收稿日期：2021-11-16

基金項目：四川省重大科技專項（氫燃料電池客車及關(guān)聯(lián)產(chǎn)業(yè)關(guān)鍵技術(shù)研究與示范）（2019ZDZX0002）

通信作者：陶麗蓉（1995—），女，碩士、助理工程師，主要從事傳熱傳質(zhì)、燃料電池系統(tǒng)設(shè)計開發(fā)、仿真分析等方面的研究。

18511338220@163.com

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2021-1396 文章編號：0254-0096（2023）04-0299-07

摘 要：建立車載質(zhì)子交換膜燃料電池（PEMFC）輔助散熱系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型，進行某客車PEMFC發(fā)動機輔助散熱系統(tǒng)的管路連接方式設(shè)計，對管路流阻、冷卻液流量及其溫升進行分析并開展試驗對數(shù)學(xué)模型進行驗證。結(jié)果表明：數(shù)學(xué)模型準(zhǔn)確可靠且可用于設(shè)計和優(yōu)選PEMFC輔助散熱系統(tǒng)的管路連接方案，相同總冷卻液流量下（空壓機控制器-空壓機本體）∣∣（降壓DCDC-升壓DCDC）∣∣（氫泵控制器）的三路并聯(lián)方案的總流阻較（氫泵控制器-空壓機控制器-空壓機本體）∣∣（降壓DCDC-升壓DCDC）的兩路并聯(lián)方案降低40.7%，各分支管路的冷卻液流量均滿足部件散熱要求，冷卻液溫升滿足整車散熱要求。

關(guān)鍵詞：質(zhì)子交換膜燃料電池；熱管理；建模；輔助散熱；系統(tǒng)設(shè)計；流阻

中圖分類號：TM911.48" """"""""" """""""文獻標(biāo)志碼：A

0 引 言

燃料電池是一種將燃料中的化學(xué)能直接轉(zhuǎn)化為電能的高效無污染的發(fā)電裝置，因其工作溫度低、轉(zhuǎn)換效率高、環(huán)境友好［1］等優(yōu)勢而在分布式發(fā)電、移動電源、交通運輸?shù)阮I(lǐng)域廣泛推廣。當(dāng)前，國際氫燃料電池發(fā)展處于產(chǎn)業(yè)加速階段，隨著技術(shù)的逐步成熟，部分國家和地區(qū)相繼將氫能上升到國家能源戰(zhàn)略高度［2］，中國燃料電池汽車產(chǎn)業(yè)已從基礎(chǔ)研究階段進入示范應(yīng)用階段［3］。合適的工作溫度（70～80 ℃）可保證燃料電池堆的高效反應(yīng)與正常運行，系統(tǒng)運行產(chǎn)生的熱量被循環(huán)冷卻液帶走通過散熱器散出，研究燃料電池水熱管理對推動燃料電池行業(yè)發(fā)展有重要意義［4］。

燃料電池發(fā)動機系統(tǒng)產(chǎn)熱主要包含兩個部分：大部分產(chǎn)熱源于電池堆內(nèi)部電化學(xué)反應(yīng)，其余部分為發(fā)動機系統(tǒng)的輔助部件如直流變換器（DCDC）、氫泵控制器、空壓機等的產(chǎn)熱。因此，燃料電池發(fā)動機散熱系統(tǒng)可分為主散熱系統(tǒng)和輔助散熱系統(tǒng)。研究表明，燃料電池的排氣散熱占總散熱量的3%～5%，輻射散熱占總散熱量的1%，故整車運行過程中約有95%的產(chǎn)熱需靠冷卻液帶走［5］，從而保證各核心零部件在合適的溫度范圍內(nèi)正常運行以提高系統(tǒng)的安全性和耐久性，同時高散熱需求為整車熱管理帶來不小挑戰(zhàn)。

目前對燃料電池?zé)峁芾淼难芯慷嚓P(guān)注于主散熱系統(tǒng)，對輔助散熱系統(tǒng)熱管理的研究較少。李菁等［6］建立全功率燃料電池汽車熱管理系統(tǒng)仿真計算平臺，對極端工況下系統(tǒng)的散熱性能進行分析。Hasegawa等［7］詳細介紹了豐田Mirai的燃料電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)。常國峰等［8］基于某燃料電池乘用車的熱管理系統(tǒng)模型，計算乘用車在勻速、加速、爬坡和不同環(huán)境溫度下的整車熱管理系統(tǒng)的工作特性。周奕等［9］對某型燃料電池客車發(fā)動機冷卻系統(tǒng)的散熱量進行設(shè)計計算。丁琰等［10］基于Matlab建立散熱器傳熱及流阻特性的計算模型，比較不同工況下燃料電池系統(tǒng)散熱器的散熱效果。郭碩［11］對燃料電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)缺陷進行優(yōu)化，實現(xiàn)整車各部件的正常散熱需求。紀(jì)合超等［12］基于LabVIEW設(shè)計溫度監(jiān)控系統(tǒng)，對質(zhì)子交換膜燃料電池（proton exchange membrane fuel cell，PEMFC）溫度進行在線監(jiān)測和控制。

本文在已有研究基礎(chǔ)上，對某客車PEMFC發(fā)動機的輔助散熱系統(tǒng)性能開展研究。通過試驗擬合各輔助部件的流阻特性曲線建立數(shù)學(xué)模型，對管路多種連接方式進行設(shè)計、模擬分析及試驗驗證，從而形成輔助散熱系統(tǒng)設(shè)計工具，用于設(shè)計和優(yōu)選PEMFC整車輔助散熱系統(tǒng)的管路連接方案。

1 研究對象

1.1 研究方法

本文針對某客車用PEMFC發(fā)動機的輔助散熱系統(tǒng)進行研究。輔助散熱系統(tǒng)的架構(gòu)如圖1所示。PEMFC發(fā)動機主散熱系統(tǒng)的冷卻介質(zhì)流經(jīng)電池堆吸熱后進入散熱器完成熱交換，降溫后再進入電池堆完成下一次冷卻循環(huán)。同樣，PEMFC發(fā)動機輔助散熱系統(tǒng)的冷卻介質(zhì)對多個輔助部件（包括升壓DCDC、降壓DCDC、氫泵控制器、空壓機）、整車多合一控制器（后文簡稱“整車四合一”）、電機控制器、驅(qū)動電機進行冷卻?？梢?，車載PEMFC輔助散熱系統(tǒng)部件多，故其管路及其連接方式也較多。對眾多連接方式進行試驗驗證非必要且耗時，建模分析是一種快捷高效的研究方法。

system for PEMFC engine

本文采用理論建模與試驗驗證相結(jié)合的方法對車載PEMFC輔助散熱系統(tǒng)的熱管理展開研究。首先，通過試驗測試擬合得到各輔助部件的流阻特性曲線，建立各部件流阻模型；然后，基于管路流動特性，建立管路數(shù)學(xué)模型；之后，設(shè)計分析管路連接方式并進行模擬計算；最后，開展試驗對優(yōu)選管路連接方案及數(shù)學(xué)模型進行驗證。

1.2 部件流阻測試

PEMFC輔助散熱系統(tǒng)中部件產(chǎn)熱主要通過冷卻液帶走，各部件散熱要求如表1所示。輔助部件流阻曲線可由部件廠商提供或?qū)崪y獲得。為保證數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性與可靠性，輔助部件流量-流阻曲線由圖2所示臺架實測獲得。

依次測試升壓DCDC、降壓DCDC、空壓機、氫泵控制器的流量-流阻關(guān)系。冷卻液流經(jīng)流量計后流入輔助部件，經(jīng)輔助部件流出后進入尾排收集裝置。輔助部件冷卻液入口、出口處壓力傳感器的反饋電壓值通過上位機采集處理后于PC端顯示壓力值。冷卻液流量通過水泵轉(zhuǎn)速和球閥開度調(diào)節(jié)，流量值在實時數(shù)顯質(zhì)量流量計上讀取，流阻值為輔助部件前后端壓力差值。為保證實測流量值的準(zhǔn)確性，同時采用計時稱重法來測試各工況點下的流量值。流量-流阻測試結(jié)果如圖3所示。

由測試結(jié)果知，相同冷卻液流量下，氫泵控制器和空壓機流阻始終高于升壓DCDC和降壓DCDC流阻。分別用式（1）擬合上述四個輔助部件流量-流阻測試數(shù)據(jù)，擬合結(jié)果如圖3中曲線所示，擬合參數(shù)見表2所示，擬合精度[R2]均大于0.99。

[Δpother=a?Q2v+b?Qv+c]"""" （1）

式中：[Δpother]——流阻，kPa；[Qv]——流量，L/min。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 管路流阻計算

在一定流量下，管道中流體的流速為：

[v=Qv14πd2]"""""" （2）

式中：[v]——流速，m/s；[d]——管道內(nèi)徑，m。

管道系統(tǒng)總阻力包括管道阻力和局部阻力。雷諾數(shù)Re根據(jù)管道中流體流速計算：

[Re=ρvDμ]" （3）

式中：[ρ]——流體密度，kg/m3；[D]——管道水力直徑，m；[μ]——流體動力黏度，Pa·s。

對于圓管中的流動，雷諾數(shù)[Relt;2000]時為層流流動，[2000≤Re≤4000]時為過渡區(qū)，[Regt;4000]時為湍流流動，一般工程上的流動大多數(shù)為湍流流動。管道摩擦阻力系數(shù)λ可根據(jù)流體力學(xué)半經(jīng)驗公式求得：

[1λ=-2×lgε3.7?d]""" （4）

式中：[ε]——管道絕對摩擦度，硅膠管一般取[ε]=0.03 mm。

管道阻力[Δp1]為：

[Δp1=λ×LD×ρv22]"""""" （5）

式中：[L]——管道長度，m。

管道局部阻力是指管件、閥門、流量元件等產(chǎn)生的局部阻力。局部阻力降通常采用當(dāng)量長度法，局部阻力元件產(chǎn)生的阻力降與相同管徑的直管段產(chǎn)生的阻力降相同，則此直管長度為此局部阻力元件的當(dāng)量長度。根據(jù)工程實際情況，一般彎頭、三通等管件的局部阻力采用當(dāng)量長度法。彎頭局部阻力為：

[Δp2=n2×ξ2×ρv22]""""" （6）

式中：[n2]——管道系統(tǒng)中彎頭數(shù)量；[ξ2]——彎頭摩擦阻力系數(shù)，根據(jù)當(dāng)量長度法一般取值[30λ]。

三通局部阻力為：

[Δp3=n3×ξ3×ρv22]""""" （7）

式中：[n3]——管道系統(tǒng)中三通數(shù)量；[ξ3]——三通摩擦阻力系數(shù)，根據(jù)當(dāng)量長度法一般取值[60λ]。

管道系統(tǒng)總阻力為：

[Δp=Δp1+Δp2+Δp3+Δpother]"""""" （8）

式中：[Δpother]——閥門、流量元件等阻力。

2.2 管路流量分配

并聯(lián)管路中，各支路流阻相等，支路流量之和等于總流量：

[ΔpA=ΔpB=Δpi]"""""" （9）

[Qv_total=iQi]"""""" （10）

式中：[Δpi]——支路流阻，[Δpi=Δp，]kPa。

串聯(lián)管路中，流經(jīng)各部件的流量相等，流阻之和等于總流阻：

[Δp=iΔpi]""" （11）

[Qv_total=QA=QB=Qi] （12）

2.3 部件傳熱計算

輔助部件產(chǎn)熱量靠循環(huán)冷卻液帶走，熱傳遞方式包括導(dǎo)熱、對流、輻射三種，導(dǎo)熱傳熱量為：

[Φconv=Δtδλc?A]"" （13）

式中：[Δt]——溫差，K或℃；[δ]——厚度，m；[λc]——導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；[A]——傳熱面積，m2。

對流必然伴隨導(dǎo)熱發(fā)生，對流傳熱量為：

[Φcond=Δt1/（h?A）] （14）

式中：[h]——對流換熱系數(shù)，W/（m2·K）。

輻射傳熱量為：

[Φradi=εr?A?σ?T4]" （15）

式中：[εr]——黑度，且[εr]≤1；[σ]——斯忒藩-玻爾茲曼常數(shù)，[σ]=5.67×10-8 W/（m2·K4）。

在實際工程應(yīng)用中，輔助部件的工作溫度不高，故忽略輻射傳熱。

綜上，可知總換熱量為：

[Φ=Φcond+Φconv=k?A?ΔT]" （16）

式中：[k]——總傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；[ΔT]——輔助部件溫升，℃。

聯(lián)立式（13）、式（14）、式（16）可知，換熱過程的總熱阻為：

[1A?k=1A?h+δA?λc]""""" （17）

根據(jù)能量守恒定律，輔助部件產(chǎn)熱量等于冷卻液散熱量，即：

[k?A?ΔT=c?ρc?Qv?Δtc?60000] （18）

式中：[c]——冷卻液比熱容，J/（kg·K）；[ρc]——冷卻液密度，kg/m3；[Δtc]——冷卻液溫升，℃。

3 輔助散熱系統(tǒng)方案及結(jié)果討論

基于管路流動特性分析和輔助部件流阻測試結(jié)果，若不考慮管道流阻，所有部件串聯(lián)時，高流量下管路的總流阻勢必高于水泵輸出性能，無法滿足設(shè)計要求，因此管路連接方式必須設(shè)計為并聯(lián)方案。并聯(lián)方案既可采用多支路并聯(lián)，同時各支路中輔助部件數(shù)目及其組合方案均不固定，也可改變各并聯(lián)支路的管徑、管長等參數(shù)。在實際工程應(yīng)用中，輔助散熱系統(tǒng)方案的設(shè)計不僅需綜合考慮平衡PEMFC發(fā)動機中多個輔助部件和整車部件的散熱需求，還應(yīng)考慮系統(tǒng)集成度、管路連接方式安裝便利性、散熱系統(tǒng)布置空間大小等，在PEMFC系統(tǒng)設(shè)計時各部件的空間位置已固定，過多支路并聯(lián)或變徑會增加管路布置的復(fù)雜度及管道加工費用。綜上，本文采用改變并聯(lián)方案支路數(shù)目及各支路部件組合方式的方案來設(shè)計輔助散熱系統(tǒng)管路連接方式。

3.1 兩路并聯(lián)方案

基于減少并聯(lián)支路數(shù)目的設(shè)計目標(biāo)，優(yōu)先考慮兩路并聯(lián)方案。綜合輔助部件流阻特性及其對冷卻液流量需求差異，將升壓DCDC與降壓DCDC的冷卻回路串聯(lián)，氫泵控制器與空壓機的冷卻回路串聯(lián)，兩路并聯(lián)方案布置如圖4所示。

在兩路并聯(lián)方案中冷卻液流向為：

A路：水泵→整車四合一→降壓DCDC→升壓DCDC→電機控制器→驅(qū)動電機；

B路：水泵→整車四合一→氫泵控制器→空壓機控制器→空壓機本體→電機控制器→驅(qū)動電機。

基于PEMFC發(fā)動機系統(tǒng)在某客車上的布局，測算出兩路并聯(lián)方案中各支路的管長、管徑、彎頭數(shù)量等參數(shù)如表3所示。系統(tǒng)所使用水泵的額定出力是33.3 L/min@200 kPa，計算時冷卻液總流量取30 L/min，選擇45 ℃時的冷卻液（乙二醇濃度為50%，比熱容為3361 J/（kg·K），動力粘度為0.00182 Pa·s，密度為1068 kg/m3）物性參數(shù)進行計算，得到兩路并聯(lián)方案流阻、流量分配及冷卻液溫升，如表4所示。

管路系統(tǒng)總流阻為管道流阻與部件流阻之和，由計算結(jié)果知，管路系統(tǒng)總流阻是95.26 kPa。其中，A支路中升壓DCDC和降壓DCDC部件流阻占管道系統(tǒng)總流阻的95%，B支

路中管道管徑較小，導(dǎo)致管道流阻與部件流阻占比相當(dāng)。支路流阻約占整個散熱管道流阻的50%，而其余部件（如驅(qū)動電機、電機控制器、散熱器及其管道等）阻力還未計入，若其阻力高于氫泵控制器和空壓機阻力之和，則整個散熱系統(tǒng)管道阻力將大于200 kPa，導(dǎo)致實際管路總冷卻液流量低于30 L/min，實際各部件分配到的冷卻液流量將明顯低于計算值，那么進入電機控制器的冷卻液溫度有可能高于其上限溫度60 ℃。另外，兩路并聯(lián)方案的冷卻液流量分配不合理，B支路中空壓機分配到的流量低于6 L/min，不滿足使用要求。綜上所述，若整車采用兩路并聯(lián)方案，高功率運行時散熱系統(tǒng)的高流阻與低流量將導(dǎo)致輔助部件超溫等問題。

上述兩路并聯(lián)方案中，若不考慮管道流阻，則B支路流阻總高于A支路流阻，導(dǎo)致B支路分配到的流量總低于A支路。為保證該方案中空壓機支路流量滿足散熱要求，可采用改變支路管徑或改變管路并聯(lián)方案?？紤]到實際工程應(yīng)用中，支路管徑通常與部件接口尺寸匹配，故采用改變管路并聯(lián)方式來設(shè)計輔助散熱系統(tǒng)管路連接方案。

3.2 三路并聯(lián)方案

考慮到氫泵控制器流阻遠高于空壓機流阻，將B支路中的氫泵控制器和空壓機由串聯(lián)改為并聯(lián)以改善支路冷卻液流量分配，提出三路并聯(lián)方案，方案布置如圖5所示。

在三路并聯(lián)方案中冷卻液流向為：

C路：水泵→整車四合一→空壓機控制器→空壓機本體→電機控制器→驅(qū)動電機；

D路：水泵→整車四合一→降壓DCDC→升壓DCDC→電機控制器→驅(qū)動電機；

E路：水泵→整車四合一→氫泵控制器→電機控制器→驅(qū)動電機。

同樣，基于PEMFC系統(tǒng)在某客車上的布局設(shè)計，測算出三路并聯(lián)管道參數(shù)如表5所示。

3.3 計算結(jié)果討論

三路并聯(lián)方案中總冷卻液流量及其他物性參數(shù)和兩路并聯(lián)方案一致，計算得到三路并聯(lián)方案的流阻、流量分配及冷卻液溫升，如表6所示。從計算結(jié)果知，三路并聯(lián)方案中各支路冷卻液流量分配及溫升均滿足各部件散熱要求，且其管道總流阻較兩路并聯(lián)方案管道總流阻降低40.7%，總冷卻液流量30 L/min比兩路并聯(lián)更容易實現(xiàn)。若驅(qū)動電機、散熱器、電機控制器及管道阻力不高，按水泵額定輸出性能，總流量將高于30 L/min，則實際三路并聯(lián)的流量分配將高于理論計算值，那么進入電機控制器的冷卻液溫度也遠低于其上限溫度60 ℃。繪制兩路并聯(lián)和三路并聯(lián)方案的流量分配關(guān)系圖6。

從圖6可知，兩路并聯(lián)方案中支路流量分配值跨度較大，A支路流量遠高于B支路流量。三路并聯(lián)方案中支路流量分配值跨度減小，當(dāng)總冷卻液流量為30 L/min時，D支路輔助部件分配到的流量較兩路并聯(lián)方案A支路輔助部件分配到的流量降低25.6%，使散熱系統(tǒng)流阻降低。繪制兩路并聯(lián)和三路方案的總流量與流阻關(guān)系，如圖7所示。從圖7可知，隨著總冷卻液流量的增大，管道總流阻的增大趨勢愈發(fā)明顯，三路并聯(lián)方案的管道總流阻較兩路并聯(lián)方案的管道總流阻值低。當(dāng)總冷卻液流量為30 L/min時，三路并聯(lián)方案管道總流阻較兩路并聯(lián)方案管道總流阻降低40.7%。

branch in two/three-way parallel solution

two/three-way parallel solution

綜上，三路并聯(lián)方案優(yōu)于兩路并聯(lián)方案。兩路并聯(lián)方案流阻大且支路流量分配不滿足要求，三路并聯(lián)方案流阻小且支路流量分配滿足部件散熱需求，冷卻液溫升滿足整車散熱要求。但輔助散熱系統(tǒng)方案必須經(jīng)過驗證才可應(yīng)用于工程實踐中，需開展試驗來驗證優(yōu)選方案與數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性。

4 模型驗證

4.1 實驗臺架

為驗證上述優(yōu)選三路并聯(lián)方案的可靠性與數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性，按圖5和表5搭建與整車輔助散熱系統(tǒng)模塊1∶1大小的測試臺架，通過實驗測試來確定各支路的流量分配情況，測試中選用常溫下的自來水為冷卻液，模型中相關(guān)的物性參數(shù)也做改變。實驗操作流程為：1）將部件固定在測試臺架上，連接管路、冷卻液及電源線束接插，檢查測試設(shè)備狀態(tài)及控制信號通訊正常，啟動電源開始測試。2）調(diào)節(jié)水泵轉(zhuǎn)速及冷卻液出口球閥開度控制管路流量，單次流量增量約為5 L/min，利用計時稱重法測試不同流量下各支路的流量值。

4.2 實驗結(jié)果

整理實驗測試數(shù)據(jù)，繪制三路并聯(lián)方案總流量-支路流量分配實測關(guān)系，如圖8所示。計算可知，DCDC實測流量值與計算流量值偏差在6%以內(nèi)，氫泵控制器的實測流量值與計算流量值偏差在10%以內(nèi)，空壓機實測流量值與計算流量值誤差在7%以內(nèi)，實驗測試值和理論計算值的差異可能是由部件自身流阻擬合誤差和管路布置差異造成的。

實測中，總流量為32.10 L/min時，C支路空壓機的流量為6.79 L/min，D支路降壓DCDC和升壓DCDC的流量為18.78 L/min，E支路氫泵控制器的流量為6.54 L/min。從結(jié)果看，支路流量分配滿足各部件散熱要求，且測試結(jié)果和理論計算結(jié)果吻合較好，說明數(shù)學(xué)模型正確可靠，可應(yīng)用于工程實踐。實際將三路并聯(lián)方案應(yīng)用于整車，整車運行良好，證明數(shù)學(xué)模型與管路連接方案的可靠性。本文計算結(jié)果可指導(dǎo)PEMFC輔助散熱系統(tǒng)管路連接方案的設(shè)計及優(yōu)化。

5 結(jié) 論

1）針對某客車PEMFC發(fā)動機系統(tǒng)，通過臺架試驗結(jié)果擬合出四個輔助的部件流阻特性曲線，曲線擬合精度R2均大于0.99。

2）建立PEMFC發(fā)動機的輔助散熱系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型，對不同管路連接方式進行模擬、對比及分析，結(jié)合模型計算結(jié)果優(yōu)選三路并聯(lián)方案。結(jié)果表明，當(dāng)水泵出力為30 L/min（200 kPa）時，三路并聯(lián)方案較兩路并聯(lián)方案管路流阻降低40.7%，且各支路的冷卻液流量均可滿足部件散熱要求，冷卻液溫升滿足整車散熱要求。

3）利用系統(tǒng)試驗驗證了三路并聯(lián)方案及數(shù)模型是準(zhǔn)確可靠的。數(shù)學(xué)模型可作為設(shè)計工具，用于設(shè)計和優(yōu)選車載PEMFC輔助散熱系統(tǒng)的管路連接方案。研究結(jié)果亦可為PEMFC整車熱管理研發(fā)工作提供理論指導(dǎo)和基礎(chǔ)依據(jù)。

［參考文獻］

［1］"""" 孟祥廷. 燃料電池發(fā)動機熱管理系統(tǒng)設(shè)計與優(yōu)化［D］. 濟南： 山東大學(xué)， 2020.

MENG X T. Design and optimization of fuel cell thermal management" system［D］." Ji’nan：" Shandong" University， 2020.

［2］"""" 盧熾華， 王良旭， 劉志恩， 等. 燃料電池汽車整車熱管理系統(tǒng)設(shè)計與仿真分析［J］. 重慶大學(xué)學(xué)報， 2022（10）： 48-61.

LU Z H， WANG L X， LIU Z E， et al. Design and simulation analysis of the whole vehicle thermal management system for fuel cell vehicle［J］. Journal of Chongqing University， 2022（10）： 48-61.

［3］"""" 王建建， 胡辰樹. 我國氫燃料電池專用車發(fā)展現(xiàn)狀與趨勢分析［J］. 專用汽車， 2021（4）： 51-55.

WANG J J， HU C S. Development status and trend analysis of hydrogen fuel cell special vehicles in China［J］. Special purpose vehicle， 2021（4）： 51-55.

［4］"""" 張敏. 75 kW質(zhì)子交換膜燃料電池測試臺散熱系統(tǒng)設(shè)計［J］. 農(nóng)業(yè)裝備與車輛工程， 2017， 55（8）： 15-18.

ZHANG M. Design of cooling system for a 75 kW PEMFC testing platform［J］. Agricultural equipment and vehicle engineering， 2017， 55（8）： 15-18.

［5］"""" 鄭文杰， 楊徑， 朱林培， 等. 車用燃料電池?zé)峁芾硇阅芊抡媾c試驗研究［J］. 汽車工程， 2021， 43（3）： 381-386.

ZHENG W J， YANG J， ZHU L P， et al. Simulation and experimental study on thermal management system of vehicle fuel cell［J］. Automotive engineering， 2021， 43（3）： 381-386.

［6］"""" 李菁， 汪怡平， 陶琦， 等. 全功率燃料電池汽車散熱系統(tǒng)設(shè)計、建模與分析［J］. 汽車工程學(xué)報， 2019， 9（6）： 462-467.

LI J， WANG Y P， TAO Q， et al. Design，modeling and analysis of heat dissipation system for full-power fuel cell vehicles［J］. Chinese journal of automotive engineering， 2019， 9（6）： 462-467.

［7］"""" HASEGAWA T， IMANISHI H， NADA M， et al. Development of the fuel cell system in the Mirai FCV［C］// Sae World Congress amp; Exhibition， Detroit， America， 2016.

［8］"""" 常國峰， 曾輝杰， 許思傳. 燃料電池汽車熱管理系統(tǒng)的研究［J］. 汽車工程， 2015， 37（8）： 959-963.

CHANG G F， ZENG H J， XU S C. A study on the thermal management system of fuel cell vehicle［J］. Automotive engineering， 2015， 37（8）： 959-963.

［9］"""" 周奕， 陳建利， 趙陽， 等. 燃料電池客車散熱系統(tǒng)設(shè)計分析［J］. 上海汽車， 2010（1）： 19-20， 48.

ZHOU Y， CHEN J L， ZHAO Y， et al. Design and analysis of heat dissipation system for fuel cell bus［J］. Shanghai automotive， 2010（1）： 19-20， 48.

［10］""" 丁琰， 常國峰， 許思傳. 燃料電池發(fā)動機散熱器傳熱與流阻特性分析［J］. 電源技術(shù)， 2014， 38（2）： 262-264， 275.

DING Y， CHANG G F， XU S C. Characteristic analysis of heat transfer and pressure drop on fuel cell engine radiator ［J］. Power technology， 2014， 38（2）： 262-264， 275.

［11］""" 郭碩. 質(zhì)子交換膜燃料電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)研究［D］. 合肥： 合肥工業(yè)大學(xué)， 2020.

GUO S. Study on proton exchange membrane fuel cell thermal management system［D］. Hefei： Hefei University of Technology， 2020.

［12］""" 紀(jì)合超， 陳濤， 劉士華， 等. 質(zhì)子交換膜燃料電池溫度監(jiān)控系統(tǒng)的設(shè)計與開發(fā)［J］. 太陽能學(xué)報， 2020， 41（11）： 375-380.

JI H C， CHEN T， LIU S H， et al. Design and development of temperature monitoring system for proton exchange membrane fuel cells［J］. Acta energiae solaris sinica， 2020， 41（11）： 375-380.

DESIGN， MODELING AND ANALYSIS OF AUXILIARY HEAT DISSIPATION

SYSTEM FOR PROTON EXCHANGE MEMBRANE FUEL CELL VEHICLE

Tao Lirong1，Liu Yu1，2，Kong Hongbing1，2，Zhao Zhengshun2

（1. Dongfang Electric（Chengdu） Hydrogen Fuel Cell Technology Co.， Ltd.， Chengdu 611731， China；

2. Sichuan Key Laboratory of Long-Life Fuel Cells， Chengdu 611731， China）

Abstract：The mathematical model of the auxiliary heat dissipation system for vehicle PEMFC is established， and the pipeline connection modes of the auxiliary heat dissipation system for the PEMFC engine system of a vehicle are designed. The flow resistance of the pipeline， coolant flow rate and coolant temperature rise are analyzed， and experiment is carried out to verify the mathematical model. The results show that the mathematical model is accurate and reliable which can be used to design and optimize the pipeline connection mode of PEMFC auxiliary heat dissipation system. Under the same total coolant flow rate， the total flow resistance of the pipeline of the three-way parallel solution （air compressor controller - air compressor ontology） || （step-down DCDC- booster DCDC） || （hydrogen pump controller） is 40.7% lower than that of the two-way parallel solution （hydrogen pump controller - air compressor controller - air compressor ontology） || （step-down DCDC- booster DCDC）. The coolant flow rate of each branch pipeline meets the heat dissipation requirements of components， and the temperature rise of the coolant also meets the heat dissipation requirements of the vehicle.

Keywords：proton exchange membrane fuel cell； thermal management； modeling； auxiliary heat dissipation； system design； flow resistance