盧義康， 王旭輝，2， 許思傳

（1. 同濟大學汽車學院，上海 201804；2. 中國汽車工程研究院股份有限公司，重慶 401122）

質(zhì)子交換膜燃料電池汽車在運行過程中幾乎不排放污染物，具有較高的系統(tǒng)效率，是商用車領(lǐng)域加速脫碳進程的可靠途徑之一。按照工作方式，燃料電池陽極系統(tǒng)可以分為陽極直排系統(tǒng)、陽極閉端系統(tǒng)和陽極氫氣循環(huán)系統(tǒng)，由于陽極排氣中含有水蒸氣、液態(tài)水、氮氣和未完全反應的氫氣，將陽極排氣直接排出系統(tǒng)會降低氫氣利用率；在陽極閉端系統(tǒng)中排氣則會留在電堆內(nèi)繼續(xù)反應，但在運行過程中不斷積累的液態(tài)水和氮氣會阻礙氣體傳質(zhì)、降低氫氣濃度，使電堆性能大幅下降。在車用領(lǐng)域多采用陽極氫氣循環(huán)系統(tǒng)，將陽極排氣與新鮮氫氣混合之后再通入電堆，由于氫氣循環(huán)兼具有進氣加濕作用和對流道的吹掃作用，這樣不僅提高了系統(tǒng)燃料利用率，還改善了電堆內(nèi)的水平衡。

引射器是陽極氫氣循環(huán)系統(tǒng)的核心部件之一，主要利用超音速低壓射流產(chǎn)生的壓差和卷吸作用將陽極排氣不斷吸入引射器內(nèi)完成循環(huán)。引射器體積小、重量輕、可靠性高，是理想的氫氣循環(huán)裝置。傳統(tǒng)的固定結(jié)構(gòu)引射器通常針對燃料電池系統(tǒng)額定功率工況設(shè)計，在偏離設(shè)計點的工況下會表現(xiàn)出較差的性能，在電堆小負載工況下甚至無法產(chǎn)生循環(huán)效果。目前部分研究通過采用可變內(nèi)部結(jié)構(gòu)的引射器，擴大了引射器的工作范圍。Xue等［1］在吸入室中設(shè)計了4個喉口，通過控制不同喉口的協(xié)同工作使引射器在電堆負載為20～25 kW和35～100 kW時具有良好的引射性能。Brunner等［2］提出了一種可變喉口引射器設(shè)計，在噴嘴中加入一根錐形探針，通過調(diào)整探針沿噴嘴軸線的行程，可以動態(tài)地改變喉口的實際流通截面，其結(jié)果表明在電堆小負載下縮小喉口有利于提高引射器的引射效果，在此基礎(chǔ)上Jenssen等［3］探究了可變喉口引射器在串聯(lián)電堆中的表現(xiàn)。Hosseinzadeh等［4］在12.5 kW的燃料電池系統(tǒng)中針對180 A和85 A工況設(shè)計了兩級并聯(lián)引射器系統(tǒng)，在60A～180A 負載內(nèi)實現(xiàn)了2.0以上的引射比，通過與Brunner的可變喉口設(shè)計對比，表明可變喉口引射器可以實現(xiàn)相同的工作范圍?？勺兒砜谠O(shè)計能夠在保持引射器原有優(yōu)點的同時有效地改善其在電堆小負載下的循環(huán)效果，但現(xiàn)有的可變喉口研究多集中于制冷領(lǐng)域，針對于燃料電池領(lǐng)域的可變喉口研究較少，并且尚無研究明確提出可變喉口引射器的設(shè)計方法。

在引射器設(shè)計過程中，通常先使用一維模型設(shè)計其初始結(jié)構(gòu)。Huang等［5］提出了引射器的一維等壓混合模型，該模型認為引射流體和工作流體在混合室中的某一截面開始混合，在該截面上引射流體和工作流體壓力相同，并且引射流體達到臨界狀態(tài)。Chen等［6］的研究在此基礎(chǔ)上補充了等壓混合模型在亞臨界狀態(tài)下的求解。Zhu等［7］提出了臨界圓模型，構(gòu)建了混合室入口截面上徑向的速度分布函數(shù)，提高了模型求解精度。Sokolov等［8］結(jié)合引射器混合室內(nèi)的動量、質(zhì)量和流通面積守恒提出了引射器的一維設(shè)計方法，被廣泛運用于引射器結(jié)構(gòu)設(shè)計中。

本文基于Sokolov方法搭建了引射器的一維模型，并利用60 kW級引射器試驗數(shù)據(jù)驗證了模型有效性。利用該模型探究了操作壓力和可變喉口設(shè)計對引射器工作特性的影響，隨后對傳統(tǒng)固定結(jié)構(gòu)引射器的設(shè)計流程加以改進，以此設(shè)計了120 kW級燃料電池可變喉口引射器，得到了可變喉口控制方案。

1 引射器一維模型

1.1 模型假設(shè)

引射器的基本結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由工作噴嘴、吸入段、混合段和擴壓段4部分組成。從氫瓶供給的高壓氫氣在工作噴嘴中膨脹并在工作噴嘴出口形成低壓超音速的射流，在引射流體與射流之間的壓差以及射流本身的卷吸作用之下，電堆陽極排氣被持續(xù)吸入引射器中，與供給的純氫混合均勻后流出引射器并再度進入電堆。如式（1）～（3）所示，通常使用引射比、工作流體膨脹比和引射流體壓縮比來描述燃料電池引射器的性能，其中引射比代表引射器的循環(huán)能力，壓縮比代表其對陽極排氣的增壓作用。

圖1 引射器基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Basic structure of ejectors

式中：μ、φcpr、φepr分別為引射器的引射比、壓縮比和膨脹比；、Ps分別為引射流體質(zhì)量流量和入口壓力；、Pp分別為工作流體質(zhì)量流量和入口壓力；Pb為引射器出口背壓。在燃料電池系統(tǒng)，陽極排氣會首先流經(jīng)水分去除液態(tài)水，因此模型中不考慮兩相過程。

在模型中做出如下假設(shè)：

（1）工作流體和引射流體均為單相理想氣體。

（2）工作流體和引射流體入口處氣體視為滯止狀態(tài)。

（3）工作流體和引射流體在混合室入口開始混合，在出口以前混合完畢；

（4）混合室入口截面上沿半徑方向可以分為工作流體區(qū)和引射流體區(qū)，在各自的區(qū)域內(nèi)流體軸向速度一致；

（5）引射器中的流動、混合均為等熵過程，忽略激波、渦旋。

1.2 模型搭建

在引射器設(shè)計中常使用氣體動力學函數(shù)速度系數(shù)λ、相對壓力函數(shù)π和相對質(zhì)量流量函數(shù)q。

對于工作噴嘴，如式（4）所示，通過解q(λ)=(Dt/De)2可以得到兩個實數(shù)解（λ1＜1，λ2＞1），其中Dt、De分別為噴嘴喉口和出口的直徑。當噴嘴背壓Pe小于滯止壓力P0時噴嘴中產(chǎn)生流動；當Pe小于特征值P(λ1)時流體將在喉口處達到臨界狀態(tài)（喉口處λ=1），此時流量達到最大值。P(λ1)的計算方式如下：

式中：P0和T0為流體滯止壓力（Pa）和滯止溫度（℃）；A、A*分別為流體流通截面積和臨界流通截面積（m2）。

一般將引射流體入口壓力Ps等效于噴嘴背壓Pe，并且認為噴嘴出口和混合室入口處工作流體具有相同的氣體動力學狀態(tài)。在不同膨脹比下，工作流體流量如式（6）所示。

式中：k和Rg分別為比熱比和氣體常數(shù)，當介質(zhì)為氫氣時分別為1.41和4121 J·（kg·K）-1；Ae和At分別為噴嘴出口和喉口處的截面積（m2）；qpe為噴嘴出口處的相對質(zhì)量流量。

引射器的特性曲線方程如式（7）～（8）所示，已知引射器的內(nèi)部結(jié)構(gòu)、工作流體壓力和引射流體壓力時，根據(jù)引射比μ可求出對應的引射器背壓Pb。

式中：Am為圓柱形混合室截面積（m2）；λgn、πg(shù)n代表介質(zhì)g在截面n上的速度系數(shù)和相對壓力，其中g(shù)為p、s、m時分別代表工作流體、引射流體和混合流體，*代表臨界狀態(tài)；考慮到摩擦造成的動量損失，模型引入了等熵系數(shù)φ1、φ2、φ3、φ4。qs1和qm2的計算方式如式（9）～（10）所示，引射器達到臨界狀態(tài)時的背壓Pcr計算方式如式（11）所示。

2 引射器測試

2.1 臺架搭建

在燃料電池系統(tǒng)中，陽極進氣壓力對應引射器出口背壓，陽極排氣壓力對應引射流體壓力，而從氫瓶供給的氫氣壓力則對應工作流體壓力。

搭建如圖2所示的氫循環(huán)測試臺架，該臺架中使用模擬電堆替代實際的燃料電池電堆，在循環(huán)回路達到穩(wěn)態(tài)時，工作流體流量和模擬電堆氫氣消耗量相等。在該臺架中通過調(diào)節(jié)比例閥開度控制工作流體壓力，通過調(diào)節(jié)背壓閥開度控制引射器背壓，通過調(diào)節(jié)針閥開度產(chǎn)生一定的壓降，間接地調(diào)整引射流體壓力。

圖2 臺架原理圖Fig.2 Schematic design of test bench

2.2 模型驗證

測試如圖3a所示的60 kW級引射器在工作流體壓力為333 kPa、539 kPa和831 kPa下的引射性能，試驗結(jié)果和模型相對誤差分別如圖3a和圖3b所示：當工作流體壓力為831 kPa、引射流體壓力為180 kPa時，試驗結(jié)果和模型數(shù)據(jù)幾乎一致；逐漸降低膨脹比，當工作流體壓力降低至333 kPa、引射流體壓力降低至145 kPa時，隨著引射比提高，模型偏差逐漸增大。在三組測試中，模型和試驗值的平均相對誤差均在±10%以內(nèi)，可以認為該一維模型具有較高的計算精度。

圖3 模型驗證Fig.3 Model validation

3 引射器工作特性

3.1 引射器特性曲線

引射器的標準特性曲線如圖4所示［9］，保持工作流體和引射流體壓力不變，當引射器背壓大于回流背壓Pbf時，引射器沒有循環(huán)效果；當背壓處于臨界背壓Pcr和回流背壓Pbf之間時，引射器處于亞臨界狀態(tài)，隨著背壓減小引射比會迅速提高；當背壓小于臨界背壓Pcr時，引射比達到極限值μhp并保持恒定，此時引射器進入臨界狀態(tài)，性能最佳、穩(wěn)定性最好。

圖4 引射器工作特性曲線Fig.4 Characteristic curve of ejectors

3.2 操作壓力的影響

引射器的工作特性主要受到其操作壓力影響。保持引射流體壓力一定，將工作流體壓力從300 kPa逐漸提升到700 kPa得到的特性曲線如圖5a所示，此時臨界背壓從154 kPa增加至189 kPa，臨界區(qū)變寬，引射器更容易獲得穩(wěn)定的工作性能；極限引射比則從3.90減小至1.50。固定引射器背壓為187 kPa逐漸提高工作流體壓力，當工作流體壓力為300 kPa時，引射器沒有循環(huán)效果；隨著工作流體壓力逐漸提高至500 kPa，工作流體壓力能較高，能夠?qū)⒏嗟哪芰哭D(zhuǎn)化為引射流體的動能，因此引射比大幅提升至1.75；當工作流體壓力高于500 kPa時，過高的工作流體壓力反而提高了噴嘴出口壓力，進而減小了引射流體和噴嘴出口低壓區(qū)之間的壓差，引射比小幅下降至1.56；當工作流體壓力提高至700 kPa時，隨著臨界區(qū)變寬，引射器達到臨界狀態(tài)。在陽極循環(huán)系統(tǒng)中，隨著電堆氫氣消耗量增加工作流體壓力迅速提高，雖然引射流體壓力和引射器背壓也有所提高，但依然能夠觀測到隨著工作流體壓力增加，引射比先大幅增加隨后小幅減小。

圖5 操作壓力對引射器的影響Fig.5 Effects of the primary pressure and the secondary pressure on ejectors

保持工作流體壓力一定，引射流體壓力從160 kPa逐漸提高到175 kPa得到的特性曲線如圖5b所示，此時極限引射比從1.75提高到1.90，臨界背壓從168 kPa提高至183 kPa。當引射器背壓為187 kPa時，隨著引射流體壓力提高，引射流體和噴嘴出口的壓差增大，引射比從1.30大幅提高到1.84；隨著引射流體壓力進一步提高，引射器將進入臨界狀態(tài)。這說明在陽極循環(huán)系統(tǒng)中，降低陽極流阻將有利于改善引射器的工作性能。

3.3 喉口直徑的影響

如式（6）所示，當電堆負載一定時，為了保持電堆氫氣消耗量（即工作流體流量）恒定，縮小喉口會導致工作流體壓力提高。以喉口直徑為0.8 mm、工作流體壓力為333 kPa時的氫氣消耗量為基準，引射器在不同喉口大小下的特性曲線如圖6a所示。在喉口尺寸改變和工作流體壓力改變的雙重作用下，隨著喉口直徑從2.0 mm逐漸減小至1.2 mm，極限引射比從2.60提高至3.00，臨界背壓從129 kPa增加至137.7 kPa。當喉口直徑為2.0 mm時，不論引射器處于回流或亞臨界狀態(tài)（如圖中三角和方形標記曲線所示），縮小喉口能夠使其進入亞臨界或臨界狀態(tài)，提高了其引射性能。

圖6 喉口直徑對引射器的影響Fig.6 Effects of throat diameter on entraining performance and flow filed

文獻［10］的CFD研究進一步說明了喉口大小對引射器內(nèi)部流場的影響。如圖6b所示，隨著電堆負載從84 kW降低至17 kW，電堆氫氣消耗量減少、工作流體壓力下降，導致在小負載下引射性能不佳。當電堆功率為17 kW時，將喉口直徑從1.8 mm縮小到0.76 mm，引射性能有所改善，此時由于喉口縮小導致工作流體壓力提高，噴嘴中的氣體流速明顯增加，因而在噴嘴漸擴段可以觀察到由于流體達到超音速而產(chǎn)生的激波。

4 120kW引射器設(shè)計及特性

4.1 引射器基本結(jié)構(gòu)設(shè)計

固定喉口引射器一般針對電堆額定功率點的壓力和流量條件設(shè)計，然后根據(jù)其他功率下的循環(huán)量需求進行優(yōu)化。本文的可變喉口引射器設(shè)計采用類似的方法，首先針對某120 kW級燃料電池電堆額定功率設(shè)計一固定喉口引射器的基本結(jié)構(gòu)，然后根據(jù)電堆生產(chǎn)商給出的各個負載下電堆的陽極計量比要求，引入可變喉口方案，使該可變喉口引射器在全功率范圍內(nèi)均滿足電堆的循環(huán)量要求。電堆各負載下的壓力條件如圖7所示，引射器部分尺寸的設(shè)計公式［8，11-13］及設(shè)計結(jié)果如表1所示。

表1 引射器設(shè)計公式Tab.1 Equations for ejector design

圖7 不同負載下電堆壓力條件Fig.7 Pressure conditions under each load

4.2 陽極流阻和混合室直徑的影響

定義引射器的工作范圍為引射器能夠產(chǎn)生循環(huán)效果（引射比不為0）的功率范圍。如圖8所示，根據(jù)所設(shè)計的引射器基本結(jié)構(gòu)，探究在120 kW級電堆的全工況范圍（怠速工況9 kW至額定工況120 kW）內(nèi)，陽極循環(huán)流阻和混合室直徑對引射性能的影響。

如圖8a所示，在設(shè)計流阻條件△P的基礎(chǔ)上將陽極流阻增大2～4 kPa會使引射器開始產(chǎn)生循環(huán)量的工況點從17 kW移動到33 kW，開始滿足引射比要求的工況點從61 kW移動到了69 kW，這縮窄了引射器的工作范圍，降低了中小負載下的引射性能，但對大負載下的引射性能影響不大；將陽極流阻減小2 kPa時則會明顯提高小功率下的引射比，同時在全工況范圍內(nèi)引射器均具有引射效果。減小陽極流阻可以拓寬引射器的工作范圍，改善小負載下的氫氣循環(huán)，但受限于實際的循環(huán)系統(tǒng)管路布置，依靠減小陽極循環(huán)流阻帶來的性能增益十分有限。

如圖8b所示，研究混合室直徑對全工況內(nèi)引射性能的影響。隨著混合室直徑從7.0 mm減小到4.0 mm，60 kW以上的引射比大幅降低，峰值引射比從2.64減小到1.08，而引射器開始引射的工況點從33 kW移動到9 kW。減小混合室直徑會降低中高負載條件下的引射性能，但會使引射器的工作范圍向電堆小負載工況移動；對于適用于更高功率電堆的引射器，應設(shè)計更大的混合室，能夠容納更大的流量，但過大的混合室反而會使小負載下的循環(huán)效果惡化。綜合考慮，所設(shè)計的混合室直徑取為5.8 mm。

4.3 可變喉口方案設(shè)計

喉口直徑對全工況內(nèi)的引射比影響如圖9a所示，對喉口處速度系數(shù)λt和混合室出口速度系數(shù)λm2的影響如圖9b所示。速度系數(shù)與馬赫數(shù)類似，當λ=1時流體達到當?shù)芈曀?，這意味著噴嘴或引射器進入臨界狀態(tài)。

當喉口直徑為初始值2.0 mm時，引射器在60～120 kW內(nèi)能夠提供足夠的引射比，但只能在120 kW負載下達到臨界狀態(tài)；在17～60 kW內(nèi)引射器無法產(chǎn)生足夠的陽極循環(huán)量，當負載小于40 kW時噴嘴無法保持臨界狀態(tài)，因此引射比曲線在40 kW處出現(xiàn)陡降；在0～17 kW內(nèi)引射器處于回流狀態(tài)，沒有循環(huán)效果。隨著喉口直徑逐漸縮小，60 kW以下的引射比得到明顯提升，同時引射器工作范圍的起點逐漸向怠速功率移動。當喉口直徑縮小至1.2 mm時，噴嘴在全工況范圍內(nèi)能達到臨界狀態(tài)（λt=1）；當喉口直徑繼續(xù)縮小至0.8 mm時，引射器在全工況范圍內(nèi)均具有循環(huán)效果；當喉口直徑為0.4 mm時，全工況內(nèi)的引射比滿足需求。

對于60 kW以上的工況，縮小喉口對循環(huán)的影響很小，但會使工作流體壓力成倍提升，這大大擴大了引射器工作流體壓力的調(diào)節(jié)范圍、增加了比例調(diào)節(jié)閥的選型難度。因此對于可變喉口引射器而言，只需要在引射比不能滿足要求的工況下應用可變喉口方案，最終喉口和工作流體壓力的控制策略如圖10所示。

圖10 喉口和工作流體壓力控制策略Fig.10 Control strategy of throat and primary pressure

5 結(jié)論

本文基于Sokolov理論搭建了引射器一維模型，并使用60 kW級燃料電池引射器的試驗結(jié)果驗證了模型的準確度。在此基礎(chǔ)上，探究了操作壓力和喉口直徑對引射器工作特性的影響，由此設(shè)計了120 kW級可變喉口引射器的基本結(jié)構(gòu)和可變喉口方案。本文得到的主要結(jié)論如下：

（1）引射器性能受其操作壓力影響。隨著電堆負載上升，工作流體壓力的增加會迅速提高引射比，但在大負載工況下過高的工作流體壓力會對引射比產(chǎn)生負面效果；降低陽極流阻能夠提高引射流體壓力，改善小功率下的引射性能。

（2）引射器性能受混合室直徑影響。在電堆全工況下，減小混合室直徑會降低最大引射比，并使引射器的工作范圍向小負載移動。對于大功率引射器來說，應該采用較大的混合室直徑，但過大的混合室直徑會使小負載下的引射性能惡化。

（3）可變喉口方案能夠改善引射性能。在大負載下，縮小喉口對引射比的影響較小，同時會使工作流體壓力成倍增長；而在中小負載下，縮小喉口可以使工作噴嘴保持臨界狀態(tài)，能有效提高引射性能，并使引射器工作范圍向小負載工況擴展。因此，可變喉口策略只需要應用于固定喉口引射器工作不佳的中小負載工況。

作者貢獻聲明：

盧義康：模型搭建，試驗設(shè)計，理論計算，論文撰寫；

王旭輝：模型搭建指導，試驗設(shè)計指導；

許思傳：論文總體指導。