质子交换膜燃料电池汽车作为一种清洁、节能的新型汽车，近年来在新能源汽车行业中备受关注。质子交换膜燃料电池（PEMFC）是一种可将储存在氧化剂和燃料中的化学能直接转化为电能的发电装置^［1］。PEMFC电堆结构紧凑，在低温下能够快速启动，并且能在任一方位、任何角度工作运行^［2］。引射器是PEMFC供氢系统中的核心部件，将其集成应用于燃料电池阳极燃料循环系统以提高氢气利用率。由于引射器具有不直接消耗机械能，内无移动部件，具有结构简洁、运行稳定、对环境无污染等优点^［3-4］，所以PEMFC是最有希望成为替代传统内燃机发动机的动力源^［5-6］。尽管引射器在PEMFC系统中的应用研究已陆续开展，但能量转化效率普遍较低，所以如何提高引射器的能量转化效率成为解决PEMFC汽车氢气供应系统的核心课题。本文旨在找出对引射器性能影响较大的变量，并比较不同结构引射器的全工况性能。

1 引射器基本结构和工作原理

引射器是用来进行质量、能量交换的机械装置^［7-8］。引射器主要由五个部分组成：工作喷嘴即laval喷管、接收室、喷嘴至混合室的过渡段、混合室以及扩压室。引射器中高压工作流体经过laval喷管，以超过几倍音速的速度从喷嘴喷出，进入接收室，并不断带入压力较低的几乎处于静止的引射流体。工作流体和引射流体相互混合进入混合室中，最终两股流体速度趋于一致后进入扩压室，经过一个压力提升和速度减慢的过程将动能重新转化为势能^［9-10］。

2 引射器的设计 2.1 引射器最大引射系数

电堆对氢气的入堆压力有一定要求，所以在引射器出口有稳压装置。经过电堆后氢气压力会下降约0.03 MPa。在设计引射器时，工作流体、引射流体以及压缩流体均忽略空气和水蒸气的影响，认为引射器内的工质均为氢气，并且不考虑引射器内部温度变化。引射器的设计需要四个已知条件，分别为工作流体压力 $p_{\rm{p}} $ 、引射流体压力 $p_{\rm{H}} $ 、混合流体压力 $p_{\rm{C}} $ 、工作流体质量流量 $G_{\rm{p}} $ 。通过这四个参数求出喷射器可达到的最大引射系数，依据经验式求出喷射器重要结构尺寸^［8］。

$\quad\quad\; p_{\rm{p}} = G_{\rm{p}} a_{{\rm{p}}^* } /k\mathop \prod \nolimits_{{\rm{p}}^* } f_{{\rm{p}}^* } $

(1)

$\quad\quad\; a_{{\rm{p}}^* } = \sqrt {2k/(k + 1)} {\text{·}} \sqrt {RT_{\rm{p}}} $

(2)

$\quad\quad\;\mathop \prod \nolimits_{{\rm{p}}^{\rm{*}} } = \frac{{p_{{\rm{p}}^{\rm{*}} } }}{{p_0 }} = {\left( {\frac{2}{{k + 1}}} \right)^{\frac{k}{{k - 1}}}}$

(3)

式中： $a_{{\rm{p}}^* } $ 为临界速度； $\mathop \prod \nolimits_{{\rm{p}}^* } $ 为工作流体的临界压缩比； $f_{{\rm{p}}^* } $ 为喷嘴喉部面积； $k$ 为绝热指数，值为1.4； $R$ 为气体常数，值为4 121 J·kg⁻¹·K⁻¹；T_p为工作流体入口端温度； $p_{{\rm{p}}^* } $ 为工作流体临界压力； $p_0 $ 为滞止压力。

设计工况点参数如表1所示。氢循环引射器可达到最大引射系数 $u_{\max } $ 的计算结果如表2所示，其中， $\mathop \lambda \nolimits_{c3} $ 为 $u_{\max } $ 对应的混合流体速度系数。由表2可知，当 $\mathop \lambda \nolimits_{c3} =0.68$ 时， $u_{\max }=2.323 $ m·s⁻¹。

2.2 主要结构尺寸

引射器A主要结构尺寸如表3所示。

3 数值模拟

引射器CFD模型的计算域网格如图1所示。本文采用的离散方法为密度基显式求解器。显式格式即方程组用Runge−Kutta方法求解，同时采取多重网格法来加快计算速度。湍流模型采用RNG $k - \varepsilon $ 二方程模型，运用QUICK离散格式。

3.1 引射器失效点工作压力

经过多次模拟后发现，改变G_p，引射器在 $p_{\rm{p}} < 1.05$ MPa时失效，不能正常工作。为了使引射器在低载时不失效，引射器前端 $p_{\rm{p}} \geqslant 1.05$ MPa时它才能正常工作。 $p_{\rm{p}} = 6.30$ MPa时的马赫数和静压沿轴向分布如图2所示。

由于引射端进口压力远高于引射器额定引射压力，G_p很大，导致喷嘴外第一个激波的最高马赫数达到5，此时高速流体卷入低速流体的能力过于强大，并且因为G_H大幅增加，从而导致两股流体的合流速度并未降至音速以下。混合流体进入扩压段后压力和速度会再次发生变化，从而又一次产生激波。由于混合流体是超音速流体，其速度继续上升。此时，工作流体进口、引射流体进口和混合流体出口端静压的最低点出现在引射器出口处，而并非在引射端。

由于燃料电池汽车在低载时氢气的消耗量较小，实际应用中希望在小流量时引射器也能有较高的引射系数，因此引射器A在低载工况下引射系数为负，无法使燃料电池汽车送氢系统稳定正常运行。由于提高p_p可以提高u，所以在低载工况下提高工作流体压力，即 $p_{\rm{p}} \geqslant 1.05$ MPa。当 $p_{\rm{p}} = 6.81$ MPa时设计了氢循环引射器B。图4为全工况下引射器A、B的引射性能。从图4（b）中可以看出，引射器B的u并没因为p_p升至 $1.05$ MPa以上就全部变为正值。但是图4（a）与图4（b）中u在达到最大值之前的趋势十分相似。G_p小于某个值时，随着G_p增加，G_H和u基本保持线性上升，且均为负值。而当G_H和u均为正值时，这种增加的趋势有所减缓。u = 0时，工作流体压力在3.70～3.99 MPa，为u最大时对应工作流体压力的57%左右，即 $p_{\rm{p}} = $ 1.84 MPa。这与引射器A的结果基本保持一致。所以，为了保证引射器可在低载工况下正常工作，引射器G_p必须小于 $0.26\;{\rm{g}} {\text{·}} \mathop {\rm{s}}\nolimits^{{\rm{ - }}1} $ 。

3.2 对引射器性能影响较大的变量

引射器A的u最大时 $p_{\rm{p}} = 1.84$ MPa。保持 $p_{\rm{p}} $ 不变，改变 $d_{{\rm{p}}^* } $ 和 $G_{\rm{p}} $ ，引射器C、D、E的喷嘴参数如表4所示。全工况下引射器C、D、E的引射性能如图5所示。比较引射器C、D、E的引射性能可知，当 $p_{\rm{p}} = 1.84$ MPa时三者的u均为1.64。当 $p_{\rm{p}} $ 一定， $G_{\rm{p}} $ 随 $d_{{\rm{p}}^* } $ 增加而增加。在低载工况时， $d_{{\rm{p}}^* } $ 越大 $G_{\rm{H}} $ 越小；当 $G_{\rm{p}} \approx 0.3$ g·s⁻¹时值与 $G_{\rm{H}} $ 相等；当 $G_{\rm{p}} > 0.3$ g·s⁻¹时， $d_{{\rm{p}}^* } $ 越大， $G_{\rm{H}} $ 也越大。总之， $d_{{\rm{p}}^* } $ 越大， $G_{\rm{H}} $ 的变化范围越大。

保持 $G_{\rm{p}} = 0.23$ g·s⁻¹不变，改变 $d_{{\rm{p}}^* } $ 和 $p_{\rm{p}} $ ，引射器F、G的喷嘴参数如表5所示。全工况下引射器F、G的引射性能如图6所示。比较引射器D、F、G的引射性能可知，当 $G_{\rm{p}} $ 一定时，u最大时对应的 $p_{\rm{p}} $ 随着喷嘴喉部 $d_{{\rm{p}}^* } $ 增加而减小。在低载工况时，三者的 $G_{\rm{H}} $ 几乎相同；而当 $G_{\rm{p}} $ 上升后， $d_{{\rm{p}}^* } $ 越小， $G_{\rm{H}} $ 越大。其原因在于 $p_{\rm{p}} $ 较大时相对应的u也越大。虽然三者的u相差不大，但 $d_{{\rm{p}}^* } $ 较小时，其对应的u略大。总之，当 $G_{\rm{p}} $ 一定时， $d_{{\rm{p}}^* } $ 和 $p_{\rm{p}} $ 对u影响并不大。

保持 $d_{{\rm{p}}^* } = 0.5$ mm不变，改变 $G_{\rm{p}} $ 和 $p_{\rm{p}} $ ，引射器H、I的喷嘴参数如表6所示。全工况下引射器H、I的引射性能如图7所示。比较引射器D、H、I的引射性能可知，当 $d_{{\rm{p}}^* } $ 一定时， $p_{\rm{p}} $ 随着 $G_{\rm{p}} $ 增加而增加。在低载时， $p_{\rm{p}} $ 越大 $G_{\rm{H}} $ 越小，u越小。当 $G_{\rm{p}} \approx 0.3$ g·s⁻¹时，三者的 $G_{\rm{H}} $ 和u几乎相等；当 $G_{\rm{p}} > $ 0.3 g·s⁻¹时， $p_{\rm{p}} $ 越大，其 $G_{\rm{H}} $ 和u越大。总之 $p_{\rm{p}} $ 越大， $G_{\rm{H}} $ 和u的变化范围越大。

图8为引射器H在设计工况下扩压段的马赫数。

从图8中可以看出，流体在扩压段出口前段速度很大，并伴随着强烈的激波，最大马赫数为3。引射器H在 $G_{\rm{p}} = 0.21$ g·s⁻¹时，其内部速度基本已达到临界点，如果继续减小 $G_{\rm{p}} $ ，出口速度将达到超音速，这样会使引射器扩压室出口静压接近于0，导致温度过低，从而造成燃料电池效率急剧下降。因此，对引射器扩压室出口压力进行控制是必要的，否则会破坏引射器的正常、稳定运行。因此建议最大工作流体质量流量的设计值不应小于 $0.21$ g·s⁻¹。

4 结　论

工作流体质量流量 $G_{\rm{p}} $ 对于氢循环引射器的工作效率影响最大。改变 $G_{\rm{p}} $ ，经过多次模拟后发现，为了使氢气引射器怠速工况下不失效，引射器前端 $p_{\rm{p}} $ 要大于等于1.05 MPa。 $G_{\rm{p}} $ 过高时，引射器无法满足燃料电池汽车供氢全工况运行； $G_{\rm{p}} $ 过低时，也会由于射器出口扩压段产生强烈的激波降低引射器效率，甚至流速在引射器出口达到超音速。只有适当选取 $G_{\rm{p}} $ 才能使引射器在全工况范围内保持最佳的工作效率。因此，建议 $G_{\rm{p}} $ 在0.21～0.23 g·s⁻¹范围内最佳。