出口截面的距離為lc1處的自由流束的直徑d4（見(jiàn)圖5）.

圖5 噴嘴出口自由流束Fig.5 Free fluid at nozzle hole exit

自由流束的長(zhǎng)度lc1由下面近似公式求得：

當(dāng)引射比n≤0.5時(shí)，即當(dāng)自由流束不超出起始段時(shí)

當(dāng)n≥0.5時(shí)，即當(dāng)自由流束不只是包含起始段，而且還包含基本段時(shí)

其中，b是試驗(yàn)常數(shù)，對(duì)于彈性介質(zhì)取0.07～0.09.當(dāng)n＜0.2時(shí)，建議b取較小值；當(dāng)引射比較大時(shí)，建議b取較大值.

在離噴嘴出口截面為lc1距離處，自由流束直徑d4由以下公式求得：

例如在教授三視圖的畫法的時(shí)候，首先不要直接將三視圖的畫法灌輸給學(xué)生，而是利用小正方體讓學(xué)生搭出一個(gè)立體圖形，然后讓他們分別站在正面，左面來(lái)看，再?gòu)纳厦娓┮曔@個(gè)圖形，這樣我們不僅理解三視圖的畫法的由來(lái)，也完成了從實(shí)驗(yàn)操作轉(zhuǎn)化為抽象的數(shù)學(xué)思維的過(guò)程，從而使學(xué)生的思維從感性上升到理性。

如果混合室的直徑d3＞d4（見(jiàn)圖5a），噴嘴出口截面離圓柱形混合室入口截面的距離應(yīng)該取lc＝lc1.若將噴嘴移離混合室，即取lc＞lc1時(shí)，引射器的性能會(huì)嚴(yán)重惡化.因?yàn)樽杂闪魇L(zhǎng)度的增加，有可能造成自由流束入口段的直徑大于圓柱形混合室的直徑.在這種情況下，自由流束帶入到混合室中的流體比引射器能通過(guò)的要多，此時(shí)一部分流體從混合室倒流到吸入室，在混合室入口段將產(chǎn)生倒流及與其相關(guān)的附加損失.

如果混合室的直徑d3＜d4（見(jiàn)圖5b），則工作噴嘴的出口截面離圓柱形混合室入口截面的距離應(yīng)該取為

在混合室入口段長(zhǎng)度lc2區(qū)域，截面直徑從d4變到d3，長(zhǎng)度lc2由下式確定：

式中：γ＝45°.混合室入口段采用錐形，因?yàn)殄F形入口具有較高的速度系數(shù)，可以提高引射器的效率.

混合室中間段的主要用途是使得混合流體進(jìn)入擴(kuò)散器之前均衡混合流體的速度場(chǎng)，使其以均衡的速度進(jìn)入擴(kuò)散器，動(dòng)能轉(zhuǎn)換成勢(shì)能的過(guò)程可以以最小的損失進(jìn)行，混合室中間段要有一定的長(zhǎng)度才能保證混合流體速度場(chǎng)的均衡，通常取6～10倍混合室直徑

擴(kuò)散器的情況和噴嘴正好相反，流體在擴(kuò)散段中減速擴(kuò)壓.一般擴(kuò)散室的錐角θ＝8°～10°，在擴(kuò)散室出口直徑給定的情況下，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式求得擴(kuò)散室的長(zhǎng)度

式中：dc是擴(kuò)散器的出口截面直徑.

擴(kuò)散器的出口截面面積按以下公式確定：

根據(jù)以上計(jì)算進(jìn)行尺寸設(shè)計(jì)，最終完成的引射器如圖6所示.

圖6 引射器裝配圖（單位：mm）Fig.6 Ejector assembly drawing（unit：mm）

3 引射器的特性分析

引射器的設(shè)計(jì)工況是固定的，而其實(shí)際應(yīng)用往往是變工況運(yùn)行狀態(tài)，因此研究其在全負(fù)荷范圍內(nèi)的使用性能就顯得極為重要.下面對(duì)該引射器的關(guān)鍵性能參數(shù)u進(jìn)行分析，因?yàn)橐淦髟谌剂想姵叵到y(tǒng)的應(yīng)用中u與引射端的質(zhì)量流量密切相關(guān).

3.1 出口壓力對(duì)引射器性能的影響

該引射器安裝在高壓燃料電池系統(tǒng)的陽(yáng)極，而燃料電池堆的陽(yáng)極壓力與陰極壓力是直接相關(guān)的，陰極端的壓力越高空壓機(jī)就需要消耗越多的能量，因此陽(yáng)極端的壓力與電堆的功率輸出相關(guān).一般情況下，電堆的輸出功率越大電堆內(nèi)部的氣體壓力越高，對(duì)于陽(yáng)極而言，電堆陽(yáng)極側(cè)氣體壓力也隨電堆輸出功率的增大而增大，因而燃料電池系統(tǒng)中的引射器出口端壓力也是隨電堆輸出功率變化而變化.

對(duì)引射器出口壓力pc對(duì)引射器性能的影響進(jìn)行計(jì)算分析，取工作流體壓力pp＝500kPa，引射流體壓力ph分別為180，240和300kPa這三個(gè)工況進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果見(jiàn)圖7.

從圖中可以看出，每種入口壓力和引射流體壓力都存在一個(gè)出口端臨界壓力pcr，當(dāng)pc＞pcr時(shí)，引射系數(shù)u將隨著pc的增大而減小，繼續(xù)提高pc甚至可能導(dǎo)致u為負(fù)值（即部分工作流體會(huì)從吸收室進(jìn)入引射流體的通路上），然而，當(dāng)pc＜pcr時(shí)，u為最大值且保持不變，這個(gè)時(shí)候引射器達(dá)到給定工作流體和引射流體初始參數(shù)下的最大生產(chǎn)力，并且，pcr隨著引射流體壓力的增加而增加.

pcr的存在，主要是因?yàn)樵谝淦鲀?nèi)部流體的速度達(dá)到了臨界值.此時(shí)，即使引射器出口壓力繼續(xù)降低（pc＜pcr），在引射器的混合室內(nèi)會(huì)出現(xiàn)壅塞現(xiàn)象，使工作流體和引射流體的質(zhì)量流量不會(huì)隨著引射器出口壓力的變化而繼續(xù)變化，因此引射系數(shù)維持在最大值［11］.

圖7 出口壓力對(duì)引射器性能的影響Fig.7 Effect of outlet pressure on ejector performance

3.2 工作流體壓力對(duì)引射器性能的影響

取ph＝203kPa，pp分別為300，375，425和500 kPa四個(gè)工況，計(jì)算分析工作流體壓力對(duì)引射器性能的影響，結(jié)果見(jiàn)圖8.

下面以pp＝425kPa曲線上的四個(gè)點(diǎn)A，B，C，D為例闡述工作流體壓力對(duì)引射器的性能影響.其中A，B兩點(diǎn)都是出口壓力小于臨界出口壓力的情況，點(diǎn)C表示引射器出口壓力為臨界壓力的情況，而點(diǎn)D為引射器出口壓力大于臨界出口壓力，且引射系數(shù)非負(fù)值的情況.

圖8 工作流體壓力對(duì)引射器性能的影響Fig.8 Effect of working fluid pressure on ejector performance

從圖8中可以看出，當(dāng)引射器處于工作點(diǎn)B時(shí)，在出口壓力不變的情況下，如果工作流體壓力升高，特性曲線將向pp＝500kPa曲線的方向移動(dòng)，B點(diǎn)的出口壓力在新工作流體壓力下穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)的范圍內(nèi)，因此，隨著工作流體壓力升高，引射系數(shù)將降低，但仍處于可以穩(wěn)定運(yùn)行的范圍內(nèi).當(dāng)工作流體壓力降低時(shí)，由圖中的趨勢(shì)可以看出，對(duì)應(yīng)的特性曲線傾斜段不停地往下方移動(dòng)，而直線段往右側(cè)移動(dòng)，此時(shí)會(huì)出現(xiàn)三種情況.首先，壓力降低的幅度?。ㄈ缧∮趐p＝375kPa曲線對(duì)應(yīng)的工作流體壓力值），B點(diǎn)的出口壓力處于新工作流體壓力下的穩(wěn)定運(yùn)行范圍內(nèi)（小于pp＝375kPa曲線對(duì)應(yīng)的臨界出口壓力），則引射系數(shù)會(huì)增加，且引射器可以穩(wěn)定運(yùn)行；當(dāng)工作流體壓力進(jìn)一步降低時(shí)（如曲線pp＝300kPa對(duì)應(yīng)的工作流體壓力值），B點(diǎn)的出口壓力會(huì)大于新工作流體壓力下的臨界出口壓力（pp＝300kPa曲線的臨界壓力值），此時(shí)引射系數(shù)仍然增加，但B點(diǎn)的出口壓力卻處于新工作流體壓力下的非穩(wěn)定運(yùn)行范圍內(nèi)；如果工作流體的壓力再進(jìn)一步降低時(shí)，由于特性曲線傾斜段不停地往下方移動(dòng)，直線段不停地往右側(cè)移動(dòng)，則B點(diǎn)的出口壓力將遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于新工作流體的臨界出口壓力，此時(shí)引射系數(shù)將急劇下降，甚至有可能成為負(fù)值（出現(xiàn)回流）.工作點(diǎn)A的情況與B點(diǎn)相同，只是A點(diǎn)的引射系數(shù)可以增加的范圍比B點(diǎn)的大.

工作點(diǎn)C處于臨界點(diǎn)，此時(shí)引射器處于穩(wěn)定運(yùn)行工況，當(dāng)工作流體的壓力增加時(shí)，引射系數(shù)的變化同B點(diǎn)一樣，運(yùn)行穩(wěn)定但引射系數(shù)降低，由于C點(diǎn)處于臨界點(diǎn)，當(dāng)工作流體的壓力減小時(shí)，引射器處于不穩(wěn)定運(yùn)行范圍，C點(diǎn)的出口壓力將很快遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于新工作流體壓力所對(duì)應(yīng)的臨界出口壓力，引射系數(shù)將經(jīng)歷一個(gè)先增大后迅速下降最后出現(xiàn)回流的情況.

D點(diǎn)的出口壓力高于pp＝425kPa曲線臨界壓力，引射器處于非穩(wěn)定運(yùn)行工況，當(dāng)工作流體的壓力增加時(shí)，如pp＝500kPa曲線所對(duì)應(yīng)的工作流體壓力，引射器仍處于非穩(wěn)定運(yùn)行工況，引射系數(shù)將增大，當(dāng)工作流體的壓力增大到一定值時(shí)，D點(diǎn)對(duì)應(yīng)的流體出口壓力將達(dá)到新工作流體壓力對(duì)應(yīng)的臨界出口壓力，此時(shí)引射器穩(wěn)定運(yùn)行，且引射系數(shù)達(dá)到最大值，繼續(xù)增大新工作流體壓力將使得對(duì)應(yīng)出口壓力下的引射器仍穩(wěn)定運(yùn)行但引射系數(shù)下降.當(dāng)工作流體的壓力減小時(shí)，引射器處于不穩(wěn)定運(yùn)行范圍，引射系數(shù)迅速下降.

由以上分析可以看到，工作流體的壓力對(duì)引射系數(shù)的影響不能簡(jiǎn)單地歸納為增大或減小，而是取決于引射器出口壓力的值，引射器出口所處的工況不同時(shí)，引射系數(shù)隨工作流體壓力變化的規(guī)律是不同的.

3.3 引射流體壓力對(duì)引射器性能的影響

從圖7可以看到，引射系數(shù)與臨界出口壓力都隨引射流體壓力的升高而增加.這是因?yàn)?，引射流體壓力升高，一方面引射流體與噴嘴出口處工作流體間的壓差增大，使引射流進(jìn)入吸收室的推動(dòng)力增加，引射系數(shù)增大；另一方面，由于混合流體能量的增加，使其克服出口壓力的能力增強(qiáng)，因此，臨界出口壓力有所提高.

在燃料電池系統(tǒng)中，引射端與電堆的陽(yáng)極出口端相連，即引射流體的壓力是隨電堆輸出功率變化而變化，因而，提高引射流體壓力不能作為提高引射系數(shù)的主要途徑.

4 引射器使用特性試驗(yàn)驗(yàn)證

在完成引射器的設(shè)計(jì)后，搭建了一個(gè)模擬測(cè)試系統(tǒng)對(duì)其使用性能進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證.

4.1 試驗(yàn)臺(tái)架的搭建

在所搭建的引射器性能試驗(yàn)臺(tái)架（見(jiàn)圖9）中，引射器的出入口及引射端的壓力都可調(diào)節(jié)，這樣便于分別測(cè)試各參數(shù)對(duì)引射器使用性能的影響.

4.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

在對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行管路壓力損失、測(cè)量誤差等進(jìn)行修正后，所得試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖10所示.

圖10a為工作流體壓力為500kPa，引射流體壓力分別為205，240，280kPa時(shí)試驗(yàn)值與理論值的對(duì)比.結(jié)果顯示，引射端壓力對(duì)引射器使用特性的影響符合第3.1節(jié)中的分析，引射流體壓力升高會(huì)使引射器的使用性能得以提升.

圖10b給出了工作流體壓力分別為400，500，600kPa，引射端入口壓力（205kPa）保持不變的情況下，工作流體壓力對(duì)引射器使用性能的影響.由試驗(yàn)數(shù)據(jù)中亦可觀察到，工作流體對(duì)引射器使用性能的影響比較復(fù)雜，主要取決于引射器出口壓力值，所處工況不同時(shí)，引射系數(shù)隨工作流體壓力變化的規(guī)律是不同的.

5 結(jié)論

（1）通過(guò)詳細(xì)的理論介紹為文丘里管引射器的設(shè)計(jì)提供了參考.

（2）引射流體壓力升高可使引射器的使用性能得以提升.

（3）引射系數(shù)隨工作流體壓力變化的規(guī)律隨著引射器出口所處工況的變化而變化.

（4）由于模擬測(cè)試臺(tái)架與實(shí)際PEMFC運(yùn)行的結(jié)構(gòu)布置及工況有差別，并且存在傳感器精度、理論假設(shè)等誤差，使得計(jì)算結(jié)果仍然存在偏差，但對(duì)引射器使用性能的研究具有很好的理論指導(dǎo)意義.

［1］任庚坡.質(zhì)子交換膜燃料電池性能仿真與水管理的實(shí)驗(yàn)研究［D］.上海：上海交通大學(xué)，2008.REN Gengpo.PEMFC performance simulation and watermanagement experimental research ［D］.Shanghai：Shanghai Jiaotong University，2008.

［2］Merritt R D，Gorbell B N.Electrochemical fuel cell system with a regulated vacuum ejector for recirculation of the fluid fuel stream：United States.Utility，5441821［P］.1995-08-15.

［3］Kim M，Sohn Y-J，Cho C-W，et al.Customized design for the ejector to recirculate a humidified hydrogen fuel in a submarine PEMFC［J］.Journal of Power Sources，2008，176：529.

［4］He Jinglin，Choe S Y，Hong C O.Analysis and control of ahybrid fuel delivery system for a polymer electrolyte membrane fuel cell［J］.Journal of Power Sources，2008，185：973.

［5］張穎穎，曹廣益，朱新堅(jiān).噴射器在燃料電池陽(yáng)極循環(huán)回收系統(tǒng)中的應(yīng)用［J］.電源技術(shù)，2006，30（2）：121.ZHANG Yingying，CAO Guangyi，ZHU Xinjian.Study of ejector application in fuel cell anode recirculation system［J］.Chinese Journal of Power Sources，2006，30（2）：121.

［6］王洪衛(wèi)，王偉國(guó).質(zhì)子交換膜燃料電池陽(yáng)極燃料循環(huán)方法［J］.電源技術(shù)，2007，31（7）：559.WANG Hongwei， WANG Weiguo. PEMFC anode fuel recirculation method［J］.Chinese Journal of Power Sources，2007，31（7）：559.

［7］Yousfi-Steiner N，Mo?otéguya Ph，Candusso D，et al.A review on PEM voltage degradation associated with water management：impacts，influent factors and characterization［J］.Journal of Power Sources，2008，183（1）：260.

［8］Rodatz P， Tsukada A， Mladek M， et al. Efficiency improvements by pulsed hydrogen supply in PEM fuel cell systems［C］／／ 15th Triennial World Congress.Barcelona：［s.n.］，2002：1509.

［9］索科洛夫ЕЯ，津格爾H M.噴射器［M］.黃秋云，譯.北京：科學(xué)出版社，1977：17-78.СоколовEЯ，БродянскийH M.Ejector［M］.Translated by Huang Qiuyun.Beijing：Science Press，1977：17-78.

［10］孫淮清，王建中.流量測(cè)量節(jié)流裝置設(shè)計(jì)手冊(cè) ［M］.2版.北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2005.SUN Huaiqing， WANG Jianzhong. Flow measurement throttling device design handbook ［M］.2nd ed.Beijing：Chemical Industry Press，2005.

［11］Chou S K，Yang P R，Yap C.Maximum mass flow ratio due to secondary flower choking in an ejector refrigeration system［J］.International Journal Refrigeration，2001，24：486.