趙振東,劉國慶,吳金國,張海濤,薛雨淳

(南京工程學院汽車與軌道交通學院, 江蘇 南京 211167)

燃料電池因其綠色環(huán)保、效率高、可靠性高等優(yōu)點,可應對全球能源短缺和環(huán)境污染等問題,成為各國政府和企業(yè)的研究熱點.氫能和燃料電池技術是我國實現(xiàn)碳達峰及碳中和的重要舉措[1-2].質(zhì)子交換膜燃料電池(PEMFC)體積小、功率密度大、能量轉(zhuǎn)換效率高,成為研究最多、應用最廣的燃料電池之一.

由于PEMFC單電池在額定工況下電壓僅有0.7～1.2 V,性能無法滿足實際需求,在實際應用過程中通常將數(shù)百節(jié)單電池進行堆疊,通過串聯(lián)成電堆或改變膜電極 (MEA) 面積的方式設計不同輸出功率的電堆.在電堆兩端需使用端板、絕緣板、集流板和封裝螺栓或鋼帶等對電堆進行封裝,確保電堆能夠正常工作.

為了確保電堆能夠穩(wěn)定、高效地運行,需要設計合理的封裝載荷大小,盡可能使電堆內(nèi)部的載荷均勻分布.許多專家學者對此展開了大量的研究,并取得了一定的成果.本文就燃料電池電堆封裝載荷的設計與優(yōu)化及端板的輕量化設計展開綜述,闡述國內(nèi)外的研究成果及熱點,為大型燃料電池電堆的封裝研究和實際應用提供參考.

1 燃料電池封裝結(jié)構類型

電堆的封裝方式主要有螺栓式和綁帶式.

圖1 螺栓式封裝電堆結(jié)構圖

綁帶式封裝方式的體積比功率高、電堆封裝結(jié)構緊湊,如圖2所示,綁帶封裝的受力狀態(tài)較難控制,但容易對封裝力的大小進行控制,近些年來得到不少的應用[4];目前使用的綁帶材料大部分為鋼.

圖2 綁帶式封裝電堆結(jié)構圖

鋼帶捆扎式是一種新型端板結(jié)構[5],鋼帶捆扎式電堆在集成力分布的均勻性上較螺栓式更優(yōu),在金屬雙極板電堆上應用較多,由圖3可見,與綁帶式封裝的對稱結(jié)構相比,捆扎式封裝結(jié)構的進氣端板和盲端端板的結(jié)構存在顯著差異,鋼帶捆扎式封裝電堆由多根緊固鋼帶和端板配合封裝,其雙極板和膜電極間接觸分布的均勻性受封裝結(jié)構的尺寸和形狀影響很大.

(a) 電堆結(jié)構

(b) 端板結(jié)構

2 封裝載荷的施加與優(yōu)化

2.1 封裝載荷優(yōu)化

封裝載荷是燃料電池電堆正常運行的基礎保障,其限制電堆內(nèi)部組成部件的相對位移,保證電堆內(nèi)部具有足夠的接觸區(qū)域.如果封裝載荷過小,會導致電堆內(nèi)部的接觸壓力過小,容易造成反應氣體泄露,各組件間易產(chǎn)生相對滑移,內(nèi)部接觸電阻更大,歐姆損耗也就越大,電堆效率降低;如果封裝載荷過大,易對氣體擴散層(gas diffusion layer,GDL)等薄弱部件造成影響,同樣不利于電堆的效率和壽命.因此,設計合理的封裝載荷對燃料電池電堆具有重要意義.

文獻[6]建立了兩單元燃料電池電堆模型,并對其力學性能進行分析,結(jié)果表明,4個螺栓位于端板邊緣中間位置比位于四角位置更佳,對應的合理裝配壓力為1.5 MPa,且裝配壓力比螺栓位置對MEA壓力分布的影響更大;文獻[7]基于結(jié)構強度與密封要求、電堆性能和系統(tǒng)可靠性等方面對由20層單電池組成的電堆等效剛度模型的最佳封裝力進行研究,結(jié)果表明,螺栓擰緊力矩范圍受溫度影響較大,封裝載荷的范圍有嚴格要求;文獻[8]提出PEMFC存在最優(yōu)封裝載荷范圍,范圍由GDL的厚度決定;文獻[9]分析了GDL厚度、接觸面積以及楊氏模量對接觸壓力的影響,認為可靠性最佳的接觸壓力范圍在1.15～2.25 MPa,并且優(yōu)化封裝載荷與MEA和密封件的厚度差能夠提高整個電堆的可靠性;文獻[10]對金屬泡沫PEMFC進行研究,通過對壓力分布、阻抗大小等進行測試,發(fā)現(xiàn)最優(yōu)夾緊力為2 000 N;文獻[11]對不同封裝載荷下PEMFC的冷啟動性能進行分析,根據(jù)PEMFC輸出電壓和電化學阻抗的測量結(jié)果,發(fā)現(xiàn)封裝載荷越大,催化層與微孔層之間的含水率越小,PEMFC的冷啟動性能就越好.

2.2 堆體受力均勻性

燃料電池電堆的性能除了由封裝載荷大小決定以外,還會受到壓力分布均勻性的影響.如果壓力分布不均,則在接觸壓力較大區(qū)域比接觸壓力較小區(qū)域的電流密度大,電流密度分布不均會降低整個電堆的能量轉(zhuǎn)換效率,并產(chǎn)生局部熱點等現(xiàn)象,導致電堆內(nèi)部部分區(qū)域的腐蝕嚴重,使燃料電池的壽命降低[12].因此,不僅要滿足封裝載荷在合理的范圍,還要盡可能地滿足封裝載荷的均勻分布.

文獻[13]分析得出10層電堆內(nèi)各級單電池的MEA接觸壓力大小基本相同,但單個MEA內(nèi)部的接觸壓力均勻性相差可達30.87%;文獻[14]在端板厚度為30 mm的均布載荷下進行試驗,研究電池1、3、15個的接觸壓力,結(jié)果表明,GDL的接觸壓力隨著電池數(shù)量的增加而增加,中間電池的接觸壓力比靠近端板的外部電池的分布更加均勻.

文獻[14]對綁帶數(shù)量、厚度、分布以及端板圓角半徑對MEA接觸壓力的影響規(guī)律進行研究,結(jié)果表明：對于車用440 mm×135 mm規(guī)格的金屬極板電池,綁帶數(shù)量對MEA與金屬極板接觸壓力大小及其均勻性有顯著影響,且4根和5根綁帶的MEA接觸壓力均勻性較好;端板圓角半徑增大,MEA接觸壓力均勻性略有降低;綁帶位置分布越不均勻,MEA與金屬極板接觸壓力均勻性越差.

其中k的值通過按鍵S1控制，每按下S1時，k就自增1；當k%2=0時，說明k為偶數(shù)，執(zhí)行流水燈依次點亮的程序，當k%2=1時，說明k為奇數(shù)，執(zhí)行流水燈4亮4滅閃爍的程序。若需要在3種狀態(tài)之間切換，則對3求余即可，以此類推。

文獻[15]通過在端板內(nèi)部加入液壓箱來增加電堆中心區(qū)域的壓力,從而提高壓力分布的均勻性,液壓式端板結(jié)構如圖4所示;文獻[16]提出氣動式端板結(jié)構并與傳統(tǒng)端板進行對比,發(fā)現(xiàn)優(yōu)化后的氣動端板封裝系統(tǒng)在重量以及GDL接觸壓力分布上均優(yōu)于傳統(tǒng)端板封裝系統(tǒng),氣動式端板結(jié)構如圖5所示.

圖4 液壓式端板

圖5 氣動式端板

文獻[17]對比2—80層電堆的接觸壓力均方根值 (RMS) 及變異系數(shù) (CV),發(fā)現(xiàn)6層以上電堆的RMS與CV增長緩慢,采用6層電堆模型代替80層電堆模型進行計算,結(jié)合灰狼優(yōu)化算法 (GWO) 與支持向量回歸 (SVR) 代理模型對端板厚度和螺栓預緊力大小進行優(yōu)化,優(yōu)化后的GDL接觸壓力大小和均勻性得到明顯提高.

3 端板的輕量化設計

端板在受到封裝載荷的作用下極易發(fā)生形變,對電堆內(nèi)部接觸壓力均勻性具有直接影響.為了避免這一現(xiàn)象,通常要求端板有足夠的強度和剛度,最常見的方法就是增加端板厚度,但這與輕量化理念背道而馳.為了避免端板的體積和質(zhì)量過大對電堆性能產(chǎn)生影響,需要對端板進行輕量化設計.由于螺栓式封裝與綁帶式封裝結(jié)構不同,其具體的優(yōu)化方案也存在明顯不同.

3.1 螺栓式封裝結(jié)構端板優(yōu)化

文獻[18]基于現(xiàn)有裝配工藝,通過ANSYS建立電堆的應力-應變模型,仿真結(jié)果表明,在厚度相同的情況下,采用6061T6鋁合金材料端板的變形是304不銹鋼材料端板的1.5倍,但重量僅為其1/3,降低電堆的裝配力矩是減小端板體積和重量最有效方式;文獻[19]對電堆的進氣、盲端端板進行剛度最大化及電堆內(nèi)部接觸壓力分布最均勻化的雙目標拓撲優(yōu)化,結(jié)果表明,端板拓撲優(yōu)化的減重效果明顯,但對改善電堆內(nèi)部應力分布的影響較低;文獻[20]基于等效剛度方法建立PEMFC的熱固耦合模型,考慮到端板輕量化及電堆內(nèi)部接觸壓力均勻化,分別采用拓撲優(yōu)化和代理模型對端板結(jié)構進行設計和優(yōu)化,研究結(jié)果表明,優(yōu)化后的端板質(zhì)量及電堆接觸壓力均勻性得到明顯改善,端板結(jié)構如圖6所示;文獻[21]考慮到輕量化需求,設計出一款預彎曲的絕緣泡沫芯復合結(jié)構端板,不僅實現(xiàn)保溫減重,還通過壓力試驗驗證了其壓力分布的均勻性.

圖6 螺栓式封裝結(jié)構端板拓撲優(yōu)化

3.2 綁帶式封裝結(jié)構端板優(yōu)化

對于綁帶式封裝結(jié)構端板,現(xiàn)有研究得出其最優(yōu)截面為半圓形,且封裝效果最好,許多學者基于該端板形狀進行了研究和優(yōu)化[22-23].文獻[22]基于鋼帶與端板、端板與電池堆內(nèi)部結(jié)構為無摩擦接觸的假設,對端板進行拓撲優(yōu)化,優(yōu)化后端板的接觸壓力均方根和體積顯著減小,說明要獲得端板的最佳使用性能,應盡量減小接觸面上摩擦系數(shù);文獻[23]以電堆內(nèi)部位移均勻性和端板剛度為目標,對端板進行優(yōu)化設計,優(yōu)化后端板如圖7所示.文獻[24]建立了1—5根鋼帶數(shù)量下的端板等效梁模型,對端板厚度、鋼帶數(shù)量以及鋼帶位置進行討論,結(jié)果表明,當鋼帶數(shù)量為奇數(shù)時,數(shù)字中間的鋼帶應位于端板的中間,從而降低端板撓度和提高接觸壓力的均勻性,并且可以通過使用更多數(shù)量的鋼帶來降低端板的厚度.

(a) 優(yōu)化前

(b) 優(yōu)化后

文獻[5]為了解決鋼帶和雙極板受力不均問題,設計了下傾端板,并對其進行優(yōu)化,仿真結(jié)果表明優(yōu)化后的端板較優(yōu)化前接觸壓力分布更均勻.

4 試驗設計與驗證

為了驗證數(shù)值模擬與工程實際的差異性以及對封裝設計進行評價,通常采用試驗的方法對數(shù)值模擬結(jié)果進行檢驗.對于封裝電堆,主要的評價指標有電堆內(nèi)部壓力均勻性、電堆性能和端板質(zhì)量.

4.1 接觸壓力均勻性驗證

檢驗接觸壓力均勻性較為常見的方法有壓敏膜[14-15、25-26]、壓阻式傳感器[27]和復寫紙[28]等.

1) 壓敏膜在受壓時在膜表面會形成顏色,其顏色深度由受到的壓力大小決定.壓敏膜通常放置于GDL之間[14]、GDL與BPP之間[25]或MEA與GDL之間[15]等位置,施加相應的壓力,靜置一段時間后取出,通過壓敏膜上的顏色深度和分布分析電堆內(nèi)部的接觸壓力大小及分布.由于壓敏膜的顏色條不夠靈敏,難以提供較為精準的壓力分布,通常需要將其轉(zhuǎn)化為灰度圖像文件以獲得量化的壓力分布情況,越薄的壓敏膜能夠獲得越準確的壓力分布[26].文獻[26]通過試驗發(fā)現(xiàn)干燥的MEA與濕潤的MEA的接觸壓力存在較明顯的差異,如圖8所示,濕潤的MEA在邊緣處受到更大的壓力,且由于MEA吸水后膨脹,使得其在壓力最低方向發(fā)生蠕變,導致MEA出現(xiàn)褶皺,容易導致機械故障.

(a) 干燥MEA

(b) 濕潤MEA

2) 壓阻式傳感器是一種薄的柔性網(wǎng)格設備,使用時需將其嵌入燃料電池內(nèi)部.當受到力的作用時,其電阻會發(fā)生相應改變,并輸出力的大小和位置的相應圖像,可用于實時測量封裝壓力變化時燃料電池內(nèi)部的接觸壓力分布.傳感器在使用前需要對其進行歸一化處理,然后進行平衡和校準后方可得到定量數(shù)據(jù).

3) 復寫紙在使用時需配合白紙使用,按照一定順序置于燃料電池內(nèi)部并進行封裝.封裝完成后再拆解電池,取出白紙與復寫紙,對白紙表面的流道壓痕進行定性分析.由圖9可見,靠近螺栓位置的雙極板壓痕較重,離螺栓越遠的雙極板壓痕較輕;當螺栓數(shù)量從4個增至8個后,雙極板壓痕的清晰度和均勻性得到顯著增強.圖10為不同端板厚度對雙極板壓痕的影響.由圖10可見,隨著端板厚度的增加,雙極板壓痕更加明顯.比較不同厚度端板的電壓和電流密度,可以得出燃料電池的極化性能隨端板厚度的增加呈線性增加;不同厚度的端板所需的預緊力也不相同,為獲得相同的電堆性能,預緊力隨著端板厚度的減小而增大,螺栓扭矩的大小與端板厚度呈線性關系[28].

圖9 不同螺栓數(shù)量及分布對雙極板壓痕影響

(a) 5 mm

(b) 8 mm

(c) 15 mm

(d) 25 mm

4.2 電堆性能

燃料電池電堆性能測試往往需要多項復雜設備的配合.文獻[29]利用由燃料電池自動測試站FCATS G60與氣體分析儀等設備組成的試驗臺對單電池的阻抗、電流、氫氣與氧氣的速率等進行測試,試驗結(jié)果表明,當夾緊力從60 psi提升到150 psi后,歐姆電阻下降,電池性能得到相應提升.因此,提高夾緊力能夠獲得更佳的電池性能,且歐姆電阻是影響電池性能的主要因素.

文獻[30]利用由測量子系統(tǒng)、溫度控制子系統(tǒng)等組成的300W-FCT燃料電池試驗站對電堆的氣密性、電流密度和電阻等進行測試,結(jié)果表明,裝配扭矩的增加能夠獲得更好的密封性能.當裝配扭矩由2 N·m增至6 N·m時,電堆性能提升約21%,但當扭矩進一步增至7 N·m后,性能反而下降了約11%,這是因為雖然接觸電阻降低,但GDL孔隙率受到很大影響,導致電荷轉(zhuǎn)移電阻和質(zhì)量傳輸阻力增大.因此,裝配扭矩不宜過大.

文獻[31]設計的PEMFC封裝測試平臺能夠滿足電堆在封裝和測試過程中的壓力與位移的測量和控制需求,且便于與電化學工作站等設備連接,利用該設備與測試設備配合,對電池的峰值功率、內(nèi)阻和封裝壓力的關系進行試驗分析.試驗結(jié)果表明,在封裝壓力較低時,內(nèi)阻對電池的輸出性能影響最大;當封裝壓力較高時,由內(nèi)阻降低帶來的電池性能提高幅度遠小于由GDL隨封裝壓力增大導致傳質(zhì)特性降低帶來的負面影響,峰值功率隨壓力的提高而下降.文獻[32]基于差壓法搭建了密封性能測試系統(tǒng),測試系統(tǒng)由差壓式檢漏儀、被測件、夾具和氣動閥門及管路組成.通過對單電池氫腔外漏、空腔外漏等7項指標進行測試,驗證了其提出的一體化單電池密封性能的優(yōu)越性.

4.3 其他測試

文獻[33]采用壓汞法,利用壓汞儀測量燃料電池GDL的孔隙率,通過計算不同壓力下的進汞量獲取孔徑分布圖,GDL型號為TGP-H-060.經(jīng)測試,GDL在5 N·m封裝力的作用下,孔隙率由初始的75%降至62%,GDL與流道的接觸區(qū)域孔隙率變化較為均勻,流道的上脊尖角域與GDL接觸處的孔隙率最低,未接觸區(qū)域變化不明顯;孔隙率不會隨封裝壓力的增大而持續(xù)增大,最終會趨于某個定值.

文獻[27]利用光學全場測量技術(DIC)對在不同夾緊力下端板變形前后的數(shù)字圖像進行比較.文獻[34]通過三坐標測量機對端板的空間坐標進行測量,測試其變形情況,如圖11所示.測試結(jié)果表明,端板的邊緣部分受力導致端板翹曲,且翹曲程度隨夾緊力的增加而增加,這也能解釋電堆內(nèi)部接觸壓力分布的不均勻性;在相同壓縮比下,鋁合金端板比環(huán)氧樹脂端板變形小,高剛度端板有助于使壓力更接近于設計值,并且分布更加均勻.

圖11 端板變形情況

5 結(jié)論

本文從封裝載荷的施加與優(yōu)化、端板輕量化設計和試驗設計與驗證三個方面綜述了燃料電池電堆的封裝技術研究進展,旨在總結(jié)目前封裝技術研究成果,為從事質(zhì)子交換膜燃料電池封裝技術研究的科研人員和工程師提供參考.主要結(jié)論：

1) 目前針對燃料電池封裝載荷的施加與優(yōu)化部分的研究已取得大量成果,但大都僅針對電堆的力學或化學等單一或部分特性,少有能做到綜合其各方面性能的研究,電堆在實際運行過程中還會遇到振動、低溫啟動等問題,這些與裝配載荷之間的關系及綜合影響尚未明確,缺乏考慮到其各個特性的系統(tǒng)的理論設計方案,在后續(xù)的研究中應該側(cè)重于這些方面的研究;

2) 現(xiàn)有的研究或產(chǎn)品幾乎都是基于螺栓式或綁帶式封裝,雖然已出現(xiàn)一些其他方法,但相關的研究和應用較少,未來應研究出更多的封裝方式以適應不同應用場景、不同結(jié)構的電堆,便于更好地對電堆進行封裝;

3) 針對端板部分的優(yōu)化設計已較為成熟,在其輕量化和堆體內(nèi)部接觸壓力均勻化方面的研究也取得了很大進展,但增加端板厚度以提高堆體內(nèi)部接觸壓力均勻性與端板輕量化以獲取更高的電堆比功率想法背道而馳,需要尋找一種具有更高強度、剛度的端板材料作為替代;

4) 現(xiàn)有的燃料電池封裝結(jié)構驗證方法以靜態(tài)驗證為主,或試驗設計和裝置較為復雜,缺乏高效的試驗方案,如何設計出一種全面、高效且具備動態(tài)驗證能力的試驗方法是未來的研究方向之一.

綜上所述,燃料電池封裝技術的進一步研究仍側(cè)重于理論和試驗.在理論方面,需對燃料電池的多物理場耦合特性進行深入研究,發(fā)現(xiàn)其在封裝和應用過程中的動態(tài)特性,設計出合理的裝配載荷及封裝結(jié)構;在試驗方面,需提出一套通用的試驗設計方法,以更好地對理論研究進行驗證.設計出一套規(guī)范且標準的理論與試驗方法,對促進質(zhì)子交換膜燃料電池的發(fā)展和工業(yè)化進程、降低研發(fā)和制造成本具有非常重要的現(xiàn)實意義.