固態氧化物燃料電池高溫供氣系統與電池介面之發展與整合(II)

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行政院國家科學委員會專題研究計畫成果報告

固態氧化物燃料電池高溫供氣系統與電池介面之發展與整合 (II)

計畫類別：個別型計畫

計畫編號： NSC94-ET-7-011-006-ET

執行期間： 94 年 01 月 01 日至 95 年 03 月 31 日執行單位：國立臺灣科技大學機械工程系

計畫主持人：孫珍理共同主持人：黃榮芳

計畫參與人員：歐咸志&#65380；林楷謀

報告類型：完整報告

處理方式：本計畫可公開查詢

中華民國 95 年 3 月 29 日

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能源科技學術合作研究計畫成果報告

固態氧化物燃料電池高溫供氣系統與電池介面之發展與整合 (II)

Developments of High-Temperature Transport System and

Cell Stack for Solid Oxide Fuel Cells (SOFC)

計畫編號：NSC 94-ET-7-011-006 –ET

執行期限：2005 年 1 月 1 日至 2006 年 3 月 31 日主持人：孫珍理､黃榮芳台灣科技大學機械工程系 Email: [email protected]

研究人員：歐咸志､林楷謀

摘要

為提高氧化鋯燃料電池系統的反應效能，系統的操作通常設定在高溫高壓之下進行。提高氣體反應器裡的壓力可增強電化學反應速率，並在高電流密度下降低氣體擴散所延生的濃度過電壓的影響，進而提升電池整體輸出之電壓。此外，高溫操作可降低 activation overpotential，且常可免去反應觸媒的使用，而使整個燃料電池系統的製成更精簡。為了達到良好的電化學反應與增大輸出電壓，除了高溫的燃料與氧氣必須能均勻而無洩漏的輸送進多孔質的正負極材料之中，也必須確保反應後所產生的水蒸氣能順利排出。此外，在高溫高壓的操作環境下，如何降低各種材料相異的膨脹係數所引起的變形脆裂，阻擋氣體洩漏與防止組件因高溫高壓的侵蝕損壞，是非常嚴苛的挑戰。

在第二年中，研究重點為進行較高階的 interconnect 流道設計與製作技術，發展單一電池組 (single cell) 的封裝機構，並進行測試與改良。流道設計目標為使燃料均勻分佈及促進電化學反應，以提升輸出效能。尤其是在高電流密度操作下，流道的設計左右了 concentration overpotential 的大小，進而影響電池的整體輸出性能。而流道設計亦影響了電化學反應所產生之溫度變化，若能減少電池內部溫差，則可降低熱應力並延長材料壽命。本研究藉由數值軟體建立 3D 模型並搭配流場實驗分析，針對蛇型、

雙蛇型、歧管型及棋盤型四種流道設計，比較電池內部之氣體流場與性能輸出之相互關係。模擬結果顯示，流道設計對於燃料的濃度分佈影響甚巨，並且在不同熱傳邊界條件下產生不同的效應。由於各流道設計只有在高電流密度下操作才有性能上的差異，因此在絕熱條件及電流密度不高的情形下，各流道所表現之性能相當接近。當電池在等溫條件及高入口燃料濃度下操作，隨著電流密度的提升，雙蛇型與棋盤型流道開始有較較佳的性能表現。研究中並發現當電流密度甚小時，流道間隔與電極接觸處有較低的 ohmic overpotential，因此電極表面上電流分佈將集中在較寬的流道間距上；

在高電流密度時，因燃料濃度分佈不均，所以電極表面上電流分佈便開始由燃料濃度

分佈所主導。熱傳方面，電化學反應所生成的熱量，在絕熱邊界條件下，只能藉由反

應剩餘的反應物及生成物帶走熱量，這使得電池內部溫度大大提升。電流密度由低至

高，電池內部溫度差異可達 800 K。在微小尺度中，傳統使用的蛇型流道在性能上並

無較為優秀的表現，但流道內的壓降卻遠遠超越其它流道設計，這對於氣體輸送成本

相當不利。歧管型與棋盤型流道在流道壓降上表現較佳，在高燃料濃度下操作的性能

表現比起其它兩種流道設計也不惶多讓。唯獨此兩流道設計容易受到氧氣質量分量的

(3)

iii

影響，因此當使用此兩種流道時，需對流道內的氧氣質量分量加以控制。

關鍵詞：固態氧化物燃料電池，高溫，

性能分析，流道設計

Abstract

To enhance the efficiency of the electrochemical reaction, SOFC (Solid Oxide Fuel Cell) is set to operate at high temperature. The high-efficiency characteristic of SOFC benefits from the decrease of activation overpotential at high temperature and oxidation of carbon monoxide by the water shift reaction. In general, increasing pressure of the cell results in higher reaction rates and output voltages. However, issues such as material deformation and fracture due to the thermal mismatch and pressure imbalance remain to be challenging.

During the second year, the impacts of flow channel design of interconnect on the performance of microscale SOFC (Solid Oxide Fuel Cell) are evaluated through cell-level simulation with a commercial software package CFD-ACE. Four different flow pattern archetypes are examined:

serpentine, double serpentine, staggered cylinder, and diagonal rib. Co-flow configuration is applied for fuel delivery in this investigation. To keep the ohmic loss in the same order for all four archetypes, the ratio of interconnect contact area (rib) to channel projection area is approximately 0.5. The influences of the different flow pattern designs on the distributions of the reactant concentrations, temperature, and current density are discussed.

The performance differences of the four archetypes are only distinguishable at high current density. Under adiabatic condition, high temperature inside the cell decreases EMF and results in less than 3% discrepancies on the polarization curves for all four archetypes. Under isothermal condition, EMF is a constant and SOFC is capable of producing more power. When SOFCs are operated at high output voltage, electrons are accumulated at the bottom of wider rib and current density distribution is not relevant to fuel distribution. On the contrary, fuel distribution plays a significant role on current density pattern at low output voltage. The variations of the pressure drop are mainly caused by different flow characteristics of the flow channel designs and affect the cost for fuel delivery. Serpentine channel results in largest pressure drop comparing to other archetypes.

Although the pressure drops in diagonal rib and staggered cylinder archetypes are much lower than serpentine and double serpentine design, they tend to be more sensitive to fuel concentration and their performance is detracted with low mass fraction of oxygen supply.

Keywords: solid oxide fuel cell (SOFC), high temperature, performance analysis, manifold design

(4)

目錄

摘要...ii

Abstract ...iii

目錄...iv

1 前言...1

2 研究目的...2

3 Interconnect 流道設計...3

3.1 數值模擬...3

3.1.1 模型建立...3

3.1.2 邊界條件設定...4

3.5.3 網格獨立性分析...4

3.2 微型流道...5

3.2.1 製程...5

3.2.2 SEM 圖 ...5

4 流場觀察實驗...6

5 結果與討論...7

5.1 熱傳邊界條件影響...7

5.2 氧氣質量分量之影響...8

5.3 速度分佈...10

5.4 流道壓降曲線... 11

5.5 微流道流場觀察...12

5.6 金屬微型流道...13

6 Reference ...14

7 計畫成果自評...15

研發成果資料表...16

附錄：本計畫成果發表之會議論文...17

(5)

1

1 前言

近年來，由於溫室效應的問題日益嚴重與考量到環境保護的因素，減少二氧化碳排氣量與提升能源轉化效率遂成為能源問題中的重要議題。尤其是受到京都議定書 (Kyoto Protocol) [1]的影響，尋找替代性能源的任務更是刻不容緩。與其他新興能源方案相較之下，燃料電池因其在穩定性與高效能上突破的優勢，而特別受到極大的重視。

研發實用性的燃料電池系統，亟需整合各個不同的研究領域；舉凡燃料前置處理，熱交換，控制系統，能量轉換調節等等，每個環節皆必須充分配合。固態氧化物燃料電池相較於其它類型之燃料電池除了高發電量外，其優點還包含了使用多種不同燃料的相容性、不需水管理(water management) [2] 的便利性，以及排出的高溫氣體可再利用等等。然而，因其高溫操作的特性，也使得選取材料時，在抗腐蝕、抗氧化與熱膨脹係數匹配方面遭遇嚴苛的考驗。此外，熱管理(thermal management)也成為固態氧化物燃料電池的重要課題，良好的熱管理，不僅可以提升燃料電池的輸出效能，還能延長燃料電池的使用壽命。

由於 SOFC 之工作溫度極高，因此電池內部之熱管理 (thermal management) [2] 相當重要。當電池在高溫下操作時，會因溫度梯度及各材料間之熱膨漲係數 (thermal expansion coefficient) 不同而產生熱應力 (thermal stress) [3]，這將會破壞電池結構及降低材料使用壽命。此外，燃料在電池內經電化學反應後會產生熱量；若能有效回收熱量，藉由熱交換達到預熱輸入的燃料將可提升電池輸出效率。因此，減少電池結構之溫度梯度及妥善利用廢熱，

將是熱管理的二大重點。為達上述之目的，除改變所使用之材料外，輸送燃料之流道也能對此有所改善。流道設計之優劣，不但可影響燃料擴散行為及輸出效能，也將影響電池內部熱傳分佈及散熱效果。

2003 年，Recknagle [4] 等人利用數值軟體 STAR-CD 建立三維 SOFC，比較同向流、對向流與交錯流流道之燃料消耗率、電流密度及 PEN (Positive electrode-Electrolyte-Negative electrode) 上之溫度分佈。結果顯示，高溫區會靠近燃料入口且溫度會隨著空氣流向遞減。在溫度分佈方面，同向流之溫度分佈最為均勻，內部溫差也最小，其溫度梯度可降低 30%。交錯流與對向流之最大電流區皆靠近燃料入口，這是由於高溫所造成的現象；但由於同向流之燃料與空氣流向相同，反而最大電流區出現在流道中間。PEN 上之電流密度差異不大，約僅有 3%。由於對向流與同向流之燃料與空氣流向呈平行狀，因此氫氣消耗也呈現平行分佈；但交錯流因燃料與空氣流向呈垂直狀，氫氣消耗會集中在燃料與空氣之出口端，易造成燃料耗盡。

2003 年，Yuan [5] 等人分析當燃料流經 SOFC 之流道，電極內擴散層中速度及壓力的分佈；Yuan [5] 並改變流道截面長寬比，觀察不同比例對流場所造成的影響。結果顯示，由於氣體擴散進入多孔性介質的緣故，使得電極表面之速度邊界層形狀改變，速度分佈並不對稱於流道中心。在燃料入口處，有很強的擴散行為；而經過一段距離，因流道側壁為不可滲透之固體，會在流道中會形成渦漩；在流道的出口處，因壓力降低及擴散層出口不可穿透的緣故，燃料反而經由擴散層流回流道。改變流道截面比會造成渦漩存在的時間長短不同，若固定流道寬度，較淺的流道會使渦漩存在的時間延長。

2003 年，Kumar 和 Reddy [6] 使用數值軟體 Fluent 6.0 對於蛇形流道之 PEMFC 做性能分

(6)

析，藉由氫氣消耗量來比較性能。在一個 4 cm × 4 cm 大小的電池上，改變流道寬度、流道深度及間隔寬度以找出最佳的流道尺寸，並比較不同流道截面形狀對燃料消耗量所造成的影響。結果顯示，對於同樣大小的燃料電池，最佳的流道寬度、間隔寬度及流道深度分別為 1.5 mm、0.5 mm 及 1.5 mm。而比較不同截面形狀之流道，可發現在相同流速下，半圓形截面之壓降最大，因此其氫氣利用率也最大。若與矩形相較，半圓形截面的氫氣利用率約可提升 9%。

2003 年，Tanner 和 Virkar [7] 藉由面積阻抗 (area-specific resistance, ASR) 來比較平行流道及圓柱交錯型流道的性能差異，探討改變流道間距大小及接觸寬度之於總阻抗的影響，並比較以電解質或陽極作為支撐基材之間的差異。結果發現在不同的條件之下，以陽極作為支撐基材所產生的 ASR 皆比以電解質作為支撐基材所產生的值低。這是由於陽極材料本身的 ohmic resistance 就比電解質低。然而對於不同流道，ASR 對於流道寬度之變化卻有所不同。

對於平行流道，ASR 呈現線性變化；對於圓柱交錯型流道，ASR 則呈現拋物線變化。由此可知，對於圓柱交錯型流道，其流道設計的優劣影響效能甚巨。

2004 年，Haberman 與 Young [8] 討論由 Rolls-Royce [9] 所發明的整合平板狀燃料電池 (Integrated Planar-SOFC)，觀察燃料在陽極側多孔性介質內的傳遞情形，並分析介質內部的溫度、壓力及濃度分佈。結果顯示，由於化學反應的緣故，電極下方的多孔性介質內之擴散速度較周圍無電極之部分快。溫度分佈則因為燃料重整時會吸熱，而造成溫度隨著燃料行徑方向逐漸降低，也因為溫度的遞減，造成重整反應的衰減。

2004 年，Cha [10, 11] 等人藉由實驗與模擬對微型 PEM 內不同形狀之流道做一系列研究。

首先，Cha [11] 等人利用數值軟體 CFDRC 模擬三種不同流道形狀之 PEMFC：交錯型、蛇形及螺旋型流道。為簡化模擬幾何參數，因此將流道寬度、深度及間隔寬度設為相同之特徵尺寸，模擬中只改變其特徵尺寸，其值介於 5 至 1000 µm，其餘參數皆相同。結果顯示，其不同特徵尺寸大小所造成流場之壓降會對於電流密度輸出有不同影響；而增加流道壓降大可提升電流密度輸出之理論，並不適用於各種流道，有時反而會造成效能降低。接著，Cha [10] 等人又以模擬與實驗對微型 PEM 中直管流道做之特徵尺寸之驗證。結果顯示，實驗與模擬所得到之結果不盡相同，由於模擬中並無考慮凝結水汽，因此當特徵尺寸越小時，會得到較佳之電流密度輸出；但由實驗中發現過小的特徵尺寸，會造成流道阻塞之現象，而降低效能。由 Cha [10] 等人研究之結果顯示，特徵尺寸約為 100 µm 時，會有最大的效能輸出。

2 研究目的

由文獻可知，以往學者之研究大多以平行式流道且為單流道作為研究對象，藉由改變不同燃料流向觀察所產生之燃料、溫度及電池分佈；而對於不同形狀流道間的綜合比較之文獻相對較少。並且，對於燃料電池而言，在其組成之電極 (electrode) 及電解質 (electrolyte) 內的微觀傳輸現象，對於輸出效能之影響尤甚。本研究利用數值軟體 CFDRC 針對微型 SOFC 建立 3D 模型，探討不同形狀流道所產生之流場情形對於燃料擴散及電池效能之影響。此外，

也將分析電池之溫度分佈情形，以期能降低溫度梯度，減少熱應力，並能針對不同流道設計

在高溫操作下做整體評估與測試，整合燃料電池系統封裝技術，達到測試與系統整合操作的

目標。

(7)

3

3 Interconnect 流道設計 3.1 數值模擬

3.1.1 模型建立

本研究所模擬之單電池的三維尺寸為 1 cm × 1 cm × 0.23 cm，其內部結構可分為五層，各層之厚度如圖 1 所示。中間電解質的厚度為 200 µm、陽極和陰極厚度各為 50 µm 和兩端最外側的雙極板厚度則各為 1000 µm，而不同設計之流道則置於兩邊雙極板內。

Anode Cathode Electrolyte

Interconnect

圖 1 電池構造及各層厚度

不同流道設計其深度皆為 500 µm，為減少雙極度與電極接觸面積比例所造成的影響，故將各流道的截面積與電極反應面積之比例維持在 63%到 66%。本分析設定通入陽極之燃料為純氫氣；陰極為純氧氣或各佔 50%質量分量之氧氮混合氣體。除輸入之燃料假設為理想氣體外，為配合電解質與電極實際材料性質，模擬中也包含多孔性材料及一般固體兩種不同性質之設定，使用各材料之性質如表 1 所示。

Unit: µm

(8)

表 1 SOFC 各元件之材料性質表

Component Electrolyte Anode Cathode Interconnect Material YSZ Ni/ZrO₂ LSM LaCrO₃

Electrical Conductivity (S/m)

0.01 10⁵ 1.33×10⁴ 100

Porosity (%) 1 45 44 - Permeability

(m²) 10^-18 10^-12 10^-12 - Thermal

Conductivity (W/m K)

2.7 6 11 2.11 Average Pore

Size (µm) 0.3 1.6 2.74 - Density

(kg/m³) - - - 6770

Specific Heat

(J/kg K) - - - 550.5

3.1.2 邊界條件設定

在電池的數值計算中，使用了下列基礎假設：

a. 假設兩邊流入的燃料皆為理想氣體 (ideal gas)，並且滿足連續定理 (continuity theory) 及層流狀態 (laminar flow)。

b. 電化學反應產生之生成水為氣相。

c. 假設電極與電解質皆為均質 (homogeneous) 且具等向性 (isotropic) 之多孔性材料，而 interconnect 為一緻密固體材料。

d. 忽略因不同材料所產生之接觸熱阻及接觸電阻。

e. 忽略重力對流場之影響。

3.5.3 網格獨立性分析

結構型網格 (structured grid) 主要用於一般較規則之幾何形狀，但本文所分析之流道，有部分流道幾何呈現圓角或尖角，因此也採用混合型網格 (mixed grid)，混合型網格主要為結構型網格及三角柱網格之組合，可在外形較不規則之部份藉由使用非結構三角柱網格，避免結構型網格所造成之網格扭曲。

蛇型流道網格構造全部使用結構型網格時，必須在各流道間的間隔 (rib) 與流道轉彎處加密，或是將部分流道間隔改為三角柱網格。歧管型流道網格結構因流道左下方及右上方有大幅度轉彎，所以特別加密此部分的網格。棋盤型流道網格結構由於中間隔相當多，形狀也較不規則，因此不利於結構型網格，也較難加密，必須將流道部分改為三角形網格，其餘則維持結構型網格，如此可改善不規則流道中的網格扭曲程度。

網格測試之收斂標準值 (convergence criterion) 設為 10

^-4

以下，經由比較結構型網格與混

合型網格發現在相同的網格數下計算，結構型網格的收斂速度較快，甚至可節省一倍的時間。

(9)

5

經由網格穩定性及計算時間的考量，蛇型、雙蛇型和棋盤型流道採用結構性網格，總網格數目分別為 359058、451304 和 537138。歧管型流道則採用混合型網格，總網格數目為 528192。

將四種流道之總網格數與所佔總體積加以計算，蛇型、雙蛇型、歧管型及棋盤型流道之平均網格大小分別為 6.4 × 10

^-4

mm

³

、5.1 × 10

^-4

mm

³

、4.3 × 10

^-4

mm

³

及 4.4 × 10

^-4

mm

³

。此外，本研究發現數值模型在 Z 方向之網格數對於網格穩定性影響甚巨，尤其對於結構型網格，若 Z 方向之網格數過少，會造成數據不穩定。因此，最後所選定的數值模型中每層材料的 Z 方向節點皆有 5 個等間距節點以上。

3.2 微型流道

3.2.1 製程

微流道的製作主要是以厚度 525 µm、米勒指數 (Miller index) 為 <1 0 0> 的 P 型雙面拋光矽晶圓為基材。在矽晶圓製程中，使用兩層光罩，第一層光罩定義了流道入口與出口等貫穿孔，第二層則是微流道主體，其蝕度深度為 200 µm，製程中使用兩次 DRIE 的步驟，蝕刻出兩種不同深度的溝槽。進行製程之前，先將矽晶圓浸泡在比例為 6:1 的稀釋氫氟酸 (Buffered Oxide Etch, BOE) 溶液中，以去除在矽晶圓表面上的原生氧化矽。接下來進行第一次的微影製程：將晶圓放入 120

^o

C 之烤箱中十分鐘以上去水烘烤，以烘乾水分，塗佈 HMDS 以增加光阻與晶圓間的接合能力，再塗佈 Shipley SPR 220-7.0 之厚光阻，光阻厚度平均約為 8.917 µm。

軟烤後將晶圓靜置六小時後再進行曝光，顯影與硬烤。

硬烤後以光阻為遮罩利用電感藕合電漿蝕刻機 (inductively coupled plasma etching, ICP)非等向性蝕刻貫穿孔。將晶圓所殘留的光阻清洗乾淨後，再轉面進行第二次的微影製程，此層光阻定義了微流道元件，且為第二次 DRIE 的遮罩。製程最後以陽極接合(anodic bonding)將玻璃與矽晶圓接合，再進行切割(dicing)及流體管路的銜接。利用 Electronic Visions EV501 陽極接合機將矽與玻璃晶圓接合，其接合溫度約在 400 至 450

^o

C 之間。在接合時的高溫環境使矽與玻璃表面產生很強的共價鍵，使得矽與玻璃能夠黏合。陽極接合完成後，利用晶圓切割機依循晶圓上之切割線分別切割成 12 個晶片。將切割完成之晶片黏於 DIP IC socket，再使用鐵氟龍製之軟管由矽晶圓底面連接流道出入口，鐵氟龍管之內徑為 1/32 吋 (0.8 mm)，外徑為 1/16 吋 (1.59 mm)。在流管連接時為補強流管與矽晶圓的接合能力，在鐵氟龍管外再黏一內徑為 2 mm、厚度為 1 mm、長約 0.5 mm 的管路，以增加流管與矽晶圓的接合面積。

3.2.2 SEM 圖

圖二為完成兩道微影與蝕刻製程後之微流道元件 SEM 圖。

(a) 蛇型流道 (b) 雙蛇型流道

(10)

圖 2 不同流道之 SEM 圖

4 流場觀察實驗

利用探針測試平台及趨動流體的注射針泵進行微流道擴散流場觀察，因實際 SOFC 在高溫下操作，所以輸入流道中的燃料皆為氣體。本實驗為儘量與實際狀況符合，因此選定之工作為流體為充滿飽和水蒸汽之空氣，利用空氣中所凝結的微小液珠呈現流埸分佈。為增加空氣中的溼度，本實驗將乾冰置入一裝有水之容器，利用乾冰昇華瞬間產生大量水汽以增加容器內空氣的溼度。當空氣中充滿飽和水汽，再用注射針泵以固定速率開始抽取，便可讓水汽進入流道並藉此看出氣體濃度分佈，實驗架構如圖 3 所示。計算在數值模擬中電極兩側流道入口的 Re，其值介約於 1 至 7。為求能與數值模擬有相近的 Re，故將抽取速率設定為 2 ml/min 所對應之 Re 約為 3.17。

圖 3 實驗架構圖

(c) 歧管型流道 (d)

棋盤型流道

computer

mist generator syringe pump

CCD camera

probe station microfluidic device

(11)

7

其中探針測試平台由顯微鏡、測試平台、探針及底座所組成；顯微鏡目鏡放大倍率為 20 倍，物鏡為 0.75 至 5 倍。實驗所拍攝的圖片是利用在顯微鏡上外接 CCD 相機所取得，CCD 相機的拍攝速率為 30 fps。而利用注射針泵(syringe pump) 持續輸送固定流量之流體，以馬達控制往複式行進達到注射及抽取之效果；注射針泵並內建 RS232，可藉由程式控制完成更複雜的流量曲線。

5 結果與討論

5.1 熱傳邊界條件影響

圖 4 為不同熱邊界條件之性能曲線圖。圖 4 (a) 為使用絕熱邊界條件，圖 4 (b) 則為使用等溫邊界條件。由圖中可發現不同的流道幾何形狀對於微型 SOFC 的輸出性能影響不大，並且其曲線皆隨電流密度呈線性下降。由此可知，對於微型 SOFC 而言，其主要之阻抗為 ohmic resistances，而 activation overpotential 和 concentration overpotential 所造成的影響相對較小。

比較絕熱與等溫不同邊界條件，可發現絕熱條件下之電壓下降相當快，而其原因為電池之操作溫度較高。因絕熱條件之電池內部最高溫會隨著電流密度大幅上升，故整體操作溫度也會隨著升高。

current density (A/cm²)

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

voltage (V)

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

serpentine double serpentine diagonal rib staggered cylinder

(a) 絕熱條件

(12)

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

voltage (V)

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

(b) 等溫條件

圖 4 不同熱邊界條件之性能曲線圖

當反應溫度越高，則∆g

_f

越低，所能產生之 EMF 也越低。觀察圖 4 (a)，雖然各曲線相當接近，最大溫度差異約為 3%；但在相同電壓值下，雙蛇型流道所產生之電流密度最高，這是由於雙蛇型流道的操作溫度最低所導致。所以，當使用絕熱邊界條件時，流道內之燃料輸送是電池散熱唯一的途徑。在此情形下，流道設計之重點必須著重於如何藉由剩餘燃料帶走較多的熱量。

當使用等溫邊界條件時，由於固定操作溫度下所產生 EMF 皆相同，隨電流密度增加所造成電壓下降減緩，故在同一輸出電壓下所產生的電流密度也較高。由於在等溫條件下所產生之電流較高，因此燃料分佈之重要性會相對提高。此外，可發現歧管型流道在電流密度較低時，其性能表現稍優於其它流道；但在高電流密度時，其電壓降卻比其它流道高。因此在相同的 overpotential 下，其產生之電流密度較低。所以在此條件下，雙蛇型和棋盤型流道之性能表現較佳。

5.2 氧氣質量分量之影響

圖 5 (a) 為等溫條件及輸入氧氣質量分量為 0.5 時之性能曲線圖，圖 5 (b)為圖 5 (a) 在高電

流密度時之放大圖。與圖 4 (b) 比較，可發現在相同的電壓輸出值下，氧氣分量值為 0.5 所產

生之電流密度降低了。並且對於不同流道設計，各流道減少的電流密度幅度也有所不同。使

用純氧條件下，各流道間之性能差異相當小，並且要在高電流密度時才有較明顯的分別，但

當降低氧氣質量分量後，各流道間之性能在中電流密度區時便開始產生差異，並且隨著電流

密度的升高，各流道設計間的性能差異也較圖 4 (b) 更為明顯。

(13)

9

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

voltage (V)

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

(a) 性能曲線圖

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9

voltage (V)

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6

(b) 性能曲線於高電流密度區之放大圖

圖 5 等溫熱邊界條件與氧氣質量分量值為 0.5 下之性能曲線圖

(14)

圖 6 不同流道之陽極流道速度分佈圖 (a) 蛇型流道

(c) 歧管型流道 (d) 棋盤型流道 (b) 雙蛇型流道

3 2.8 2.6 2.4 2.2 2 1.8 1.6 1.4 1.2 1 0.8 0.6 0.4 0.2 0

Velocity Magnitude (m/s)

比較圖 5 (a) 與圖 4 (a)，可發現在不同條件下之性能表現排序會有所不同。當使用純氧時，

棋盤型流道的性能表現與雙蛇型流道不相上下，也優於其它兩種流道設計；但若將氧氣質量分量降低，便可看出棋盤型與雙蛇型流道開始有所差距，其表現甚至不如蛇型流道。綜合圖 5 (a) 與圖 4 (a)，可看出歧管型流道在高電流密度下的表現最差，且若降低氧氣質量分量，其可產生之電流密度也較其它流道設計低。因此，對於本研究所探討的四種流道設計，歧管型與棋盤型流道比較容易受到燃料的質量分量所影響，而傳統使用的蛇型和雙蛇型流道較不會受其影響。

5.3 速度分佈

圖 6 為不同流道在 overpotential 為 0.1 V 下之陽極流道速度分佈圖，邊界條件為絕熱及氧氣質量分量為 1，其截面取自陽極流道正中央 (Z = 1.5 mm) 處。如圖 6 (a) 及圖 6 (b) 所示，

蛇型和雙蛇型流道之速度分佈相當均勻。當燃料以約 1.7 m/s 之速度流進入蛇型流道時，受到邊界層效應的影響，流道中心的流體開始加速，進而形成完全發展流，出口處之最大速度約達 3 m/s。而雙蛇型流道受到流道入口分歧的影響，各流道分支的流速約為蛇型流道的 1/2，

最終在流道出口再匯集，流道出口之流速亦約為 3 m/s 左右。

在同一 overpotential 下，觀察歧管型和棋盤型流道，可發現其流道內之速度分佈與之前兩種流道有相當大之差異。流體在流進入口後立即分成許多不同的分支，造成流速大幅下降。

而在此兩種流道設計中，入口至出口的對角流道之流速遠高於其它區域。觀察歧管型和棋盤

型流道的右上角及左下角，其流速已低於 0.2 m/s，造成 dead zone 處燃料補給不易及水蒸汽

的淤積。

(15)

11

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

pressure drop (Pa)

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

serpentine double serpentine diagonal rib staggerd cylinder

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

pressure drop (Pa)

0 200 400 600 800 1000

serpentine

double serpentine vs diagonal rib

staggered cylinder

5.4 流道壓降曲線

圖 7 為絕熱邊界條件下不同設計之兩側流道壓降曲線圖。

(a) 陽極流道

(b) 陰極流道

圖 7 絕熱邊界條件之流道壓降曲線圖

(16)

由圖 6 的流速分佈可知，不同流道間的流速差異甚大，故流道內的壓降差異亦非常大。若將壓降由高至低排序，蛇型流道最大，雙蛇型次之，而歧管型和棋盤型流道最小，且差異不大。蛇型流道所產生之壓降相當大，約為雙蛇型流道的 4 倍，歧管型和棋盤型流道的 35 倍。

壓降大小對於燃料輸送有相當的影響，當流道的壓降越大，代表欲輸入相同流量之燃料所需的功率越大。因此，蛇型流道將會消耗最多能量輸送燃料，而歧管型和棋盤型流道消耗最少。

5.5 微流道流場觀察

圖 8 為利用 CCD 相機所拍攝流體進入不同流道後所產生之影像。各流道的上圖為當流體剛流入流道時之水汽分佈，下圖為經過一段時間後之水汽分佈；圖片右下角為充滿飽和水汽之空氣入口，左上角為注射針泵接口。由各流道上圖可發現白色煙霧在流道的出口開始產生，

並且煙霧面積朝入口方向增加。白色煙霧在流道出口首先產生之原因為當注射針泵抽取流體時，會造成出口處的壓力較小，而由於產生煙霧的容器並非密閉，因此容器內壓力為 1 atm。

當出口壓力較小時，根據熱力學中相對溼度之定義 [12]。

v sat

P

ϕ =

P

(1) 其中 ϕ 為相對溼度，P

v

和 P

sat

為空氣中的水蒸汽分壓及在相同溫度下的水蒸汽飽和壓力。

因為出口壓力較低，相對溼度較快達到 100%，所以煙霧由流道出口處開始產生。雖然入口處的壓力較高，但隨著時間的增加，持續有水汽進入流道內，因此產生煙霧的地區會往流道入口處增加，如各流道設計的下圖所示。

觀察不同流道所產生的煙霧分佈，可看出由於蛇型及雙蛇型流道為直型管流道，煙霧分佈由出口往入口慢慢擴散，分佈相當均勻。而觀看歧管型及棋盤型流道的流道設計，可發現煙霧集中在入口至出口的對角線處，流道兩側的轉角處幾乎沒有煙霧形成，並且其煙霧分佈與數值模擬所得之流道壓降分佈相同，如圖 6 所示。這是由於當流體進入流道時，大部分水蒸汽會從入口直接通過對角線流道而流出，所以此處的流速較快，造成對角線流有較大的壓降

(a) 蛇型流道 (b) 雙蛇型流道 (c) 歧管型流道 (d) 棋盤型流道

圖 8 不同流道之水汽分佈圖

(17)

13

變化。因此，對角線流道會產生相當明顯的煙霧分佈，而此分佈正好與燃料的質傳分佈相同，

但方向相反。由此實驗知得，流速分佈會控制電極上質傳分佈的輪廓，進而影響電流密度分佈。仔細比較歧管型及棋盤型流道仍可發現在棋盤型流道內白色煙霧範圍較大，也較靠近邊緣轉角處，即棋盤型流道在燃料分佈上的表現會較歧管型流道佳。

5.6 金屬微型流道

除矽晶圓微型流道外，本研究亦嘗試將 ThyssenKrupp VDM 公司所生產之特殊耐高溫不鏽鋼合金 Crofer 22 APU，以 1 mm 厚之薄片進行加工製作包含微型流道之單極板，利用高精密度之 CNC 洗床配合 500 µm 直徑之鑽頭，成功製作微型流道金屬板，其完成後之照片如圖 9 所示。

(a) 棋盤型流道 (b)

歧管型流道

(c) 棋盤型流道之局部放大圖

(d) 歧管型流道之局部放大圖

圖 9 Crofer 22 金屬為基材之微型流道

1 mm

(18)

6 Reference

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[12] Y. A. Cengel and M. A. Boles, Thermodynamics: An Engineering Approach, 4th ed. New

York: McGraw-Hill, Inc., 2002.

(19)

15

7 計畫成果自評

本研究第二年的任務已完成工作完成度

電池單極板流道的設計

已完成不同流道之單電池電化學模擬，分為蛇型，雙蛇型，歧管型與棋盤型四種，並分析流道設計對性能曲線與壓損之影響，針對內部溫度分佈進行可靠度預測

100%

微流道製作與流場實驗印證已完成矽晶圓之微流道元件，並利用水蒸氣進行

流場觀察，與數值模擬結果交叉分析 100%

金屬微流道製作

已利用 CNC 洗床與 500 µm 直徑之鑽頭製作特殊合金 Crofer 22 APU 為基板之兩種微型流道設計

100%

(20)

研發成果資料表

日期：2006 年 3 月 29 日

計畫名稱：固態氧化物燃料電池高溫供氣系統與電池介面之發展與整合(II) 計畫主持人：孫珍理

計畫編號：NSC 94-ET-7-011-006 -ET

期刊論文

研討會

歐咸志, 孫珍理, "微型固態氧化物燃料電池之雙極板流道設計, "

第十二屆全國計算流力學學術研討會, 高雄, August 19-21, 2005.

技術報告

申請獲得專利

應用與產業界、研發

機構互動成果

與核能研究所內進行氧化物燃料電池開發研究之團隊，針對電解質、電極與 interconnect 等關鍵材料，單電池數值模擬進行討論交流。

可利用之產業及可開發之產品

燃料電池供氣系統與測試平台

技術特點

利用特殊設計避免高溫材料膨脹翹曲所引起之滲漏與安全性問題，供氣管件之絕緣處理等。

推廣及運用的價值

目前燃料電池的測試平台皆以外國廠商為主，本計畫自行建構之高

溫供氣系統與測試平台，提供了關鍵技術的突破。目前國內研究燃

料電池的團隊越來越多，可為有需求的研究機構節省外購的經費。

(21)

第十二屆全國計算流體力學學術研討會高雄，中華民國九十四年八月 The 12^th National Computational Fluid Dynamics Conference Kaohsiung, August, 2005

CFD12-0911

微型固態氧化物燃料電池之雙極板流道設計

Flow Channel Design of Interconnect for Microscale Solid Oxide Fuel Cell (SOFC) - A Numerical Investigation

歐咸志

¹

國立台灣科技大學機械系

¹

孫珍理

²

國立台灣科技大學機械系

²

摘要

本研究主要針對微型固態氧化物燃料電池中之雙極板，藉由數值軟體 CFDRC 建立 3D 模型探討蛇型、雙蛇型、歧管型及棋盤型四種流道設計對於性能輸出之影響，並分析電池內部之氣體流場與電流密度分佈。雙極板流道設計目標為使燃料均勻分佈及促進電化學反應，以提升輸出效能；並儘量減少電池內部的溫度差，以降低熱應力並延長材料壽命。結果顯示，當電池在等溫條件及高入口燃料濃度下操作，隨著電流密度的提升，雙蛇型及棋盤型流道開始有較佳的性能表現。而歧管型與棋盤型流道所造成的壓降較小，在高燃料濃度下操作的性能表現比起其它兩種流道設計也不惶多讓，唯獨此兩流道設計容易受到氧氣質量分量影響其在高電流密度下的輸出。

關鍵字：固態氧化物燃料電池，性能分析，流道設計

一、前言

隨著時代進步，人類對於能源的需求越來越大。在 1997 年，世界各先進國家於日本京都簽訂的「京都協議書」中，規定簽訂合約之各國須逐年削減溫室氣體的總排放量。近年來，燃料電池成為極受重視的一項新興能源替代方案，其高效率、無汙染及安靜之優點，利用電化學反應直接將化學能轉換成電能的方式，不同於以往的傳統發電，可盡量減少能量轉換所造成的損耗。

由於 SOFC 之工作溫度極高，因此電池內部之熱管理 (thermal management) 相當重要。當電池操作時，會因溫度梯度及各材料間之熱膨漲係數 (thermal expansion coefficient) 不同而產生熱應力 (thermal stress)，進而破壞電池結構及降低

使用壽命。流道設計之優劣，不但影響了燃料擴散行為及輸出效能，也將影響電池內部的熱傳及溫度分佈。以下之文獻將回顧流道設計對於輸出效能及電池內部溫度分佈之影響。

Ferguson [1] 等人利用數值模擬不同外型及不同流向的三維 SOFC，分析流道間隔寬度及陽極厚度對於電池裡的濃度分佈和效率之影響。結果發現，在同一操作電壓下，對向流所能產生的電流密度最高。當流道間隔寬度越大，電極與雙極板接觸面積亦加大而使 ohmic overpotential 降低。然而在流道間隔下，卻使燃料在之部分電極中擴散不均，而導致整體效能下降，其結果與 Hentall [2] 及 Lin [3] 相同。當使用純氫作為燃料時，陽極厚度越厚越不利於燃料擴散；但若使用

(22)

CFD12-0911 甲烷作為燃料時，厚電極反而增進燃料重整 (fuel

reforming) 反應，使燃料轉換更加完全，進而提昇效率。模擬結果發現若是利用甲醇作為燃料，

其陽極之最佳厚度約為 200 µm。Yakab [4] 等人利用數值模擬軟體 STAR-CD 分析一平行流道，

考慮流道內燃料的重整反應與熱輻射效應下對於熱應力的影響。結果發現，燃料重整會形成較陡之溫度梯度，使最大熱應力集中在燃料入口區。若不考慮燃料重整反應，可使熱應力大幅降低至有重整反應的十分之一。而若加入熱輻射效應的影響，會使得流道內部之溫度分佈較為均勻，且使高溫區向流道下游移動，加入熱輻射效應造成流道內最高溫降低約 10%。Cha [5, 6] 等人利用數值軟體模擬三種不同流道形狀之 PEMFC。為簡化模擬幾何參數，因此將流道寬度、深度及間隔寬度設為相同之特徵尺寸，模擬中只改變其特徵尺寸。結果顯示，不同特徵尺寸所造成流場之壓降會對於電流密度輸出有不同影響；而增加流道壓降可提升電流密度輸出之理論，並不適用於微型 PEM 燃料電池。

綜觀以上之文獻，以往學者之研究大多以平行式之單流道作為研究對象。因此本研究將針對微型 SOFC 建立 3D 模型，探討不同形狀流道所產生之流場情形對於電池效能之影響。

二、數值分析簡介

2.1 基本假設

本研究使用 CFDRC 進行分析，針對數值模擬部分做以下基本假設：

a. 兩邊流入之燃料皆為理想氣體 (ideal gas)，

且滿足連續定理 (continuity theory) 及層流狀態 (laminar flow)。

b. 電化學反應之生成水為氣相。

c. 電極與電解質皆為均質 (homogeneous) 且等向性 (isotropic) 之多孔性材料，且雙極板為一緻密之固體材料，材料性質皆為常數。

d. 忽略不同材料間之接觸熱阻及接觸電阻。

e. 忽略重力對流場之影響。

2.2 統御方程式

數值模擬所使用之統御方程式可分為質量、動量、能量、成分及電量守量，其定義及說明分述如下。

a. 質量守恆

( ) (

^U

)

⁰

t ερ ερ

∂ + ∇ ⋅ =

∂ (1)

其中ε為多孔性介質之孔隙率，ρ為流體密度及 U 為流體速度。

b. 動量守恆

(

^U

) (

^UU

)

^p

( )

² ^U

t

ερ ερ ε εγ ε µ

κ

∂ + ∇ ⋅ = − ∇ + ∇ ⋅ +

∂ (2)

其中 p 為壓力，γ為流體剪應力，µ為流體之黏滯係數，κ為多孔性介質之滲透率，代表流體穿越多孔性介質之能力。

c. 能量守恆

( ) ( )

^: T

dp i i

h Uh q U i

t ερ ερ εγ ε dt η

σ

∂ + ∇ ⋅ = ∇ ⋅ + ∇ + − + ⋅

∂ (3)

其中 h 為焓，q 為熱通量，iT為體積電流密度，η 為 overpotential，i 為電流密度及σ為導電率。

d. 成分守恆

(

Yi

) (

UYi

)

Ji i

t ερ ερ ω

∂ + ∇ ⋅ = ∇ ⋅ +

∂

i (4)

其中 Yi為各成份之莫耳分量及_ωⁱ為電化學反應中各成份之產生率或消耗率。

e. 電流守恆

0

∇ ⋅ =i (5)

其中 i 為電流密度。

2.3 模型幾何與物理性質

本研究所模擬之單電池的三維尺寸為 1 cm × 1 cm × 0.23 cm，其內部結構可分為五層，各層之厚度如圖 1 所示。中間電解質的厚度為 200 µm，

兩端最外側的雙極板厚度各為 1000 µm，而不同

(23)

CFD12-0911 設計之流道則置於兩邊雙極板內，其深度皆為

500 µm。陽極和陰極厚度各為 50 µm，其電化學反應式如下，

陽極： 2H2 + 2O^2- → 2H2O + 4e^- (6) 陰極： O2 + 4e^- → 2O^2- (7) 為減少雙極板與電極之接觸面積不同所造成的影響，故將各流道與電極的接觸面積與電極反應面積之比例維持在 63%到 66%。模擬中所使用的各材料之性質如表 1 所示。

2.4 邊界條件

本分析設定通入陽極之燃料為純氫氣，陰極為純氧氣或 50%質量分量之氧氮混合氣體。陽極流道入口之流量固定為 1 × 10^-8 kg/s，而陰極流道則以 8 × 10^-8 kg/s (純氧) 或 1.6 × 10^-7 kg/s (50%之氧氣) 流入。電池表面邊界有絕熱 (adiabatic) 及等溫 (isothermal) 條件兩種設定。在等溫條件下，壁面溫度固定為 1073 K。電池外表面除雙極 板之 Z 方向允許電流進出，其餘 X 和 Y 方向皆設 為無電流進出且外表面無任何氣體洩漏。與陽極 接觸的雙極板之 Z 方向外表面設定電壓為 0 V，

而與陰極接觸的雙極板 Z 方向外表面設定電壓為

−η (fixed overpotential)。

2.5 網格獨立性分析

網格的疏密程度及網格類型對數值模擬之結果影響甚巨，本研究所測試網格分為結構型網格與混合型網格。考慮網格穩定性及計算時間，

蛇型、雙蛇型和棋盤型流道採用結構性網格，而歧管型流道則採用混合型網格。各流道之平均網格大小為 6.4 × 10^-4 mm³至 4.3 × 10^-4 mm³，因網格所產生之誤差估計在±1%以內。

三、結果與討論

3.1 流道設計之影響

圖 2 為不同流道在 overpotential 為 0.1 V 下之陽極流道速度分佈圖，邊界條件為絕熱及氧氣

質量分量為 1，其截面取自陽極流道正中央 (Z = 1.5 mm) 處。如圖 2 (a) 及圖 2 (b) 所示，蛇型和雙蛇型流道之速度分佈相當均勻。當燃料以約 1.7 m/s 之速度流進入蛇型流道時，受到邊界層效應的影響，流道中心的流體開始加速，進而形成完全發展流，出口處之最大速度約達 3 m/s。而雙蛇型流道受到流道入口分歧的影響，各流道分支的流速約為蛇型流道的 1/2，最終在流道出口再匯集，流道出口之流速亦約為 3 m/s 左右。

在同一 overpotential 下，觀察歧管型和棋盤型流道，可發現其流道內之速度分佈與之前兩種流道有相當大之差異。流體在流進入口後立即分成許多不同的分支，造成流速大幅下降。而在此兩種流道設計中，入口至出口的對角流道之流速遠高於其它區域。觀察歧管型和棋盤型流道的右上角及左下角，其流速已低於 0.2 m/s，造成 dead zone 處燃料補給不易及水蒸汽的淤積。

圖 3 為絕熱邊界條件下不同設計之兩側流道壓降曲線圖。由圖 2 的流速分佈可知，不同流道間的流速差異甚大，故流道內的壓降差異亦非常大。若將壓降由高至低排序，蛇型流道最大，雙蛇型次之，而歧管型和棋盤型流道最小，且差異不大。蛇型流道所產生之壓降相當大，約為雙蛇型流道的 4 倍，歧管型和棋盤型流道的 35 倍。

壓降大小對於燃料輸送有相當的影響，當流道的壓降越大，代表欲輸入相同流量之燃料所需的功率越大。因此，蛇型流道將會消耗最多能量輸送燃料，而歧管型和棋盤型流道消耗最少。

圖 4 為絕熱邊界條件及輸入氧氣質量分量為 1 時之不同流道設計的性能曲線圖，由圖中可發現不同的流道幾何形狀對於微型 SOFC 的輸出性能影響不大，其輸出電壓皆隨電流密度線性下降。由此可知，對於本文所研究之 SOFC 而言，

其主要之阻抗為 ohmic resistances。

3.2 熱邊界條件之影響

圖 5 為不同熱邊界條件之電池內部最高溫

(24)

CFD12-0911 度曲線圖。圖 5 (a) 為使用絕熱邊界條件，圖 5 (b)

則為使用等溫邊界條件。由圖 5 (a) 中可知，電池外壁在絕熱狀況下，內部的最高溫度會隨電流密度快速增加。此因電池內部所產生的熱量會隨著電流密度增加而增加，而單靠燃料傳輸之熱對流無法將熱量排出，使得電池內部的溫度大幅上升。當電流密度由 0.1 A/cm²升高至 0.7 A/cm²，電池內部最高溫度從 1200 K 上升至 2000 K，其溫差約可達 800 K。反之，在等溫邊界條件下，

由於電池外壁可將熱量傳出，雖電池最高溫度仍會隨電流密度上升。但當電流密度由 0.1 A/cm² 升高至 0.9 A/cm²，溫度約只上升 10 K。比較不同流道之幾何形狀對最高溫度所產生之影響，可發現在絕熱邊界條件下，最高溫度由高至低之排序為棋盤型流道最高，其次是歧管型及蛇型流道，雙蛇型流道的溫度最低。這四種流道的溫度差異會隨著電流密度上升而增加，但差異不大。

在高電流密度時，比較棋盤型與雙蛇型流道的電池內部最高溫度，約只有 3%的差異。

在等溫邊界條件下，電池內部最高溫度之順序卻與在絕熱條件下有所不同。由圖 5 可知，在絕熱邊界條件中溫度較低的蛇型與雙蛇型流道，在等溫條件下反而溫度較高，而另兩種流道設計之溫度卻相對較低。此外，在絕熱邊界條件中，各流道間之溫差會隨電流密度上升而拉開，

且呈線性增加。在等溫條件中，各流道溫度上升之趨勢卻呈曲線上升，此現象在歧管型流道的溫度曲線尤為明顯。當在低電流密度時，歧管型流道內部所產生之最高溫度是其中最低的；但在高電流密度時，其溫度成長之幅度卻高於其它流道設計。在 overpotential 為 0.7 V 下，歧管型流道所產生的電流密度為 0.87 A/cm²，小於棋盤型的 0.9 A/cm²，但歧管型流道的最高溫度卻比棋盤型流道高了 1 K。這代表在歧管型流道中，較容易造成 hot spot，隨著電流密度的增加，其內部溫度有可能會超越其它流道設計。

圖 6 為等溫邊界條件下不同設計的兩側流道

壓降曲線圖。與圖 3 相較，可知無論是絕熱或等溫邊界條件，在陽極側的流道壓降皆會隨電流密度上升而增加。這是由於電流密度上升時，陽極內的電化學反應會使得水蒸汽增加，造成流速加快及壓降增大。反之，陰極側所產生之壓降卻會隨不同熱邊界條件，產生不同的壓降趨勢。其原因為在絕熱條件下，操作溫度會隨電流密度而上升，高操作溫度所造成的密度下降，使陰極流道內的流速隨著電流密度增加而增大，造成壓降變大。而在等溫條件下的氣體性質不變，陰極流道內的反應物隨電流密度上升而減少，造成壓降隨電流密度上升而下降。

圖 7 為等溫條件及輸入氧氣質量分量為 1 時之性能曲線圖。與圖 4 相較，可發現在相同操作電壓下，等溫條件之輸出性能優於絕熱絛件。這是由於絕熱條件使操作溫度上升，造成 EMF (Electro Motive Force) 下降；而等溫條件則能維持固定的 EMF，因此性能表現較佳。

3.3 氧氣質量分量之影響

圖 8 為等溫條件及輸入氧氣質量分量為 0.5 時之性能曲線圖。與圖 7 比較，可發現在相同的電壓輸出值下，氧氣分量值為 0.5 所產生之電流密度較低。對於不同流道設計，所減少的電流密度幅度也有所不同。使用純氧條件下，各流道間之性能差異相當小，且要在高電流密度時才有較明顯的分別，但當降低氧氣質量分量後，各流道間之性能在中電流密度區時便開始產生差異，而隨著電流密度的升高，各流道設計間的性能差異也較圖 8 更為明顯。

比較圖 7 與圖 8，可發現在不同條件下之性能表現排序有所不同。當使用純氧時，棋盤型流道的性能表現與雙蛇型流道不相上下，亦優於其它兩種流道設計；但若將氧氣質量分量降低，便可看出棋盤型流道之表現不如蛇型流道。綜合圖 7 與圖 8，發現歧管型流道在高電流密度下的表現最差，且若降低氧氣質量分量，其可產生之電

(25)

CFD12-0911 流密度也較其它流道設計低。對於本文所探討的

四種流道設計，歧管型與棋盤型流道比較容易受到燃料的質量分量所影響，而蛇型和雙蛇型流道較不會受其影響。

為了解氧氣質量分量對於不同流道設計之影響，圖 9 為不同流道在氧氣質量分量為 1 下之電流密度分佈圖，邊界條件為等溫及 overpotential 為 0.7 V，截面為陽極與電解質之接面 (Z = 1.25 mm)。比較不同流道設計，可發現蛇型、雙蛇型及歧管型流道在流道末端和 dead zone 因為燃料不足的緣故，造成低電流密度區域，值僅約 0.1 A/cm²。反觀棋盤型流道，因燃料擴散較佳，電極上的電流分佈較為均勻，雖然最高電流密度之值不如其它流道設計，但最低電流密度仍有 0.5 A/cm²。

圖 10 為不同流道在氧氣質量分量為 0.5 下之電流密度分佈圖，熱邊界條件、overpotential 及截面高度皆與圖 9 相同。與氧氣質量分量為 1 的圖 9 相較，可明顯看出電極周圍及較寬的流道間隔底下的電流密度較低。其原因為降低氧氣質量分量會造成較差的燃料擴散，使得 concentration overpotential 增加。所以在低氧氣質量分量下，電極的電流密度更容易受到流道設計的影響。比較不同流道設計，可發現原本擴散效果較佳的棋盤型流道在低氧氣質量分量時，雖然 dead zone 處的電流密度仍有 0.3 A/cm²，但電流密度高於 0.7 A/cm²的範圍卻大幅縮小，整體電流輸出反而不如蛇型及雙蛇型流道。

3.4 總結

由本研究中發現，流道設計對於微型 SOFC 的性能並無太大的影響，但在實際應用上，如壓縮機輸送燃料所需的功率、電池堆內的散熱情形，或是燃料在電極上的擴散分佈則佔了極重要的角色。在絕熱條件下，對於歧管型及棋盤型流道，因流速過慢而容易造成內部溫度上升。但若以燃料擴散的觀點而言，棋盤型流道在電極上的

燃料分佈較為均勻。歧管型流道在低電流密度的性能不差，但在高電流密度時容易產生 dead zone。而對於蛇型與雙蛇型流道而言，除在流道末端的擴散不佳外，在質傳與與散熱上並無太大缺點，但其流道內部的壓降較高，不利於輸送燃料的成本考量。

四、參考文獻

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(26)

CFD12-0911

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

pressure drop (Pa)

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

serpentine double serpentine diagonal rib staggerd cylinder

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

pressure drop (Pa)

0 200 400 600 800 1000

serpentine double serpentine vs diagonal rib staggered cylinder

(a) 陽極流道 (b) 陰極流道

圖 3. 絕熱邊界條件之流道壓降曲線圖圖 2. 不同流道之陽極流道速度分佈圖 (a) 蛇型流道

(c) 歧管型流道 (d) 棋盤型流道

(b) 雙蛇型流道

3 2.8 2.6 2.4 2.2 2 1.8 1.6 1.4 1.2 1 0.8 0.6 0.4 0.2 0

Velocity Magnitude (m/s)

五、圖表彙整

圖 1. 電池構造及各層厚度

表 1. SOFC 各元件之材料性質表

Component Electrolyte Anode Cathode Interconnect

Material YSZ Ni/ZrO2 LSM LaCrO3

Electrical Conductivity

(S/m)

0.01 10⁵ 1.33×10⁴ 100

Porosity (%) 1 45 44 -

Permeability

(m²) 10^-18 10^-12 10^-12 - Thermal

Conductivity (W/m K)

2.7 6 11 2.11

Average Pore

Size (µm) 0.3 1.6 2.74 - Density

(kg/m³) - - - 6770

Specific Heat

(J/kg K) - - - 550.5

unit: µm

固態氧化物燃料電池高溫供氣系統與電池介面之發展與整合(II)

行政院國家科學委員會專題研究計畫 成果報告