不同气体扩散层和催化层厚度及界面热接触电阻条件下竹节形流场质子交换膜燃料电池性能研究

《International Journal of Heat and Mass Transfer》：Investigation on the performance of proton exchange membrane fuel cells with bamboo-shaped flow fields under various gas diffusion layer, catalyst layer thicknesses and interfacial thermal contact resistances

　　

摘要

质子交换膜燃料电池（PEMFCs）中气体扩散层–催化层（GDL–CL）界面的热接触热阻（TCR）显著影响传热、水分分布和电化学性能。然而，以往的研究主要集中在与双极板相关的界面，而GDL–CL界面热接触热阻、电极结构以及先进流场构型的耦合作用仍然不清楚。本研究建立了一个带有竹节形（BS）阴极流场的PEMFC三维两相非等温计算流体力学（CFD）模型，以研究GDL–CL热接触热阻、GDL厚度和催化层（CL）厚度对电堆性能的影响。结果表明，BS流场增强了氧气传输、液态水排出和传热，在零热接触热阻条件下相比平行流场提高了最大功率密度2.81%，在高热接触热阻条件下提高了3.97%。此外，在所研究的GDL厚度范围0.1–0.3 mm内，优选构型从低热接触热阻条件下的0.2 mm转变为高热接触热阻条件下的0.1 mm。将CL厚度从0.01 mm增加到0.03 mm可在所研究范围内提高电堆性能和对热接触热阻的耐受能力。这些发现阐明了界面热阻、流场结构和电极设计之间的耦合关系，为实现PEMFC性能的改进提供了指导。

1. 引言

质子交换膜燃料电池（PEMFCs）作为将氢的化学能自发地转化为电输出的一种高效电化学能量转换单元，在持续向清洁和低碳能源系统演进的全球趋势中获得了广泛的认可[1, 2, 3]。凭借接近零污染物排放、卓越的能量转换效率、快速启动能力和灵活的动力适应性[4, 5]，PEMFCs在开创性交通运输、分布式发电和应急备用电源应用中表现出巨大的可行性[6, 7]。通过膜内的质子传导和电极处的电化学反应，PEMFCs实现了清洁高效的能量转换，仅产生水和热作为副产品[8, 9, 10, 11]。此外，与风能和太阳能等可再生能源的不可靠性不同，PEMFCs能够提供稳定和连续的电力输出，使其成为解决未来能源和环境挑战的有前景的技术[12, 13, 14, 15, 16, 17]。PEMFCs的性能受多种结构和运行参数控制，包括流场构型、气体扩散层（GDL）厚度、催化层（CL）厚度以及组件界面处的热接触热阻（TCR）。理解这些参数的耦合影响对于提高PEMFC的性能和耐久性至关重要。

GDL在调节膜电极组件（MEAs）内的氧气传输、液态水排出和热传导方面发挥着至关重要的作用。Cao等人[18]使用四项傅里叶级数拟合模型研究了GDL压缩比和厚度的影响，并确定了0.20–0.25 mm的最优GDL厚度范围。Jeng等人[19]证明，增加GDL厚度会增强低孔隙率条件下的传输阻力，而适当的厚度可以改善高孔隙率结构中的反应物分布。Xia等人[20]进一步报道，适度的GDL厚度可以改善肋条下方的氧气传输，而过大的厚度会增加扩散和电阻抗。Liu等人[21]揭示，优选的GDL厚度取决于运行湿度和通道/肋条几何形状，表明GDL优化与传输条件强耦合。同样，CL厚度显著影响催化剂利用率、反应动力学、氧气传输和本地热产生。Xia等人[22]使用三维非等温模型确定了PEMFC运行适用的CL厚度范围，而Huang等人[23]通过遗传算法优化了CL厚度。Sassin等人[24]发现，过大的CL厚度会增加传质阻力，并建议在催化剂利用率和水分管理之间取得平衡。这些研究表明，GDL和CL厚度都必须仔细控制，以实现有利的电化学和传输特性。除电极结构外，界面热接触热阻（TCR）最近也被认为是影响PEMFC热行为的一个重要因素。TCR决定了相邻组件之间的传热能力，并影响温度分布、膜水合状态和电化学性能。以往的研究主要集中在双极板（BP）–GDL界面。Binyamin等人[25]报道，BP–GDL热接触热阻影响电极温度分布和电流密度均匀性。Ma等人[26]证明，BP–GDL热接触热阻影响面内传热、膜水合和欧姆损失。Cao等人[27]进一步表明，忽略热接触热阻会导致内部温度分布预测不准确。然而，GDL–CL界面的热传输行为却得到较少关注。Shang等人[28]揭示，GDL–CL热接触热阻可能比BP–GDL热接触热阻更有影响力，因为它直接影响反应区域的热量散发，在不利条件下导致局部温度升高和膜脱水。尽管如此，GDL–CL热接触热阻的影响很少与电极结构参数一起进行研究。

在实际PEMFC运行中，GDL和CL并非独立工作，而是形成一个集成的传输–反应单元。GDL厚度的变化改变氧气扩散路径、水分排出能力和热传导阻力[29]，而CL厚度则影响反应热产生、活性反应面积和局部温度梯度[30]。因此，GDL–CL界面热接触热阻可能与电极结构强烈相互作用，并改变传质、传热、水分管理和电化学反应之间的平衡。然而，以往的研究通常单独研究热接触热阻、GDL厚度和CL厚度，这些因素之间的耦合效应尚未得到充分理解。特别是，GDL–CL热接触热阻在不同热传输条件下对优选GDL厚度和CL厚度的影响尚未得到系统阐明。Zhang等人[31]研究了膜电极组件（MEA）变形和界面热阻对PEMFC性能的耦合效应，强调了机械–热交互在调节传输行为中的重要性。Zhao等人[32]进一步考察了倾斜翅片通道、BP–GDL界面特性和GDL孔隙率之间的相互作用，证明了流场结构和电极属性对电堆性能的耦合影响。Zhang等人[33]使用常规流场探索了热接触热阻和GDL厚度在不同压差下对PEMFC运行的综合影响，揭示了结构参数在确定热和传输特性中的重要作用。同时，先进流场设计为在热约束下调节传输行为提供了另一种潜在途径。竹节形（BS）流场因其周期性的收缩–扩张几何形状而受到越来越多的关注，它能够增强流动扰动、改善反应物分布、促进液态水排出并加强对流传热[34]。然而，BS流场增强的传输特性是否能够减轻GDL–CL热接触热阻增加引起的性能下降仍然不清楚。理解这种相互作用对于开发具有更好界面热限制耐受能力的PEMFC设计至关重要。

因此，本研究建立了一个带有BS阴极流场的PEMFC三维两相非等温CFD模型，以研究GDL–CL热接触热阻、GDL厚度和CL厚度的耦合效应。主要目标如下：

(1) 量化GDL–CL界面热接触热阻对PEMFC热特性、传质特性和电化学特性的影响；
(2) 揭示热接触热阻如何改变所研究范围内的优选GDL厚度；
(3) 评估BS流场相比传统平行流场在减轻热接触热阻引起的性能损失方面的能力；
(4) 阐明流场结构、电极厚度、传热、氧气传输和水分管理之间的耦合机制。

研究结果提供了PEMFC中结构–热交互的新物理见解，并为设计具有更好热管理能力的燃料电池提供了指导。

2. 模型描述

2.1 几何模型

图1展示了PEMFC模型的计算域和网格配置。该模型由九个子域组成，包括两个双极板（BPs）、两个气体通道（GCs）、两个气体扩散层（GDLs）、两个催化层（CLs）和一个质子交换膜（MEM）。阳极侧采用平行流场，而阴极侧采用竹节形（BS）流场。为了清晰展示BS流场的几何特征，图1(a)中的双极板被渲染为透明，而在图1(b)中被省略。

图1. 带有竹节形流场的PEMFC的(a)计算域和(b)网格示意图。

PEMFC组件的几何参数总结在表1中，BS流场的主要结构参数列在表2中。为了简化数值分析并降低计算成本，采用以下假设：

表1. PEMFC各部件采用的几何尺寸。
| 参数 | 数值 |
|------|------|
| 通道长度（mm） | 30 |
| 通道宽度（mm） | 1 |
| 通道深度（mm） | 1 |
| 肋条宽度（mm） | 1 |
| PEM厚度（mm） | 0.05 |
| 活性面积（mm2） | 60 |
| 电流收集器宽度（mm） | 2 |

表2. 竹节形流场的尺寸规格。
| 参数 | 数值 |
|------|------|
| 竹节长度（mm） | 1 |
| 竹节宽度（mm） | 0.3 |
| 竹节数量 | 3 |

(1) 认为PEMFC在稳态条件下运行。
(2) 域内的每种气体物种均模拟为理想气体。
(3) 气体通道、GDLs和CLs中均假设为层流流动。
(4) GDLs、CLs和膜被假设为均质各向同性多孔介质。
(5) 假设膜对反应物气体不可渗透。

在实际制造过程中，增加催化层（CL）厚度可能伴随着催化剂负载量的增加，这使得难以将CL厚度的固有效应与额外催化剂量的效应区分开来。为了隔离CL结构厚度的影响，本研究在所有研究的CL厚度情况下假设催化剂负载量保持不变。因此，CL厚度的变化代表多孔催化层结构几何厚度的变化，这影响反应物传输路径、局部反应分布、水分管理和热传输特性，而非总催化剂量的增加。

2.2 控制方程

质量、动量、物种、能量、电荷和液态水传输的守恒方程构成了数值模型的核心数学表述，公式如下：

2.2.1 质量守恒方程

(1) ??(ερ**u**→)=S_m

其中ε和ρ分别表示孔隙率和流体密度，**u**→表示流体速度向量，S_m作为质量源项。

2.2.2 动量守恒方程

(2) ??(ερ**u**→**u**→)=?ε?p+??(εμ?**u**→)+S_p

其中**u**→**u**→表示速度的二重积，ερ**u**→**u**→是多孔介质中的动量通量张量，p对应压力，μ表示动力粘度，S_p为动量源项。

2.2.3 物种传输方程

(3) ??(**u**→C_i)=??(D_{i,eff}?C_i)+S_i

其中C_i是物种i的浓度，D_{i,eff}是物种i的有效扩散系数，S_i是物种i的源项。

2.2.4 能量守恒方程

(4) ??(ε(1?s)ρc_p**u**→T)+??(εsρ_l c_{p,l}**u**_l→T)=??(k_{eff}?T)+S_Q

其中s是液相饱和度，c_p是定压比热容，ρ_l、c_{p,l}和**u**_l→分别表示液相密度、液相定压比热容和液相速度向量，k_{eff}是有效热导率，S_Q是热源项。

2.2.5 电荷守恒方程

(5) ??(σ_s?Φ_s)+j_s=0

(6) ??(σ_m?Φ_m)+j_m=0

其中σ_s和σ_m分别是固相电子电导率和膜相质子电导率，Φ_s和Φ_m分别表示固相电位和膜相电位，j_s和j_m分别是电子电流源项和质子电流源项。公式(5)是固相（电子相）的电荷守恒方程，而公式(6)对应膜相（质子相）。在CL中，电化学反应同时产生电子和质子，导致j_s和j_m大小相等但符号相反。

2.2.6 液态水传输方程

(7) ??(ρ_l**u**_l→s)=r_w

其中r_w是液态水的冷凝速率。

当两个接触的表面上未完全粘合时，界面处不可避免地存在微观间隙，这些间隙中填充有空气。由于空气的热导率远低于接触的固体材料，在施加温度差的条件下，热量跨越界面传输时会发生温度下降。由此温度下降引起的热阻定义为热接触热阻（TCR）。在PEMFC的各种界面热接触热阻中，GDL–CL界面的热接触热阻尤为关键，因为它直接影响CL的热量散发，从而影响膜电极组件（MEA）内的温度分布、电化学反应动力学和膜水合状态[35, 36]。由于PEMFCs的运行温度低于500 K，可以忽略热辐射效应。此外，由于两个未完全接触的表面之间的间隙距离通常小于10 μm，界面间隙中的自然对流也被认为是可忽略的。因此，界面传热系数h仅由微观接触热导h_c和间隙热导h_g的综合贡献决定。

对应的计算公式如下[28]：

(8) hc = 1.25·k_contact·masp/(σ_asp·(p/Hc)^0.95)

(9) hg = kg_ap·gap + mg·ap

其中k_contact为接触材料的固有热导率，masp为表面形貌的均方根（RMS）斜率，表征界面表面的粗糙度，σ_asp为表面形貌的均方根粗糙度，表示表面波纹的幅度。p表示装配压力，Hc为界面的特征接触硬度。kg_ap为间隙内气体的热导率，Y_gap为间隙的平均厚度，计算式为Y_gap = 1.53·σ·(p/Hc)^(-0.097)，mg_ap为间隙的地形修正因子。为了研究不同GDL和CL厚度配置下TCR的影响，在GDL-CL界面处施加了四种等效TCR厚度（0、1、2和3 μm）。Shang等人[28]提出了一种计算不同表面粗糙度条件下TCR的分析方法。该方法基于式(8)和(9)，由接触力学和传热理论推导而来。利用该模型，他们计算了对应于1、2和3 μm表面粗糙度水平的TCR值。预测结果与Nitta等人[37]报道的实验测量值吻合良好。因此，本研究采用了Shang等人提出的方法来评估气体扩散层和催化层之间的界面热接触电阻。相关参数汇总于表3。

**表3. GDL与CL之间的TCR**

1 μm (K·m2·W?1)：2.07×10??
2 μm (K·m2·W?1)：4.37×10??
3 μm (K·m2·W?1)：6.48×10??

在Fluent模拟中，通过热接触电阻边界条件将这些计算得到的热接触电阻值施加到GDL-CL界面上。界面间的传热由相邻GDL和CL表面的温度差以及分配的界面热阻决定。因此，通过向GDL-CL界面分配不同的热阻值来模拟不同的TCR情况。

### 2.3 边界条件

CFD模拟中采用的关键参数汇总于表4。在阳极和阴极入口处均设置了质量流量入口边界条件，而在相应的出口处设置了压力出口边界条件。数值模型中指定的具体操作和材料参数汇总于表5。

**表4. PEMFC模拟中采用的关键物理系数**

气体H?的基准扩散系数，D_H2,0：m2·s?1，1.1×10??

气体O?的基准扩散系数，D_O2,0：m2·s?1，3.2×10??

水蒸气的基准扩散系数，D_H2O,0：m2·s?1，7.35×10??

孔阻塞效应指数，rs：-2.5

压力/温度指数因子，γp，γt：1.0/1.5

阳极/阴极参考浓度，C_H2,ref，C_O2,ref：kmol·m?3，0.04

阳极/阴极传递系数，α_anode/α_cathode：1.0/1.25

法拉第常数，F：kmol?1，9.65×10?

理想气体常数，R：J·mol?1·K?1，8.314

阳极/阴极基准交换电流密度，j_an,ref/j_cat,ref：A·m?2，10000/0.5

GDLs、CLs的渗透率，K_GDL，K_CL：m2，1×10?12/1×10?12

MEM的等效重量，EW：kg·mol?1，1.1

GDLs、CLs、MEM的热导率，k_GDL，k_CL，k_MEM：W·m?1·K?1，1.6、8、0.67

GDLs、CLs、MEM的热容，Cp,GDL，Cp,CL，Cp,MEM：J·kg?1·K?1，710、710、2000

GDLs、CLs、MEM的电导率，σ_GDL，σ_CL，σ_MEM：Ω?1·m?1，5000、1000、1.23

GDLs、CLs的接触角，θ_GDL，θ_CL：deg，135、135

开路电池电压，V_OCV：1.0

**表5. 数值模拟的边界和操作参数**

空电池

阳极侧：

流体入口温度：℃，80

进气相对湿度：-，1

基准运行电流密度：A·cm?2，1

通道入口处质量流量：kg·s?1，4.65×10??

氢气化学计量比：-，2

阴极侧：

流体入口温度：℃，80

进气相对湿度：-，1

通道入口处质量流量：kg·s?1，1.10×10??

氧气化学计量比：-，30

出口：

出口背压：atm，1.97

循环出口流体温度：℃，80

### 2.4 模型验证

为测试网格敏感性，在0.4 V条件下、GDL厚度0.1 mm、CL厚度0.02 mm的不同节点密度下评估了数值输出（图2）。当网格单元数从152,100增加到447,000时，预测电流密度增加了6.46%。进一步细化至811,800个单元后，电流密度仅增加了0.19%，表明数值解已基本收敛。为在计算精度和效率之间取得最佳平衡，采用由447,000个单元组成的网格配置进行所有后续模拟。图3通过将模拟极化特性与文献[38]中的实验记录直接对比来验证模拟。数值和实验结果表现出高度一致性，最大偏差为3.6%。如此高的一致性充分验证了本模型在捕捉所研究工况下PEMFC性能方面具有足够的可靠性。

图2. 网格独立性测试

图3. 模拟结果与实验数据的对比

对于温度场预测，预测的温度变化趋势与以往研究报道的[39]一致。在PEMFC运行过程中，与电化学反应相关的持续热量产生，加上沿气体流动方向逐渐受限的散热能力，导致从入口到出口区域温度逐步升高[32]。随着界面热阻的增加，预测的温度演化遵循预期的物理机制，较高的热阻抑制了界面间的传热，从而增强了局部热积聚，导致温度升高[28]。以往研究表明，包含耦合热量和质量传递方程的非等温PEMFC模型能够有效捕捉膜电极组件（MEA）内部的温度分布和变化特征。由于多孔电极内部局部温度场的直接测量在实验上仍具挑战性，本研究中获得的热特性基于已建立的非等温PEMFC建模框架进行评估。此外，本模型采用了与以往研究一致的能源守恒方程和温度相关传递机制，这进一步支持了预测温度场的物理可靠性。

对于两相输运预测，预测的液态水分布特征总体上与以往PEMFC研究中报道的输运行为一致。在运行过程中，由于相对较弱的气体剪切效应，液态水倾向于在低速区域积聚，如肋条下方区域，而靠近流道的增强对流输运促进了液态水的迁移和排出[32]。这些预测趋势与以往的实验观察和数值研究吻合良好，表明本研究中采用的液态水输运模型能够合理地描述氧气输运、液态水分布和电化学性能之间的耦合相互作用。此外，膜含水量的预测变化趋势也与以往的PEMFC研究[28]一致。由于运行条件下多孔电极内的液态水饱和度和局部水分分布难以通过实验直接表征，两相输运预测的定量验证仍然具有挑战性。然而，本模型成功捕捉了不同输运条件下液态水重新分布和膜水合变化的主要趋势，这为进一步增强了对预测两相输运行为可靠性的信心。

需要注意的是，在实际PEMFC运行中，界面热接触电阻（TCR）并非完全独立的参数。决定GDL-CL接触条件的装配压缩压力可以同时改变电极组件的多孔结构和输运性质。具体而言，压缩引起的变形可能改变GDL和CL的孔隙率、渗透率、有效扩散系数以及电/热导率，这可以进一步影响反应物输运、水分排出、热传导和电化学性能。在本研究中，TCR被独立变化以隔离其对传热行为的具体影响，并澄清界面热阻、电极厚度和流场配置之间的耦合机制。假设GDL和CL在不同TCR条件下保持恒定的多孔介质性质，而界面传热特性通过热接触电阻边界条件进行修改。这种方法使得能够直接评估GDL-CL界面热阻的作用，而不受其他压缩相关参数同时变化的干扰。

尽管如此，这一假设是对实际PEMFC运行的简化。在实际电池组装中，TCR的变化伴随着电极变形和输运性质的变化，这可能会放大或减弱由热阻引起的性能变化。因此，未来的研究应建立耦合热-力学-电化学模型，包含压缩依赖的孔隙率、渗透率、电导率和实验测量的压缩-TCR关系，以在现实组装条件下提供更全面的PEMFC行为预测。

### 3. 结果与讨论

通过数值模拟系统分析了气体扩散层（GDL）厚度、催化层（CL）厚度和GDL-CL界面热接触电阻（TCR）的耦合效应。模拟对象为配备竹节形（BS）阴极流场的PEMFC。首先，在不同TCR条件下比较了BS和平行流场的电化学性能、氧气输运行为、水分管理特性和温度分布。随后，在各种TCR水平下系统评估了GDL和CL厚度对极化行为、氧气浓度分布、氧气输运阻力、液态水饱和度、膜水合和温度特性的影响。特别关注了结构参数与界面热阻之间的相互作用，旨在澄清控制质量输运、传热、水分管理和PEMFC整体性能的潜在机制。

### 3.1 竹节形流场在不同TCR条件下对PEMFC性能的影响

图4(a)对比了零TCR条件下BS和平行流场的极化和功率密度性能。在高电压区域（0.6–1.0 V），两种配置的电化学性能几乎相同，因为活化极化和欧姆极化主导了电池行为，而流场几何对反应物输运的影响仍然有限。在这些工况下，氧气需求相对较低，产生的水分不足以引起显著的输运限制，使两种流场都能提供充足的反应物供应。随着电池电压呈下降趋势，两种配置对应的电流密度均呈单调增加。然而，BS流场表现出明显更陡峭的上升趋势，特别是在以质量输运限制为主的低电压条件下。在匹配电压下，BS设计产生更优的电流密度，且性能差距在较低电势下进一步扩大。在0.4–0.6 V范围内，功率密度随电压下降呈抛物线趋势。达到最大功率输出后，平行流场的功率密度下降更快，而BS流场保持优越性能。由于BS流场固有的周期性收敛-发散结构驱动，与平行流场相比，在0.4 V处捕捉到约2.81%的功率密度提升。局部气体加速增强了对流质量输运以提升氧气向CL的输运，从而减轻了浓度极化。同时，增强的流动扰动促进了流道和多孔电极中液态水的排出，减少了水淹，保留了更大的电化学活性面积。因此，在严重的大电流密度运行条件下，BS流场展现出的竞争优势变得更加显著。

图4. 不同TCR值下PEMFC的竹节形和平行流场极化及功率密度曲线：(a)–(d)分别对应TCR = 0 μm、1 μm、2 μm和3 μm。

图4(b)–(d)汇总了两种流场配置在依次GDL-CL TCR值1、2和3 μm下的极化和功率密度曲线以供比较。与零TCR情况类似，两种流场的性能差异在中高电压区域仍然可以忽略不计，表明当电流密度相对较低时界面热阻的影响有限。然而，当电池运行至低于0.6 V时，TCR和流场几何的联合效应变得越来越显著，导致两种配置之间的性能差异逐渐增大。BS流场提供的最大功率密度提升从零TCR下的2.81%增加到TCR值为1、2和3 μm时的3.54%、3.95%和3.97%。这些结果表明，BS流场的性能优势随着界面热阻的增加变得更加明显。其潜在机制与热输运和流场结构的耦合影响有关。在大电流密度下，较高的TCR限制了向GDL的传热，导致CL内局部热积聚。由此引起的温度升高加速了膜脱水，增加了质子输运阻力，并加剧了欧姆极化。此外，增强的温度梯度促进了水分分布不均匀并加剧了局部质量输运限制，进一步恶化了浓度极化。相比之下，BS流场通过其周期性收敛-发散几何同时增强了传热和反应物输运。增强的流动扰动抑制了局部热点的形成，改善了温度均匀性，并促进了更有效的水分排出。因此，BS流场比平行流场更有效地缓解了TCR增加引起的不利影响，随着界面热阻的增加导致性能提升逐渐增大。

总体而言，竹节形（BS）流场在耦合传热传质过程中表现出更优的适应性，尤其是在界面热阻较大的条件下，展现出改善质子交换膜燃料电池（PEMFC）在实际运行环境中性能的潜力。

图5(a)展示了在不同GDL–CL界面热接触电阻（TCR）条件下，BS流场和平行流场在阴极GDL–CL界面的氧摩尔浓度分布。在平行流场中，氧沿流动方向呈持续下降趋势，较高氧浓度集中在通道中心下方，而壁面附近氧浓度较低。随着TCR从0增加到3 μm，催化层散热逐渐受阻，局部温度升高，氧扩散性增强。因此，GDL–CL界面的平均氧浓度略有增加。然而，这种由温度引起的改善伴随着浓度均匀性的恶化。氧浓度的增加在通道中心区域比壁面附近更为显著，导致空间异质性增大，并加剧了由边界层发展引起的传质限制。因此，高温引起的氧扩散增强无法从根本上克服平行流场固有的传质限制。

相比之下，BS流场由于其收缩–扩张几何结构，表现出周期性再分布的氧浓度模式。在扩张区域，高浓度氧区域向壁面延伸，而缺氧区域与平行流场相比显著减少。在收缩区域，流动截面减小导致气流速度加快，剪切诱导混合增强，促进氧气横向向催化层传输。尽管在某些竹节附近仍可能存在局部低氧浓度区域，但这些区域主要源于局部氧消耗加剧和流动重新分布，而非整体反应物供应不足。更重要的是，竹节附近产生的强烈局部流动扰动增强了周围高浓度区域对缺氧区域的氧补充，防止了持续缺氧区域的形成。因此，局部氧消耗的存在并不与整体电池性能提升相矛盾，而是反映了BS流场增强的反应物再分配能力。

图5(b)和图5(c)分别比较了零TCR条件下两种流场在阴极通道下方及GDL–CL界面沿程的氧摩尔浓度分布。对于平行流场，氧浓度沿流动方向单调递减，下游区域由于持续的电化学反应消耗，氧耗竭现象更为明显。虽然增加TCR可通过温度增强的扩散效应略微提高局部氧浓度，但整体氧分布仍不均匀，特别是在通道出口和壁面区域。相比之下，BS流场沿流动方向表现出周期性的氧恢复行为。在每个竹节之后，由于对流增强和横向混合，氧浓度快速恢复。在流动收缩过程中，气流速度增加和剪切效应增强促进了氧从通道核心向低氧浓度区域的传输，从而补偿了局部耗竭。随着TCR的增加，BS流场保持更高的平均氧浓度，同时减小了浓度波动，表明在热受限条件下氧分布均匀性有所改善。这表明BS流场的主要优势不在于完全消除局部氧耗竭，而在于增强催化层整体的氧再分配和反应物可及性。因此，BS流场有效抑制了大规模氧饥饿现象，改善了反应均匀性，缓解了GDL–CL TCR升高引起的性能退化。

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图5. 不同TCR值下竹节形流场和平行流场的氧摩尔浓度分布：(a) 阴极GDL–CL界面处；(b) 不同流场阴极通道下方区域；(c) 阴极GDL–CL界面通道下方。

图6(a)描绘了流场几何结构和界面TCR如何共同塑造阴极GDL–CL边界的空间水饱和度特征。图6(b)内标注了平行流场和BS流场的特征速度轮廓。在平行通道中，均匀流动产生的微弱气体剪切力无法有效清除多孔电极和通道壁上的液态水，导致水积聚更为明显，从而加剧了浓度极化。随着TCR的增加，催化层散热逐渐受限，局部温度升高。较高的温度促进了液态水蒸发，部分缓解了淹水现象。然而，随之而来的温度不均匀性也导致电极内水分分布异质性增加。因此，尽管液态水总饱和度略有降低，但局部水积聚和干燥区域的分布更加明显。

相比之下，BS流场由于其周期性收敛–扩张结构，表现出显著改善的水分管理特性。在流动收缩过程中，截面面积减小导致气流加速，产生更强的局部剪切力，促进液态水从GDL孔隙中脱附并将其输送至主流通通道。在扩张段，局部回流增强了流动混合，改变了液态水传输路径，从而抑制了水积聚并防止液滴持续附着。因此，液态水在整个电极中得以更有效地再分配和排出。虽然增加TCR倾向于增加局部淹水和水分分布不均的风险，但BS流场通过增强排水能力有效缓解了这些不利影响。因此，在所有研究的TCR条件下，BS流场均实现了比平行流场更低的液态水饱和度和更均匀的水分分布，展现出优越的水分管理性能。

图6(c)比较了两种流场构型在不同GDL–CL界面TCR值下的膜含水量。随着TCR从0增加到3 μm，两种流场构型的膜含水量均呈现持续下降趋势。具体而言，对于BS流场，当TCR依次从0增至1 μm、从1 μm增至2 μm、以及从2 μm增至3 μm时，膜含水量分别下降了7.43%、7.59%和6.95%。类似地，在平行流场下，膜含水量在相应的TCR递增量下分别下降了8.14%、7.95%和6.81%。这些定量结果表明，增加界面热阻会持续加剧膜脱水，尽管脱水程度因流场构型而异。这一现象主要归因于TCR增加导致界面传热恶化，促进了局部热量积聚并抬升了膜电极组件内的温度。温度升高加速了水分蒸发并增强了跨膜水传输，从而加剧了水分分布的空间不均匀性，降低了膜的整体水合水平。膜含水量下降增加了质子传输阻力，加剧了欧姆极化，最终导致性能退化。尽管如此，在整个研究的TCR范围内，BS流场始终保持着比平行流场更高的膜水合水平。例如，在TCR为2 μm时，平行流场的膜含水量比BS流场低约5.36%。这一优势可归因于周期性收敛–扩张结构引起的增强传输特性。局部流动加速和加强的流动扰动改善了流通通道和多孔电极内的水分再分配，同时增强的对流传热缓解了过度温度积聚。因此，BS流场有效缓解了界面热阻升高引起的膜脱水，使其在高TCR条件下仍能维持更有利的膜水合水平和质子导电性。

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图6. 不同TCR条件下竹节形流场和平行流场的水分管理与流速特性：(a) 阴极GDL–CL界面液态水饱和度；(b) 阴极通道速度分布；(c) 膜含水量。

图7(a)详细说明了流场几何结构和TCR条件如何共同调控阴极GDL–CL界面的温度分布。在平行流场中，气体主要进行稳态轴向流动，导致对流换热相对较弱，局部传热系数的空间变化有限。随着TCR增加，催化层向GDL的散热变得越来越受限，高温区域不断扩展，峰值温度逐步升高。由此产生的热量积聚促进了膜脱水并降低了质子电导率，从而对电池性能产生不利影响。

相比之下，BS流场由于其周期性收敛–扩张几何结构，表现出显著增强的热管理特性。在收缩段，流动面积减小导致气流加速，局部传热系数增大，能够更高效地移除催化层内产生的反应热。在扩张段，局部回流增强了流体混合，促进了通道核心与相邻区域之间的热交换。因此，周期性流动调制持续破坏热边界层发展，改善了整个流通通道中的散热效果。结果表明，BS流场成功防止了局部热点的形成，确保了GDL–CL界面更为均衡的温度分布。改善的温度均匀性有利于维持膜水合水平并缓解因局部温度过高引起的性能退化。

图7(b)对比了两种设计在GDL–CL边界通道底部的温度分布。在平行通道中，温度沿下游方向单调攀升，且在较高TCR下热梯度更加显著。这一行为表明，界面传热恶化导致了渐进的热量积聚。相比之下，BS流场沿通道方向表现出特征性的周期性温度波动，同时保持了始终较低的整体温度水平。更重要的是，TCR升高引起的温度增幅远小于平行流场的情况。周期性收敛–扩张结构产生的交替加热–冷却效应中断了直通道特有的持续热量积聚过程，有效限制了下游温度的增长。例如，在TCR为3 μm时，平行流场下游温度接近373 K，而BS流场仍保持在372 K以下。这一结果表明，BS几何结构诱导的周期性流动扰动有效抑制了过度温度升高，降低了局部热点形成的可能性。

总体而言，增加界面热阻会促进电池内部热量积聚和温度不均匀性。然而，BS流场通过周期性流动加速和混合效应显著增强了散热能力和温度均匀性。因此，在高TCR条件下其热管理优势日益显著，这也解释了相对于平行流场逐步增大的性能提升。

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图7. 不同TCR值下竹节形流场和平行流场的温度分布：(a) 阴极GDL–CL界面处；(b) GDL–CL界面阴极通道下方。

尽管BS流场可通过增强流动扰动来改善反应物传输、排水和热管理，但相应的液压代价也应予以评估。因此，在相同运行条件下对比了竹节形（BS）流场和平行流场的泵送功率消耗。泵送功率的计算公式如下[40]：

(10) $P_{\text{pump}} = u_{\text{in}} A_{\text{in}} \Delta p$

其中$u_{\text{in}}$为入口速度，$A_{\text{in}}$为阴极入口面积，$\Delta p$表示入口与出口之间的压差。

如图8所示，随着电流密度增加，两种流场的泵送功率均逐渐上升，这是由于在高运行负载下反应物供应需求增强所致。在整个研究的电流密度范围内，BS流场的泵送功率始终高于平行流场。具体而言，BS流场的泵送功率从约0.0065 W增加到0.0069 W，而平行流场的泵送功率则相对平稳，维持在约0.0012–0.0013 W。BS流场较高的液压损失主要来源于其周期性变化的通道几何结构。收缩–扩张结构加速了气流，诱导了更强的局部压力波动，并促进了流动混合。这些效应有助于增强氧传输和改善排水能力，但同时增加了流动阻力。尽管BS流场需要额外的泵送功率，但其绝对增幅相对较小。竹节形流场的最大泵送功率消耗约为0.0069 W，仅占燃料电池电功率输出的一小部分（约1%）。因此，与电化学性能的提升相比，BS结构引入的液压代价是可以接受的。

这些结果表明，BS流场在增强的输运能力与增加的液压阻力之间实现了良好平衡。

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图8. 竹节形流场与平行流场的液压性能比较。

**3.2 GDL厚度对不同TCR条件下PEMFC性能的影响**

在固定CL厚度为0.02 mm的条件下，研究了在四种TCR条件（0、1、2和3 μm）下GDL厚度对PEMFC性能的影响。考虑了三种GDL厚度（0.1、0.2和0.3 mm），以阐明多孔电极结构与界面热阻的耦合作用。相应的极化和功率密度曲线如图9(a)–(d)所示。如图9(a)所示，当GDL–CL界面不存在TCR时，0.2 mm GDL在整个工作范围内表现出最佳的电化学性能，而0.3 mm GDL的电流密度和功率密度最低。与较薄的GDL相比，0.2 mm配置在氧气传输、液态水管理和反应物分布之间提供了更有利的平衡，从而实现了优越的整体性能。相比之下，较厚的0.3 mm GDL增加了扩散阻力，阻碍了反应物传输，导致在高电流密度下性能下降更为显著。当TCR增加到1 μm时，GDL–CL界面出现轻微的热阻。虽然整体性能略有下降，但三种GDL配置的相对排名保持不变，0.2 mm GDL仍然表现出最高的功率输出。然而，0.1 mm和0.2 mm GDL之间的性能差异变得小于零TCR条件下的情况，表明热传输的影响逐渐增大。随着TCR进一步增加到2 μm，界面散热恶化变得更加显著。在这些条件下，热管理在决定电堆性能中发挥着越来越重要的作用。因此，0.2 mm GDL的优势大幅削弱，其极化曲线趋近于0.1 mm GDL。在0.4 V时，0.1 mm配置的电流密度甚至略高于0.2 mm的情况。与此同时，由于高负载运行下浓差极化加剧，0.3 mm GDL的性能惩罚变得越来越严重。在TCR为3 μm时，局部热量积聚和温度不均匀性成为影响电堆性能的主导因素。在所研究的GDL厚度范围（0.1–0.3 mm）内，0.1 mm GDL在如此严峻的热约束条件下表现出最高的性能，并持续优于0.2 mm GDL。较薄GDL的优越性在低电压区域尤为明显，因为该区域产热最高，热传输限制最为突出。随着TCR增加，优选GDL厚度在评估配置中的变化反映了质量传输与热传输机制之间的竞争。在零TCR或低TCR条件下，界面热传输相对不受限制，电堆性能主要由氧气扩散和液态水排出决定。在此条件下，0.2 mm GDL在反应物传输、水分保持和排水能力之间提供了最有利于整体的平衡，从而实现了最高的整体性能。然而，随着TCR增加，CL中的散热越来越受限，局部热量积聚逐渐主导电堆响应。因此，热传导能力变得比质量传输性能更为重要。由于其较短的热传导路径和较低的热阻，0.1 mm GDL促进了更高效的热量移除，并抑制了膜电极组件内的温度升高。因此，在高TCR条件下，其表现出较低的欧姆损耗，并最终超过了0.2 mm GDL。

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图9. 不同GDL厚度下的极化和功率密度曲线：(a)–(d)分别对应TCR = 0 μm、1 μm、2 μm和3 μm。

GDL厚度（0.1、0.2和0.3 mm）与TCR值（0、1、2和3 μm）耦合对GDL–CL界面氧气摩尔浓度分布的影响如图10(a)所示。在所有研究的TCR条件下均观察到相似的分布特征。0.1 mm GDL在流道下方表现出最高的氧气浓度；然而，在肋条下方的氧气耗竭也最为显著，导致明显的空间不均匀性。将GDL厚度增加到0.2 mm略微降低了流道区域的氧气浓度，但显著改善了肋条下方的氧气供应，从而增强了整体分布均匀性。相比之下，0.3 mm GDL在整个界面处表现出相对较低的氧气浓度，因为较长的扩散路径限制了氧气从流道向CL的传输，导致在高电流密度条件下反应物供应不足。

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图10. 不同TCR和GDL厚度下阴极GDL–CL界面氧气特性比较：(a) 氧气摩尔浓度；(b) 氧气传输阻力；(c) 流道下方氧气摩尔浓度。

为了进一步探究不同电极厚度的PEMFC在不同热接触阻力条件下性能差异的潜在机制，分析了阴极GDL–CL界面的氧气传输阻力。氧气传输阻力（$R_T$）定义如下[41]：

(11) $R_T = \frac{\Delta C_{O_2}}{N_{O_2}/A_{active}}$

其中 $\Delta C_{O_2}$ 表示阴极GDL沿平面方向的氧气浓度差，$N_{O_2}$ 表示氧气总摩尔传输速率，$A_{active}$ 表示活性反应面积。根据法拉第定律，与电化学反应相关的总氧气消耗速率可计算为：

(12) $N_{O_2} = \frac{I}{4F}$

其中 $I$ 表示燃料电池的工作电流，$F$ 为法拉第常数。因此，氧气传输阻力可进一步表示为：

(13) $R_T = \frac{4F \cdot \Delta C_{O_2}}{i}$

图10(b)比较了不同TCR和GDL厚度组合下的氧气传输阻力。氧气传输阻力通常随GDL厚度增加而降低。虽然0.1 mm GDL提供了最短的氧气扩散路径，但其有限的孔隙体积和相对较弱的水缓冲能力使其更容易受到TCR增加引起的热扰动影响。具体而言，对于0.1 mm GDL，当TCR分别从0增加到1 μm、从1增加到2 μm、从2增加到3 μm时，氧气传输阻力分别增加了1.51%、1.39%和1.33%。这种逐步增加表明薄GDL对界面阻力相关的热效应更为敏感。TCR增加引起的局部温度升高促进了水的重新分布并改变了孔隙尺度的传输环境，从而增加了氧气传输阻力。相比之下，较厚的GDL配置对TCR的依赖性较弱。对于0.2 mm和0.3 mm GDL，随着TCR增加，氧气传输阻力几乎保持不变，表明它们对界面热扰动具有更强的耐受性。特别地，0.3 mm GDL拥有更大的孔隙体积和增强的热/水分含量波动缓冲能力。TCR增加引起的蒸发增加可以部分缓解多孔结构内的液态水积聚，从而促进稳定的氧气传输。同时，0.2 mm GDL在扩散距离、孔隙体积和热稳定性之间提供了平衡的折中，在所研究的TCR范围内表现出相对稳定的氧气传输阻力。图10(c)显示了阴极流道下方的流向氧气浓度分布。0.1 mm GDL在整个流道长度方向上始终表现出最高的氧气浓度和最小的下游浓度衰减。然而，这种行为并不意味着氧气利用效率更高。相反，它揭示了氧气从流道区域向CL传输速率不足的问题，最终导致氧气在流道底部边界的积聚增加。较厚的GDL通过提供更大的孔隙体积和增强的水分适应能力来促进氧气向CL的传输。增强的氧气供应提高了催化剂层内的反应速率，加强了气流道与反应区域之间的氧气浓度差。根据氧气传输阻力的定义，与这种增强传输能力相关的氧气通量增加有助于降低表观氧气传输阻力。随着TCR增加，局部温度升高，氧气扩散系数增大，导致所有GDL厚度下流道下方的氧气浓度适度增加。然而，随着GDL厚度减小，这种增加的幅度变得越来越小。0.1 mm GDL对TCR几乎不表现出响应，沿流道保持不变的氧气含量水平，而0.2 mm GDL则在氧气可用性与分布均匀性之间建立了更好的平衡。这一结果解释了为什么在低TCR条件下，0.2 mm配置尽管不具有最高的局部氧气浓度，却表现出最佳的整体性能。

图11(a)详细说明了GDL厚度（0.1–0.3 mm）和TCR（0–3 μm）如何共同影响GDL–CL界面的液态水饱和度。三种GDL配置表现出明显不同的水分管理特性。0.1 mm GDL表现出最高的整体液态水饱和度，肋条下方有显著的水积聚，并且存在相当大的空间不均匀性。受限的孔隙体积和较差的排水能力导致液态水在多孔基体中积聚，增加了局部淹水风险。虽然TCR增加通过升高局部温度促进水分蒸发，略微降低了整体饱和度水平，但这种效果不足以从根本上消除电极内的水积聚。0.2 mm GDL表现出显著较低的液态水饱和度和更均匀的分布。高饱和度区域显著减少，未观察到明显的局部淹水现象。随着TCR增加，整体饱和度适度降低，富水区域的范围逐渐收缩，表明具有平衡的水分管理能力。在三种配置中，0.3 mm GDL实现了最低的液态水饱和度和最均匀的分布。更大的孔隙体积和增强的排水能力促进了液态水传输并抑制了局部积聚。随着TCR增加，液态水饱和度进一步降低，低饱和度区域扩大，在整个所研究的操作条件下表现出最低的淹水倾向。图11(b)比较了不同GDL厚度和界面热阻组合下的膜含水量。无论GDL厚度如何变化，TCR增加不可避免地导致膜含水量下降。界面热传输恶化导致局部温度升高，加速水分蒸发并加剧膜脱水。因此，膜水化程度随TCR增加而逐渐降低。在给定TCR下，膜整体含水量随GDL厚度增加而降低。较薄的0.1 mm GDL由于较短的传输路径和相对较弱的水移除能力而保持最高的膜水化程度，促进了膜电极组件内的水分保持。定量比较进一步证明了GDL厚度对膜水化的影响。在TCR = 0 μm时，0.2 mm GDL的膜含水量比0.3 mm GDL高约26.43%，表明中等厚度的GDL相比较厚的配置提供了增强的水分保持能力。当TCR增加到3 μm时，0.1 mm GDL的膜含水量比0.2 mm GDL高约26.79%，表明在界面热阻加剧的条件下，较薄的GDL表现出更强的水分保持能力。相比之下，0.3 mm GDL由于更大的孔隙体积和更长的传输路径而促进更高效的液态水传输和排水，虽然减少了淹水现象，但也加速了膜的水分流失，导致最低的水化水平。0.2 mm GDL在水分保持和水分移除之间提供了有利的平衡。与0.1 mm配置相比，它有效抑制了过量的液态水积聚和淹水；而与0.3 mm GDL相比，它维持了更高的膜水化水平并避免了严重的膜脱水。因此，0.2 mm GDL实现了更加平衡的水分管理状态，有助于在低和中等TCR条件下改善电化学性能。

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图11. 不同TCR和GDL厚度下的水分管理性能：(a) 阴极GDL–CL界面液态水饱和度；(b) 膜含水量。

图12(a)详细说明了GDL厚度和TCR值（0–3 μm）如何共同控制GDL–CL界面的温度场。三种GDL配置表现出明显不同的热管理特性。0.1 mm GDL表现出最高的整体温度，因为其有限的热质量使界面区域对局部产热更为敏感。随着电堆采用较厚的GDL，平均温度的逐步降低和高温区域空间范围的扩展明显减缓，这清晰地表明了热缓冲能力的提升。

对于所有气体扩散层（GDL）厚度，随着接触热阻（TCR）的增加，阻碍了催化层（CL）向周围组件的热传递，导致热量逐渐积聚，界面温度不断升高。在三种构型中，0.1毫米GDL的温度升高幅度最大，因为其热缓冲能力相对较弱。相比之下，0.3毫米GDL得益于更大的热惯性，因此保持较低的整体温度。然而，在高TCR条件下，其较长的热传导路径限制了CL的散热，导致其热积聚比0.2毫米GDL更为明显。因此，在所研究的TCR范围内，0.2毫米GDL表现出最小的温度升幅和最均衡的热行为。图12(b)–(e)对比了在TCR分别为0、1、2和3微米条件下，通道侧GDL–CL界面的流向温度分布。在低TCR条件下，界面热传递相对有效，过度的热量积聚受限。因此，温度均匀性成为评估热管理性能的首要标准。在此区间内，0.2毫米GDL在热传导距离与热储存能力之间实现了最佳平衡，能够高效地重新分配热量并防止局部温度峰值的出现。因此，它表现出最小的温度波动以及沿流向最均匀的温度分布。随着TCR的增加，界面热传递的恶化加剧了局部热量积聚，高效散热逐渐成为热管理的主导需求。在这些条件下，0.1毫米GDL的优势变得越来越明显。由于其较短的热传导路径，CL内部产生的热量可以更迅速地穿过多孔电极，从而缓解过度的热积聚。尽管0.1毫米GDL的绝对温度仍高于较厚的构型，但其与0.2毫米GDL的温度差异保持有限，而流向的温度波动则随着TCR的增加逐渐变得不那么明显。总体而言，界面热阻的增加从根本上改变了电堆内部的热调节主导机制。在低TCR条件下，温度均匀性在决定热管理性能中起着更为重要的作用，使得在所研究的GDL厚度中，0.2毫米GDL成为首选构型。相比之下，在严重热约束条件下，快速热传输变得越来越关键，0.1毫米GDL较短的热传导路径能够在所研究范围内更有效地缓解TCR引起的热量积聚。图9极化曲线和功率密度结果中出现的最佳GDL厚度的转变，从根本上受此物理转变所支配。下载：下载高清图片（810KB）下载：下载全尺寸图片 图12. 不同TCR和GDL厚度下阴极GDL–CL界面温度场的对比：(a) 温度分布等高线图；(b)–(e) TCR从0微米到3微米时的通道内温度分布。

3.3. 不同TCR水平下CL厚度对PEMFC性能的影响

为研究不同界面热约束下CL厚度的影响，对GDL厚度固定为0.1毫米的PEMFC进行了模拟研究。在TCR分别为0、1、2和3微米的条件下，考察了三种CL厚度（0.01、0.02和0.03毫米）。相应的极化曲线和功率密度曲线如图13(a)–(d)所示。在所有TCR条件下，0.03毫米CL均能最大化电流和功率输出，其表现优于0.02毫米和0.01毫米的设计。尽管增加CL厚度同时影响电化学反应活性和传输过程，但在所研究的厚度范围内，催化活性的提升占主导地位，导致电堆性能单调改善。在高电压区间（>0.8伏），活化极化主导电堆行为。在这些条件下，电化学反应速率持续保持在较低水平，三种CL构型之间的差异微乎其微，因为仅利用了有限比例的可用催化位点。因此，极化曲线和功率密度曲线几乎完全重叠。当电压下降至0.6–0.8伏区间时，反应速率加快，电荷传输限制加剧。在相同的催化剂组成和动力学参数下，较厚的CL提供了延展的几何反应区域。厚度的增加改变了电化学反应的空间分布，扩大了参与电化学过程的体积，从而降低了局部反应浓度，缓解了极化损失。因此，0.03毫米CL的性能优势逐渐显现。在低电压区域（<0.6伏），三种CL构型之间出现了明显的分歧，而众所周知，在此区域内电堆性能主要由质量传输和水分管理决定。在相同的催化剂组成和动力学参数下，较厚的CL提供了延展的电化学活性区域。几何厚度的增加扩大了可用于电化学反应的体积，并改变了反应物消耗的局部分布，从而提高了催化剂利用率并降低了局部反应浓度梯度。因此，浓差极化得到缓解，实现了更高的电流密度。相比之下，较薄的CL表现出有限的催化利用率和较小的活跃反应体积，导致电化学性能较差。TCR的增加进一步放大了CL厚度对电堆性能的影响。界面热传递的恶化导致CL内局部温度升高，从而根据阿伦尼乌斯关系加速了电化学反应动力学。在这些条件下，较厚的CL从温度引起的反应活性提升中获益更大，因为加厚的反应区域允许更广泛地分布电化学反应位点，并在相同的催化剂负载条件下改变了局部反应强度。因此，随着TCR的增加，不同CL厚度之间的性能差距逐渐拉大。此外，温度的升高促进了液态水的蒸发，并改变了CL内局部的水分管理行为。CL厚度的增加扩大了多孔反应区域的特征厚度，同时保持多孔介质的性质不变，包括孔隙率和渗透率。因此，CL厚度对水分管理的影响源于反应分布、局部水生成行为以及液态水容纳体积的变化，而非微观孔隙网络连接性的改善。同时，较厚CL内更均匀的反应分布有助于缓解局部的热和电化学热点，从而在高TCR条件下减少极化损失。总体而言，在所研究的CL厚度范围（0.01–0.03毫米）和TCR范围（0–3微米）内，电化学反应活性面积增加和反应利用率提高所带来的正面效应超过了随之而来的传输惩罚。因此，在所研究的CL厚度范围（0.01–0.03毫米）和TCR范围（0–3微米）内，电堆性能随着CL厚度的增加而单调提高，0.03毫米CL在所有受试运行条件下提供了最高的性能。下载：下载高清图片（567KB）下载：下载全尺寸图片 图13. 不同CL厚度下的极化和功率密度曲线：(a)–(d)分别对应TCR=0微米、1微米、2微米和3微米。

图14(a)详细说明了CL厚度（0.01–0.03毫米）和TCR（0–3微米）如何共同塑造GDL–CL界面的氧气摩尔浓度场。在所有热阻条件下，较厚的CL由于催化活性增强和反应物消耗增加，会耗尽界面处的氧气浓度。0.01毫米CL所含催化剂最少，电化学活性位点也最少。因此，CL内的氧气消耗相对有限，导致GDL–CL界面处残留的氧气浓度较高。较短的扩散路径加速了通道内的氧气补充，减缓了下游的浓度衰减。相比之下，0.03毫米CL提供了较厚的电化学反应区，将氧气消耗分布在更大的体积内，并促进了催化层内反应物的更均匀利用。较厚CL内部增加的传输距离也进一步促成了沿流向的氧气浓度降低。随着TCR的增加，CL的散热变得越来越受限，导致局部温度升高。相应的氧气扩散率提高增强了反应物向反应位点的传输，部分补偿了较厚CL内的氧气耗竭。因此，随着TCR的增加，三种CL构型之间的氧气浓度差异逐渐减小。图14(b)对比了不同CL厚度与TCR组合下的氧气传输阻力。在所研究的厚度范围内，氧气传输阻力随着CL厚度的增加而单调降低。尽管较薄的CL在界面处表现出更高的氧气浓度，但其有限的催化体积导致活性反应位点较少，从而使氧气消耗较弱，传输区域与反应位点之间的浓度差较小。根据菲克扩散定律，氧气摩尔通量由多孔电极内的浓度梯度驱动。因此，浓度梯度的减小降低了扩散驱动力，限制了向反应位点的氧气供应。相比之下，较厚的CL提供了更多的电化学活性位点，促进了催化层内的氧气消耗，从而建立了更强的浓度梯度并增强了氧气扩散通量。根据氧气传输阻力的定义，由增强扩散驱动力引起的氧气通量增加超过了浓度差的增加，导致计算出的氧气传输阻力降低。对于所有CL厚度，氧气传输阻力随着TCR的增加近似线性增加，表明界面热传递的恶化对氧气传输行为产生了负面影响。三种CL构型中，氧气传输阻力对TCR的敏感性各不相同。具体而言，在TCR=0微米时，0.01毫米CL的氧气传输阻力比0.03毫米CL高出约8.1%。当TCR增加到3微米时，这一差异进一步略微增加至约8.4%。这些定量比较表明，较薄的CL更容易受到界面热阻引起的不利影响。0.01毫米CL表现出最明显的传输阻力增加，而0.03毫米CL显示出最小的增加，表明较厚的CL结构对界面阻力增加所导致的热扰动具有更强的耐受性。图14(c)展示了阴极流道下方GDL–CL界面的流向氧气浓度分布。氧气浓度随着CL厚度的增加逐渐降低，0.01毫米CL在整个流道中始终表现出最高的氧气浓度。然而，这一现象不应被解读为氧气利用效率更高。相反，它反映了薄CL内催化消耗相对有限，导致界面附近更大比例的氧气未发生反应。所有浓度分布曲线均表现出与竹节式流场收缩–扩张几何结构相关的周期性波动。周期性的流动加速增强了每个竹节下游的氧气补充，缓解了沿通道的浓度衰减。随着TCR的增加，由于温度升高增强了氧气扩散率，三种CL构型的氧气浓度均有所上升。更重要的是，由于较大的电化学活性面积和更多的反应位点，较厚的CL能够更有效地利用额外增加的氧气供应。因此，TCR增加引起的传输增强对0.03毫米CL的性能改善贡献更为显著，而对较薄构型的贡献则相对较小。下载：下载高清图片（643KB）下载：下载全尺寸图片 图14. 不同TCR和CL厚度下阴极GDL–CL界面氧气特征的对比：(a) 氧气摩尔浓度；(b) 氧气传输阻力；(c) 流道下方氧气摩尔浓度。

图15(a)说明了CL厚度和TCR值（0–3微米）如何共同影响GDL–CL界面的液态水饱和度场。CL厚度通过其对反应分布、水生成行为以及液态水重新分布特征的影响，显著影响液态水积聚。在所有受试TCR条件下，随着CL厚度的增加，液态水饱和度单调降低。0.03毫米CL表现出最低的饱和度和最均匀的水分分布。由于CL被建模为具有不变多孔性质（包括孔隙率和渗透率）的同质多孔介质，较厚CL水分管理行为的改善并非归因于孔隙网络连接性的提升。相反，几何厚度的增加扩大了多孔反应区域，改变了电化学反应的空间分布，从而减少了局部水生成并促进了更均匀的液态水分布。相比之下，0.01毫米CL提供了较薄的反应区域和有限的液态水容纳体积，导致在电化学活性密集区域附近出现更强烈的局部水积聚。随着TCR的增加，所有CL构型的液态水饱和度逐渐降低。界面热传递的恶化使局部温度飙升，加速了水分蒸发，消耗了多孔基体中的液态水。尽管这种热效应部分缓解了水淹，但三种CL厚度之间的相对差异保持不变。

0.03 mm催化层始终维持最低的饱和度水平和最小的水淹风险，而0.01 mm催化层尽管因热蒸发导致饱和度降低，但仍更易出现局部积水。图15(b)比较了不同TCR条件下各催化层厚度的膜含水量。与液态水饱和度行为类似，膜水合程度随催化层厚度增加而降低。较薄的催化层在膜电极组件内保留了更大比例的水分，导致膜含水量较高。相比之下，增加催化层厚度改变了反应区域内液态水的传输距离和再分配特征，导致膜水合程度降低。定量比较进一步揭示了催化层厚度和TCR对膜水合的影响。在无界面热阻（TCR=0 μm）条件下，0.02 mm催化层的膜含水量比0.03 mm催化层高约0.65%，而0.01 mm催化层比0.02 mm催化层高1.01%。随着TCR增加，三种催化层厚度之间的膜水合差异逐渐变得更为显著。当TCR达到3 μm时，0.02 mm催化层的膜含水量比0.03 mm催化层高1.74%，0.01 mm催化层比0.02 mm催化层高2.91%。这些结果表明，增加界面热阻会放大膜水合对催化层厚度的依赖性。对于所有催化层构型，膜含水量随TCR增加近似线性降低。界面传热恶化导致的温度升高加速了水分蒸发并加剧了膜脱水。然而，膜水合对TCR的敏感性随催化层厚度增加而变得更加显著。0.03 mm催化层在TCR增加时膜含水量降幅最大，而0.01 mm催化层变化最小。这种行为表明，较厚的催化层结构由于其更长的传输路径和与局部水再分配过程更强的相互作用，更易受热阻导致的水分流失影响。尽管较厚催化层的膜水合程度较低，但其整体电化学性能仍然更优。这是因为膜含水量的降低伴随着氧气利用率的显著提高、催化活性的增强以及液态水排放的改善。在研究的催化层厚度范围内，电化学活性面积增加和反应物传输改善所带来的益处超过了中等膜脱水的不利影响。因此，在所研究的催化层厚度范围和TCR条件下，0.03 mm催化层在反应区域利用、反应物传输和水管理行为之间提供了最有利的平衡，从而在所评估的构型中提供了最高的电堆性能。

下载：下载高分辨率图像（567KB）下载：下载全尺寸图像 图15. 不同TCR和催化层厚度下的水管理特性：(a) 阴极GDL-催化层界面的液态水饱和度；(b) 膜含水量。

图16(a)详细说明了催化层厚度和TCR值（0-3 μm）如何共同控制阴极GDL-催化层界面的温度场。催化层的热行为由反应热生成、导热特性和热缓冲能力共同决定。在三种构型中，0.02 mm催化层表现出最高的局部温度和最明显的热点形成。虽然0.01 mm催化层包含较少的活性反应位点因此产生的反应热较少，但0.02 mm催化层具有足够的催化活性产生大量热量，却缺乏较厚催化层的热缓冲能力。因此，热点发展的空间强化和温度升高因反应热的局部积聚而受到强烈刺激。相比之下，0.03 mm催化层含有更多的催化剂并产生相当的反应热；然而，其更大的热质量和更均匀分布的反应区域有效地缓解了局部热量积聚。因此，温度场变得更加均匀，热点强度显著降低。0.01 mm催化层表现出相对较低的温度，因为其有限的催化活性导致整个电极中的热量生成较低。随着TCR增加，GDL-催化层界面的传热逐渐受限，导致所有催化层构型的界面温度普遍升高。高温区域的范围随TCR增加而持续扩大。在这些条件下，0.02 mm催化层仍然最容易形成热点，而0.03 mm催化层始终表现出最均匀的温度分布。同时，0.01 mm催化层逐渐发展出更加明显的温度不均匀性，其特征是更大的局部温度梯度和更强的热波动。

图16(b)-(e)分别展示了TCR值为0、1、2和3 μm时阴极流道底部的流向温度分布。在低TCR条件（0和1 μm）下，0.03 mm催化层沿流向维持最低的整体温度。这种行为可归因于其优越的热缓冲能力和更均匀的电化学反应分布，二者均抑制了局部热量积聚。然而，当TCR增加到2和3 μm时，温度排序逐渐发生变化。在严重的界面热阻下，催化层的热量散失受到严重限制，总产热量变得越来越重要。由于0.01 mm催化层含催化剂量最小且电化学活性最低，其整体产热量有限，因此尽管传热条件不利，仍减少了热量积聚。因此，在严重TCR条件下，0.01 mm催化层维持了比0.03 mm构型更低的温度分布。在整个研究的TCR范围内，0.02 mm催化层始终维持最高的温度水平，表明其具有最强的热量积聚倾向。0.01 mm催化层的温度波动随TCR增加而越来越明显，而0.03 mm催化层表现出最平滑的温度演化和最小的流向温度变化。这些结果表明，更厚的催化层不仅改善了电化学性能，还增强了温度场均匀性，从而提供了对界面热阻更大的耐受性，并降低了局部热降解的风险。

下载：下载高分辨率图像（768KB）下载：下载全尺寸图像 图16. 不同TCR和催化层厚度下阴极GDL-催化层界面温度场比较：(a) 温度等高线分布；(b)-(e) TCR从0 μm到3 μm时流道底部温度曲线。

4. 结论

建立了三维两相CFD模型，系统研究了GDL-催化层TCR、GDL厚度、催化层厚度和BS流场几何形状对传质过程和电化学性能的共同影响。主要发现如下：

(1) 竹节形流场增强了传热传质性能。由于其周期性收缩-扩张结构，BS流场促进了氧气对流，有利于液态水排出，增强了对流换热，并改善了电堆内的温度均匀性。在0.4 V工况且零TCR条件下，与平行流场相比，最大功率密度提高了2.81%。随着TCR从0增加到3 μm，性能提升进一步增加到3.97%，表明BS流场对由界面热阻升高导致的严重传热传质限制具有更好的适应性。

(2) 最佳GDL厚度强烈依赖于界面热阻的大小。在低TCR条件下，0.2 mm GDL在氧气传输、水管理和热缓冲能力之间提供了最有利的平衡，从而实现了最高的电堆性能。然而，随着TCR增加，热量积聚逐渐成为主要的限制因素。在此区间内，0.1 mm GDL得益于更短的导热路径和更高效的热量排出，因此成为高TCR运行条件下的最优构型。

(3) 在所研究范围内，增加催化层厚度持续改善了PEMFC性能。在考察的催化层厚度（0.01-0.03 mm）中，0.03 mm催化层始终提供最高的电流密度和功率密度。性能提升归因于更大的电化学活性面积、更低的氧气传输阻力、改善的液态水管理以及更均匀的温度分布。此外，较厚的催化层表现出对TCR增加的最强耐受性，而较薄的催化层在氧气传输、水分分布和温度均匀性方面经历更明显的恶化。虽然0.01 mm催化层在严重热阻条件下由于产热减少而表现出最低温度，但其整体电化学性能仍低于0.03 mm催化层。

(4) 界面TCR从根本上改变了PEMFC中的主导传质机制和结构匹配关系。增加TCR会升高界面温度、加速膜脱水、加剧局部热量积聚并恶化温度均匀性，从而放大了与GDL和催化层厚度变化相关的性能差异。BS流场通过同时增强氧气传输、热量散发和水管理来有效缓解这些不利影响。因此，在改善实际装配条件下PEMFC性能时，综合考虑流场结构、多孔电极参数和界面热特性至关重要。

值得注意的是，本研究着重于揭示GDL-催化层TCR、电极厚度和代表性BS流场构型之间的耦合机制，而非进行全面的优化。BS几何参数（如收缩比、流道排列和波长）的影响需要进一步研究，以建立完整的优化框架。

作者贡献声明

赵宇龙：撰写-初稿、监督、资源、概念化。韩旭：撰写-初稿、调查研究、形式分析、数据整理。张文杰：可视化、验证。葛明辉：软件、方法论。张本希：撰写-审稿与编辑、项目管理、方法论、资金获取。

赵宇龙|韩旭|张文杰|葛明辉|张本希

河北科技大学 热科学与清洁能源利用河北省重点实验室，天津，300401，中国