專利名稱：高分子電解質(zhì)型燃料電池的運轉(zhuǎn)方法
技術(shù)領域：
本發(fā)明涉及便攜式電源、電動汽車用電源及家用供電及供暖系統(tǒng)等使用的常溫工作型高分子電解質(zhì)型燃料電池。
背景技術(shù)：
高分子電解質(zhì)型燃料電池通過使含有氫的燃氣與空氣等含有氧的氧化劑氣體進行電化學反應而同時產(chǎn)生電與熱。該燃料電池用以下方法制成。首先，在能選擇性地輸送氫離子的高分子電解質(zhì)膜的兩面，形成以加載了鉑系金屬催化劑的碳粉為主要成分的催化劑反應層。接著，在各催化劑化應層的外表面形成兼具能使燃氣或氧化劑氣體透過的性能和電子導電性的擴散層。催化劑反應層與該擴散層形成一體，起電極的功能。下面，將電極與電解質(zhì)膜的接合體稱為MEA(Membrane Electrolyte Assembly)。
接著，在電極周圍配置墊密片，在電極與墊密片之間夾入高分子電解質(zhì)膜，以防止供給的氣體從燃料電池漏出或燃氣與氧化劑氣體互相混合。有時，也將該墊密片預先與電極及高分子電解質(zhì)膜形成一體，將該一體化的組件稱為MEA。
再在MEA的外側(cè)配置導電性隔板，以使MEA機械固定并將相接的MEA互相電串聯(lián)。在隔板的與MEA接觸的部分，形成氣流通路，以向電極面供給反應氣體，并將生成的氣體及多元氣體運出。氣流通路也可以與隔板分開另外設置，但一般是在隔板表面形成溝槽，作為氣流通路。
通常，實際使用燃料電池時，采用將上述單格電池多個重疊的層疊結(jié)構(gòu)。燃料電池工作時會產(chǎn)生電并發(fā)熱，但在上述層疊結(jié)構(gòu)中，在每1～2個單格電池中設置冷卻板，以使電池溫度保持穩(wěn)定，并可使產(chǎn)生的熱能以溫水等形式加以利用。冷卻板一般采用使冷卻水等傳熱介質(zhì)在薄的金屬板內(nèi)部貫流的結(jié)構(gòu)。另外，也有在構(gòu)成單格電池的隔板背面(即，欲放流冷卻水的表面)形成流路、使隔板也能起到冷卻板功能的結(jié)構(gòu)。這時，需要將冷卻水等傳熱介質(zhì)密封的O形密封圈及墊密片等。在該密封方法中，需要將O形密封圈等完全壓扁，以確保冷卻板的上下之間有足夠的導電性。
另外，在這樣的層疊電池中，需要有向各單格電池進排燃氣的稱為歧管(manifold)的孔。該歧管一般是確保層疊電池內(nèi)部有冷卻水供給排出孔的所謂內(nèi)部歧管型。
無論是采用內(nèi)部歧管型，還是采用外部歧管型，都需要將包含冷卻板的多個單格電池在一個方向上層疊，在所得層疊電池的兩端配置一對端板，再從該兩塊端板的外側(cè)用緊固桿將層疊電池壓縮及固定。緊固時，最好將單格電池盡可能均勻地緊固在面內(nèi)。另外，從機械強度的角度看，端板及緊固桿通常用不銹鋼等金屬材料制成。將這些端板、緊固桿和層疊電池用絕緣板進行電絕緣，在該結(jié)構(gòu)中，電流不會通過端板向外泄漏。對于緊固桿，其他方法是，使其隔板內(nèi)部的通孔中通過，或用金屬帶將包括端板的整個層疊電池緊固。
上述高分子電解質(zhì)型燃料電池由于其電解質(zhì)膜是以含有水分的狀態(tài)發(fā)揮電解質(zhì)功能的，因此，需要將供給的燃氣及氧化劑氣體加濕后供入。另外，高分子電解質(zhì)膜至少在100℃以內(nèi)的溫度范圍具有以下效果含水率越高，則離子傳導率越大，電池內(nèi)阻下降，越能發(fā)揮出高性能。因此，為了提高電解質(zhì)膜中的含水率，需要大大提高供給的氣體的濕度后再供入。
但是，在電池工作溫度，供入濕度過高的氣體，則電池內(nèi)部會產(chǎn)生露水，水滴將影響氣體順暢地供給。另一個問題是，在供入氧化劑氣體的電極(空氣極)一側(cè)，由于發(fā)電而生成水，使得生成水的去除效率下降，并導致電池性能下降。為此，通常調(diào)制露點略低于電池工作溫度的加濕氣體，供給電池內(nèi)部。
通常的氣體加濕方法有將氣體通入保持在一定溫度的去離子水中進行加濕的起泡加濕法和使保持在一定溫度的去離子水在電解質(zhì)膜等水分可容易流動的膜的一個面上流動、使氣體在另一個面上流動進行加濕的膜加濕法。在用將甲醇或甲烷等化石燃料經(jīng)水蒸氣改性的氣體作為燃氣時，由于改性氣體中含有水蒸氣，因此，有時無需加濕。
加濕的燃氣及氧化劑氣體被供入高分子電解質(zhì)型燃料電池，供其發(fā)電。這時，在層疊電池中的任意單格電池的同一面內(nèi)產(chǎn)生電流密度分布。
即，雖然燃氣在氣體供入口處按規(guī)定加濕后被供入，但由于燃氣中的氫固發(fā)電而被消耗，因此出現(xiàn)這樣的現(xiàn)象，即，在燃氣的上流側(cè)，氫分壓高而水蒸氣分壓低，而在燃氣的下流側(cè)，則氫分壓低而水蒸氣分壓高。另外，雖然氧化劑氣體也在氣體供入口處按規(guī)定加濕后被供入，但由于氧化劑氣體中的氧因發(fā)電而被消耗，產(chǎn)生因發(fā)電而生成的水，因此出現(xiàn)這樣的現(xiàn)象，即，在氧化劑氣體的上流側(cè)，氧分壓高而水蒸氣分壓低，而在氧化劑氣體的下流側(cè)，則氧分壓低而水蒸氣分壓高。而且，由于用于使電池冷卻的冷卻水的溫度在燃料電池的入口側(cè)低而在出口側(cè)高，因而在單格電池的單一面內(nèi)產(chǎn)生溫度分布。根據(jù)上述理由，在電池的單一面內(nèi)產(chǎn)生電流密度分布(性能分布)。
另外，由于上述理由而出現(xiàn)的電池單一面內(nèi)的燃氣中的氫及水蒸氣分壓的不均勻、氧化劑氣體中的氧及水蒸氣分壓的不均勻以及溫度分布等若大至極端而偏離最佳狀態(tài)，則會導致極端干燥(過度干燥)狀態(tài)或極端濕潤(過度液泛)狀態(tài)，其嚴重性將不會停留在出現(xiàn)電流密度分布的程度，有時會失去電池功能。
另外，由于上述理由而出現(xiàn)的電池單一面內(nèi)的燃氣中的氫及水蒸氣分壓的不均勻、氧化劑氣體中的氧及水蒸氣分壓的不均勻以及溫度分布等，還可能出現(xiàn)在電池的單一面內(nèi)同時存在過度干燥與過度液泛的現(xiàn)象。
增大層疊電池的層疊數(shù)時，若在層疊的多個單格電池的一部分中出現(xiàn)上述問題，則該性能下降的一部分單格電池會影響整個層疊電池的工作。即，當層疊的單格電池的一部分陷入過度液泛狀態(tài)時，在該過渡液泛的電池中，由氣體供給而產(chǎn)生的壓力損失增大。
供給氣體的歧管由于是層疊電池內(nèi)的全部單格電池共有的，因此，若有過度液泛的單格電池，則氣體也難以流向其它單格電池，其結(jié)果，有可能導致整個層疊電池過度液泛。
反之，當層疊電池中的一部分單格電池過度干燥時，則在過度干燥的單格電池中，因供給氣體而產(chǎn)生的壓力損失減少。由此，氣體容易流向過度干燥的層疊電池，其結(jié)果，過度干燥更嚴重。
無論是在供給燃氣的燃料極一側(cè)，還是在供給氧化劑氣體的空氣極一側(cè)，上述問題多起因于與進氣口側(cè)相比，出氣口側(cè)的氣體中的水蒸氣分壓高。為此，如日本PCT特許公開公報1997年第511356號所示，試圖使氧化劑氣體的流向與冷卻水的流向相同，利用冷卻水的溫度分布，使氧化劑氣體下流部分的溫度比上流部分高，由此抑制空氣極下流部分的過度液泛，減小電池單一面內(nèi)的電流密度分布。
但是，在向?qū)盈B電池供給氣體時，由于在進氣口處必然存在壓力損失，因此，在層疊電池內(nèi)部，也存在供給氣體的壓力分布，入口側(cè)的壓力必然高。在空氣極一側(cè)，由于水的生成，水蒸氣的分壓越是在出口側(cè)越高，但由于壓力分布的影響，根據(jù)電池工作條件，出口側(cè)的相對濕度未必一定高。因此，若使電池在越是入口一側(cè)相對濕度越高的條件下發(fā)電，使氧化劑氣體的流向與冷卻水的流向相同，并利用冷卻水的溫度分布使氧化劑氣體下流部分的溫度比上流部分的高，則進氣口側(cè)的過度液泛會被加速，效果相反。
發(fā)明揭示為了解決上述問題，本發(fā)明提供一種高分子電解質(zhì)型燃料電池的運轉(zhuǎn)方法，該高分子電解質(zhì)型燃料電池具有當中夾著高分子電解質(zhì)膜的一對電極、導電性隔膜、向上述電極進排燃氣及氧化劑氣體的手段、加濕上述燃氣及/或上述氧化劑氣體的手段、以及使冷卻水在與上述電極平行的面方向上流通的手段，本發(fā)明的方法的特征在于，測量上述燃氣的氣體流速、上述氧化劑氣體的氣體流速、上述燃氣中的飽和水蒸氣壓、上述燃氣中的水蒸氣壓、上述氧化劑氣體中的飽和水蒸氣壓、上述氧化劑氣體中的水蒸氣壓、上述電極的溫度以及輸出電流值中的至少一種物理量，通過調(diào)節(jié)上述冷卻水的流向、上述冷卻水的溫度、上述冷卻水的流量、上述燃氣的供給量、上述氧化劑氣體的供給量、上述燃氣中的濕存水、上述氧化劑氣體中的濕存水、上述電極的溫度、上述電極的溫度分布以及輸出電流值中的至少一種物理量，將根據(jù)以上述燃氣的氣體流速、上述氧化劑氣體的氣體流速、上述燃氣中的飽和水蒸氣壓、上述燃氣中的水蒸氣壓、上述氧化劑氣體中的飽和水蒸氣壓、上述氧化劑氣體中的水蒸氣壓、上述電極的溫度以及輸出電流值中的至少一種物理量為獨立變量的特征函數(shù)而算出的特征值維持于規(guī)定值。
在這種情況下，除去設在高分子電解質(zhì)型燃料電池的燃氣及氧化劑氣體排出口后段的熱交換器或總熱交換器等不可避免的壓力損失，最好使上述排出口實質(zhì)上開放至常壓。
此外，上述特征函數(shù)用式(1)表示Y＝Vm×(ΔP)n(1)(式中，V表示燃氣或氧化劑氣體的流速，ΔP表示燃氣或氧化劑氣體中的飽和水蒸氣壓與水蒸氣壓之差，m及n為預先設定的數(shù)值)，最好將根據(jù)式(1)算出的特征值Y維持在第1規(guī)定值以上、第2規(guī)定值以下。
此外，最好對應于高分子電解質(zhì)型燃料電池的工作時間或輸出特性，規(guī)定第1規(guī)定值、第2規(guī)定值、m及n中的至少一個量。
另外，在上述電極中，最好以燃氣或氧化劑氣體的導入部分為電極出發(fā)點，以上述燃氣或氧化劑氣體的排出部分為電極出口點，使電極出發(fā)點的溫度低于電極出口點的溫度。
最好使從上述電極出發(fā)點至電極出口點之間的電極溫度，相對于從電極出發(fā)點至電極出口點之間的距離，以上面凸起的曲線進行變化。
圖面的簡單說明

圖1為本發(fā)明實施例中的高分子電解質(zhì)型燃料電池的隔膜的結(jié)構(gòu)的俯視圖。
圖2為本發(fā)明實施例1的高分子電解質(zhì)型燃料電池的特性圖。
圖3為本發(fā)明實施例2的高分子電解質(zhì)型燃料電池的特性圖。
圖4為本發(fā)明實施例3的高分子電解質(zhì)型燃料電池的特性圖。
圖5為本發(fā)明實施例4的高分子電解質(zhì)型燃料電池的特性圖。
圖6為本發(fā)明實施例5的高分子電解質(zhì)型燃料電池的特性圖。
圖7為本發(fā)明實施例6的高分子電解質(zhì)型燃料電池的特性圖。
發(fā)明的最佳實施方式本發(fā)明的實施方式的特征在于，通過調(diào)整面內(nèi)溫度分布(該面內(nèi)溫度分布通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量而得到)、氣體供給量、(加濕用)水分供給量及電流密度并根據(jù)由氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差表示的函數(shù)來調(diào)整燃料電池，使其能以最佳狀態(tài)工作。
此外，調(diào)整面內(nèi)溫度分布(該面內(nèi)溫度分布通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量而得到)、氣體供給量、水分供給量及電流密度，使氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值為2,000～70,000 kgf/sec·m，由此可降低電池單一面內(nèi)的電流密度分布。
另外，調(diào)整面內(nèi)溫度分布(該面內(nèi)溫度分布通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量而得到)、氣體供給量、水分供給量及電流密度，使高分子電解質(zhì)型燃料電池的出氣口附近的氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值為2,000～70,000kgf/sec·m，由此可減小電池單一面內(nèi)的電流密度分布的不均勻性。
此外，在除去設在氣體排出口后段的熱交換器(包括總熱交換器等)的不可避免的壓力損失而實際上開放至常壓的高分子電解質(zhì)型燃料電池中，調(diào)整面內(nèi)溫度分布(該面內(nèi)溫度分布通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量而得到)、氣體供給量、水分供給量及電流密度，使高分子電解質(zhì)型燃料電池的出氣口附近的氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值為2,000～70,000 kgf/sec·m，由此可減小電池單一面內(nèi)的電流密度分布的不均勻性。
另外，在除去設在氣體排出口后段的熱交換器等的不可避免的壓力損失而實際上開放至常壓的高分子電解質(zhì)型燃料電池中，調(diào)整氣體供給量、水分供給量及電流密度，使高分子電解質(zhì)型燃料電池的進氣口附近的氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值比出氣口附近的氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值大，并通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量，將高分子電解質(zhì)型燃料電池的面內(nèi)溫度分布設定成出氣口附近高于進氣口附近，并使出氣口附近的氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值為2,000～70,000 kgf/sec·m，由此可減少電池單一面內(nèi)的電流密度分布的不均勻性。
另外，調(diào)整對高分子電解質(zhì)型燃料電池的氣體供給量、水分供給量及電流密度，使高分子電解質(zhì)型燃料電池的進氣口附近的氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值大于出氣口附近的氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值，并通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量，使高分子電解質(zhì)型燃料電池的面內(nèi)溫度分布成為與直線性分布相比，向上凸起的曲線，并使出氣口附近的氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值為2,000～70,000kgf/sec·m，由此可減少電池單一面內(nèi)的電流密度分布的不均勻性。
另外，最好調(diào)整面內(nèi)溫度分布(該面內(nèi)溫度分布通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量而得到)、氧化劑氣體供給量、供給氧化劑氣體的水分量及電流密度，由此可減少電池單一面內(nèi)的電流密度分布的不均勻性。
另外，最好使供給高分子電解質(zhì)型燃料電池的氣體的入口壓力損失在0.5kgf/cm2以下，這樣能夠減少電池單一面內(nèi)的電流密度分布的不均勻性。
還有，最好在調(diào)整面內(nèi)溫度分布(該面內(nèi)溫度分布通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量而得到)、氣體供給量、水分供給量及電流密度時，若電流密度小于0.5A/cm2，則使氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值為2,000～30,000kgf/sec·m，若電流密度大于0.5A/cm2，則使氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值為8,000～40,000kgf/sec·m，這樣能夠減少電池單一面內(nèi)的電流密度分布的不均勻性。
此外，調(diào)整面內(nèi)溫度分布(該面內(nèi)溫度分布通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量而得到)、氣體供給量、水分供給量及電流密度，使在整個氣體流通面上的氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值的分布在10,000kgf/sec·m以下，這樣能夠減少電池單一面內(nèi)的電流密度分布的不均勻性。
另外，最好在高分子電解質(zhì)型燃料電池的性能隨著時間的推移而劣化時，調(diào)整面內(nèi)溫度分布(該面內(nèi)溫度分布通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量而得到)、氣體供給量、水分供給量及電流密度，使氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值在20,000kgf/sec·m以上，這樣能夠減少電池單一面內(nèi)的電流密度分布的不均勻性。
還有，最好在高分子電解質(zhì)型燃料電池的進氣口側(cè)與出氣口側(cè)中，使氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差的乘積的絕對值大的一側(cè)與冷卻水入口側(cè)為同一方向，使絕對值小的一側(cè)與冷卻水出口側(cè)為同一方向，這樣能夠降低電池單一面內(nèi)的電流密度分布。
下面結(jié)合附圖對本發(fā)明的優(yōu)選實施例進行說明。
MEA如下所述制成。將粒徑在數(shù)微米以下的碳粉浸漬在氯鉑酸水溶液中，通過還原處理，將鉑催化劑加載在碳粉表面，使碳與加載的鉑的重量比為1∶1。然后，將該加載鉑的碳粉分散在高分子電解質(zhì)的醇溶液中，形成糊劑。
另一方面，將成為電極的厚度為250μm的碳紙浸漬于氟樹脂的水性分散液(大金工業(yè)株式會社生產(chǎn)的Neoflon ND1)中，然后干燥，在400℃加熱處理30分鐘，賦予碳紙以斥水性，接著，在斥水處理過的上述碳紙的單面均勻涂布含有碳粉的糊劑，形成催化劑層，將其作為電極。
將用上述方法制成的兩片碳紙電極的形成催化劑層的一面朝里，夾入高分子電解質(zhì)膜后重疊、干燥。
使上述碳紙電極的尺寸為長3.6cm、寬9cm，在具有足夠大的長度與寬度的高分子電解質(zhì)膜的中央，以一定的間隔配置5片碳紙電極，在單一面內(nèi)制成作5切分的電極。為不使供給的燃氣泄漏或互相混合，在電極周圍夾著高分子電解質(zhì)膜，配置約250μm厚的硅酮橡膠片，在120℃熱壓5分鐘，得到MEA(電極電解質(zhì)膜接合體)。
隔膜的厚度為4mm，在其表面切刻出寬2mm、深1mm的氣體通路1。然后，如圖1所示，在隔膜的周邊部分配置氣體的歧管孔2及冷卻水的歧管孔3。將兩個單元的這樣的單格電池層疊后，將由形成冷卻水流動的冷卻通路的隔膜構(gòu)成的冷卻部層疊，以這種形式反復層疊。未采用冷卻部的密封用O形密封圈。
將20個這樣的單格電池層疊，在兩端部配置金屬制的集電板及電絕緣材料的絕緣板，再在端板與端板之間用緊固件固定，得到燃料電池組件。這時的隔膜每單位面積的緊固壓力為10kgf/cm2。評價用保持在75℃的去離子水起泡器向這樣制得的組件供給作為燃氣的氫氣，并用保持在規(guī)定溫度的去離子水起泡器供給作為氧化劑氣體的空氣，通入冷卻水進行發(fā)電試驗。此時，燃氣、氧化劑氣體及冷卻水都從同一方向?qū)?，出氣口開放至常壓。
首先，設定電池工作溫度為75℃，為了盡量抑制溫度分布，使設定在75℃的冷卻水以較大量(20L/min)流出，設Uf(燃氣中的氫消耗率)＝80％、Uo(氧化劑氣體中的氧消耗率)＝20％，檢查電池面內(nèi)的性能分布。
圖2示出將上述組件以0.3A/cm2及0.7A/cm2的恒流密度運轉(zhuǎn)時，將上述組件作5切分的部分組件中的20個單格電池的平均電壓特性與氧化劑氣體起泡器溫度的相關(guān)性。將作5切分的組件中最靠近進氣口側(cè)的部分組件設為No.1a，再依次設為No.1b、No.1c及No.1d，最靠近出氣口側(cè)的部分設為No.1e。
由圖2可知，當電流密度為0.3A/cm2時，若氧化劑氣體起泡器溫度較低，則越靠近進氣口的部位，特性越高。但是，若提高起泡器溫度，則從最靠近進氣口的部分組件No.1a起，其性能依次急劇下降。這時，測定內(nèi)阻，可知部分組件No.1a處于過度液泛狀態(tài)。另外，氧化劑氣體起泡器溫度為70℃時的進氣口處的壓損為0.2kgf/cm2。將這時的進氣口附近及出氣口附近的起泡器溫度、氣體流速(V)(m＝1)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積(n＝1)(V·ΔP)的關(guān)系示于表1。
這里，當實際蒸氣壓＞飽和蒸氣壓時，由于ΔP為負，因此，V·ΔP也為負。但是，由于很難認為實際蒸氣壓極端地大于飽和蒸氣壓，因此，評價V·ΔP的絕對值就足夠了。所以，下面用絕對值表示。
表1

在V·ΔP(＝Y(jié))小于約2000時，為過度液泛狀態(tài)在V·ΔP大于約30000時，為過度干燥狀態(tài)；最佳運轉(zhuǎn)狀態(tài)時的V·ΔP為2000～30000左右。
另外，當電流密度為0.7A/cm2時，若氧化劑氣體起泡器溫度較低，則越靠近進氣口的部位，特性越高。但是，若提高起泡器溫度，則最靠近進氣口的部分組件No.1a的性能急劇下降。這時，測定內(nèi)阻，可知部分組件No.1a處于過度液泛狀態(tài)。另外，氧化劑氣體起泡器溫度為70℃時的進氣口處的壓損為0.4kgf/cm2。將此時的進氣口附近及出氣口附近的起泡器溫度、氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V·ΔP)的關(guān)系示于表2。
表2

當V·Δ小于約2000左右時，為過度液泛狀態(tài)；當V·ΔP為約70000時，為稍微過度干燥狀態(tài)；最佳運轉(zhuǎn)狀態(tài)時的V·ΔP為2,000～70,000左右。另外，在上述條件下，能夠?qū)㈦姵貑我幻鎯?nèi)的性能分布抑制得很小。另外，在V·ΔP處于2,000～70,000范圍外的條件下，在層疊的電池構(gòu)成單位內(nèi)，產(chǎn)生可觀察到性能極端下降的部分。
此時，燃氣、氧化劑氣體及冷卻水都從同一方向?qū)耄鰵饪陂_放至常壓。使設定在75℃的冷卻水以2L/min的量流出，設定Uf(燃氣中的氫消耗率)＝80％、Uo(氧化劑氣體中的氧消耗率)＝20％，檢查電池面內(nèi)的性能分布。
圖3示出將上述組件以0.3A/cm2和0.7A/cm2的恒流密度運轉(zhuǎn)時，在將上述組件作5切分的部分組件中的20個單格電池的平均電壓特性與氧化劑氣體起泡器溫度的關(guān)系。將作5切分的組件中最靠近進氣口側(cè)的部分組件設為No.2a，其余依次為No.2b、No.2c及No.2d，最靠近出氣口側(cè)的部分為No.2e。
這時，由于減小了冷卻水流量，因此，在No.2a至No.2e的部分組件之間出現(xiàn)溫度分布。電流密度為0.3A/cm2時的部分組件單格電池的平均溫度的分布如下No.2a為74.9℃，No.2b為75.6℃，No.2c為76.5℃，No.2d為77.5℃，No.2e為78.0℃，相對于氣體流動，越是上流部分溫度越低，越是下流部分溫度越高。另外，電流密度為0.7A/cm2時的部分組件單格電池的平均溫度分布如下No.2a是75.2℃，No.2b是77.1℃，No.2c是79.5℃，No.2d是81.9℃，No.2e是83.1℃，同樣，相對于氣體流動，越是上流部分溫度越低，越是下流部分溫度越高。
由圖3可知，無論是電流密度為0.3A/cm2時，還是電流密度為0.7aA/cm2時，由于靠近進氣口處的部分組件No.2a及No.2b的溫度比其它部分組件低，因此，觀察到由嚴重過度液泛現(xiàn)象導致的性能下降。反之，由于出氣口處附近的部分組件No.2d及No.2e的溫度相對較高，因此，觀察到由嚴重過度干燥現(xiàn)象導致的性能下降。
一般在空氣極一側(cè)，由于有水生成，因此，越靠近出氣口側(cè)，水蒸氣分壓越大。為此，如日本PCT特許公開公報1997年第511356號所示，使氧化劑氣體的流向與冷卻水的流向相同，通過冷卻水的溫度分布，使氧化劑氣體下流部分的溫度比上流部分高，試圖由此抑制空氣極下流部分的過度液泛，減少電池單一面內(nèi)的電流密度分布。但在本實施例中，由于以Uo＝20％即較低的Uo運轉(zhuǎn)，因此，氧化劑氣體起泡器溫度為70℃時，進氣口處的壓損較高，為0.4kgf/cm2，與由于水生成而導致的出氣口處水蒸氣分壓增大的效應相比，由進氣口處壓損導致的進氣口處相對溫度上升的作用更大。因此，原來進氣口側(cè)會處于過度液泛狀態(tài)，而出氣口側(cè)會處于過度干燥狀態(tài)。此外，由于溫度分布使得出氣口側(cè)的溫度相對上升，造成使出氣口側(cè)的過度干燥和進氣口側(cè)的過度液泛變得更加嚴重的相反效果。
將電流密度為0.3A/cm2時的進氣口附近及出氣口附近的起泡器溫度、氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V·ΔP)的關(guān)系示于表3(式(1)中，m＝1，n＝1)。
表3

電流密度為0.7A/cm2時，進氣口附近及出氣口附近的氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V·ΔP)與起泡器溫度之間的關(guān)系如表4所示。
表4

另外，當V·ΔP在2000～70000范圍之外時，在電池單一面內(nèi)出現(xiàn)過度液泛及過度干燥同時存在的部位，在層疊的20個電池構(gòu)成單位內(nèi)，出現(xiàn)性能極端下降，層疊電池難以穩(wěn)定運轉(zhuǎn)。
此時，燃氣、氧化劑氣體及冷卻水都從同一方向?qū)?，出氣口開放至常壓。冷卻水從與氣體流向相反的方向?qū)?。使設定在75℃的冷卻水以2L/min的量流出，設定Uf(燃氣中的氫消耗率)＝80％、Uo(氧化劑氣體中的氧消耗率)＝ 20％，檢查電池面內(nèi)的性能分布。
圖4示出將上述組件以0.7A/cm2的恒流密度運轉(zhuǎn)時，在將上述組件作5切分的部分組件中的20個單格電池的平均電壓特性與氧化劑氣體起泡器溫度的關(guān)系。將作5切分的組件中最靠近進氣口側(cè)的部分組件設為No3a，其余依次設為No.3b、No.3c及No.3d，最靠近出氣口側(cè)的部分組件設為No.3e。
這時，由于減小了冷卻水流量，因此在No.3a至No.3e的單元之間出現(xiàn)溫度分布。電流密度為0.3A/cm2時，部分組件中20個電池構(gòu)成單位的平均溫度的分布為，No.3a是78.2℃，No.3b是77.6℃，No.3c是76.7℃，No.3d是75.9℃，No.3e是75.0℃，相對于氣體流動，越是上流部分溫度越高，越是下流部分溫度越低。另外，在電流密度為0.7A/cm2時，部分組件中的20個電池構(gòu)成單位的平均溫度的分布為，No.3a是83.2℃，No.3b是82.1℃，No.3c是79.8℃，No.3d是76.9℃，No.3e是75.1℃，同樣，相對于氣體流動，越是上流部分溫度越高，越是下流部分溫度越低。另外，這時的溫度分布在No.3a至No.3e之間不是直線形的，而是較之直線，向上凸起。
根據(jù)圖4，無論電流密度為0.3A/cm2，還是為0.7A/cm2，越靠近進氣口的部位，特性越高。但是，在起泡器溫度依存性方面，則任何一個部分組件都顯示出同樣的傾向，所有部分組件都顯示非常穩(wěn)定的特性。
一般在空氣極一側(cè)，由于有水生成，因此，越靠近出氣口側(cè)，水蒸氣分壓越大。但在本實施例中，由于以Uo＝20％即較低的Uo運轉(zhuǎn)，因此，氧化劑氣體起泡器溫度為70℃時，進氣口處的壓損較高，為0.4kgf/cm2，與由于水生成而導致的出氣口處水蒸氣分壓增大的效應相比，由進氣口處壓損導致的進氣口處相對濕度上升的作用更大。因此，原來進氣口側(cè)會處于過度液泛狀態(tài)，而出氣口側(cè)會處于過度干燥狀態(tài)。此外，由于溫度分布使得出氣口側(cè)的溫度相對上升，其結(jié)果是，抑制了進氣口側(cè)的過度液泛，還抑制了出氣口側(cè)的過度干燥，得到穩(wěn)定的電池特性。
電流密度為0.3A/cm2時，進氣口附近及出氣口附近的氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V·ΔP)與起泡器溫度之間的關(guān)系如表5所示。
表5

電流密度為0.7A/cm2時，進氣口附近及出氣口附近的氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V·ΔP)與起泡器溫度之間的關(guān)系如表6所示。
表6

根據(jù)上述情況，電流密度為0.3A/cm2時，進氣口附近與出氣口附近的起泡器溫度、氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V·ΔP)的最佳范圍為2000～3000kgf/s·m，電流密度為0.7A/cm2時，進氣口附近與出氣口附近的起泡器溫度、氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V·ΔP)的最佳范圍為8,000～40,000kgf/s·m。另外，在上述條件下，能夠?qū)㈦姵貑我幻鎯?nèi)的性能分布抑制得很小。
此時，燃氣、氧化劑氣體及冷卻水都從同一方向?qū)耄鰵饪陂_放至常壓。首先，將電池工作溫度設定在75℃，為了盡量抑制溫度分布，使設定在75℃的冷卻水以較大量(2L/min)流出，設定Uf(燃氣中的氫消耗率)＝80％、Uo(氧化劑氣體中的氧消耗率)＝40％，檢查電池面內(nèi)的性能分布。
圖5示出將上述組件以0.7A/cm2的恒流密度運轉(zhuǎn)時，在將上述組件作5切分的部分組件中的20個單格電池的平均電壓特性與氧化劑氣體起泡器溫度的關(guān)系。將作5切分的組件中最靠近進氣口側(cè)的部分組件設為No.4a，其余依次設為No.4b、No.4c及No.4d，最靠近出氣口側(cè)的部分組件設為No.4e。
根據(jù)圖5，電流密度為0.7A/cm2時，越靠近進氣口部位，特性越高。但是，若提高起泡器溫度，則從最靠近出氣口的部分組件No.4e起，其性能依次急劇下降。這時，測定內(nèi)阻，可知No.4e處于過度液泛狀態(tài)。另外，氧化劑氣體起泡器溫度為60℃時的進氣口處的壓損為0.2kgf/cm2。這時，進氣口附近及出氣口附近的氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V·ΔP)與起泡器溫度之間的關(guān)系如表7所示。
表7

當V·ΔP小于約7000左右時，為過度液泛狀態(tài)；當V·ΔP為約32000時，為稍微過度干燥狀態(tài)；最佳運轉(zhuǎn)狀態(tài)時的V·ΔP為8,000～40,000左右。另外，在上述條件下，能夠?qū)㈦姵貑我幻鎯?nèi)的性能分布抑制得很小。此外，V·ΔP在進氣口處與出氣口處之差在12000以上，不能穩(wěn)定運轉(zhuǎn)。還有，當V·ΔP在8,000～40,000的范圍以外時，部分組件中，層疊的20個電池構(gòu)成單位內(nèi)，出現(xiàn)性能極端下降的電池構(gòu)成單元。
此時，燃氣、氧化劑氣體及冷卻水都從同一方向?qū)?，出氣口開放至常壓。使設定在75℃的冷卻水以2L/min的量流出，設定Uf(燃氣中的氫消耗率)＝80％、Uo(氧化劑氣體中的氧消耗率)＝40％，檢查電池面內(nèi)的性能分布。
圖6示出將上述組件以0.7A/cm2的恒流密度運轉(zhuǎn)時，在將上述組件作5切分的部分組件中的20個單格電池的平均電壓特性與氧化劑氣體起泡器溫度的關(guān)系。將作5切分的組件中最靠近進氣口側(cè)的部分組件設為No.5a，其余依次設為No.5b、No.5c及No.5d，最靠近出氣口側(cè)的部分組件設為No.5e。這時，由于減小了冷卻水流量，因此，在No.5a～No.5e的部分組件之間出現(xiàn)溫度分布。電流密度為0.7A/cm2時，部分組件中20個電池構(gòu)成單位的平均單元溫度的分布為，No.5a是75.1℃，No.5b是77.0℃，No.5c是79.7℃，No.5d是81.8℃，No.5e是83.0℃，相對于氣體流動，越是上流部分溫度越低，越是下流部分溫度越高。另外，這時的溫度分布在No.5a至No.5e之間不是直線形的，而是較之直線，向上凸起。
根據(jù)圖6，當電流密度為0.7A/cm2時，越靠近進氣口的部位，特性越高。但是，在起泡器溫度依存性方面，則任何一個部分組件都顯示出同樣的傾向，所有部分組件都顯示非常穩(wěn)定的特性。
一般在空氣極一側(cè)，由于有水生成，因此，越靠近出氣口側(cè)，水蒸氣分壓越大。另一方面，由于進氣口處的壓損，導致進氣口處的壓力比出氣口處高，因此，進氣口處的相對濕度上升。但在本實施例中，氧化劑氣體起泡器溫度為70℃時的進氣口處的壓損較低，為0.2kgf/cm2，與由于進氣口處壓損導致的進氣口處相對濕度上升相比，由于水的生成而導致的出氣口處水蒸氣分壓增大的效應的作用更大。因此，原來出氣口側(cè)會處于過度液泛狀態(tài)，而入氣口側(cè)會處于過度干燥狀態(tài)。此外，由于溫度分布使得出氣口側(cè)的溫度相對上升，其結(jié)果是，抑制了出氣口側(cè)的過度液泛，還抑制了進氣口側(cè)的過度干燥，得到穩(wěn)定的電池特性。
電流密度為0.7A/cm2時，進氣口附近及出氣口附近的氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V·ΔP)與起泡器溫度之間的關(guān)系如表8所示。
表8

根據(jù)上述情況，電流密度為0.7A/cm2時，進氣口附近及出氣口附近的起泡器溫度、氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V·ΔP)的最佳范圍為10000～38000kgf/s·m。另外，在上述條件下，能夠?qū)㈦姵貑我幻鎯?nèi)的性能分布抑制得很小。實施例6用保持在75℃的去離子水起泡器向按與實施例1相同方法制得的燃料電池組件供給作為燃氣的純氫，并用保持在規(guī)定溫度的去離子水起泡器供給作為氧化劑氣體的空氣，通入冷卻水進行發(fā)電試驗。
此時，燃氣、氧化劑氣體及冷卻水都從同一方向?qū)?，縮小出氣口，將出氣口處的壓力調(diào)整至計示壓力2.0kgf/cm2。使設定在75℃的冷卻水以2L/min的量流出，設定Uf(燃氣中的氫消耗率)＝80％、Uo(氧化劑氣體中的氧消耗率)＝50％，檢查電池面內(nèi)的性能分布。
圖7示出將上述組件以0.7A/cm2的恒流密度運轉(zhuǎn)時，在將上述組件作5切分的部分組件中的20個電池構(gòu)成單位的平均電壓特性與氧化劑氣體起泡器溫度的關(guān)系。將作5切分的組件中最靠近進氣口側(cè)的部分組件設為No.6a，其余依次設為No.6b、No.6c及No.6d，最靠近出氣口側(cè)的部分組件設為No.6e。
這時，由于減小了冷卻水流量，因此，在No.6a～No.6e的部分組件之間出現(xiàn)溫度分布。電流密度為0.7A/cm2時，部分組件中20個電池構(gòu)成單位的平均單元溫度的分布為，No.6a是75.0℃，No.6b是76.0℃，No.6c是77.8℃，No.6d是80.8℃，No.6e是82.0℃，相對于氣體流動，越是上流部分溫度越低，越是下流部分溫度越高。另外，這時的溫度分布在No.6a至No.6e之間不是直線形的，而是較之直線，向上凸起。
由圖7可知，當電流密度為0.7A/cm2時，越靠近進氣口的部分組件，特性越高。但是，在起泡器溫度依存性方面，則任何一個部分組件都顯示出同樣的傾向，所有部分組件都顯示非常穩(wěn)定的特性。
一般在空氣極一側(cè)，由于有水生成，因此，越靠近出氣口側(cè)，水蒸氣分壓越大。另一方面，由于進氣口處的壓損，導致進氣口處的壓力比出氣口處高，因此，進氣口處的相對濕度上升。但在本實施例中，氧化劑氣體起泡器溫度為70℃時的進氣口處的壓損較低，為0.1kgf/cm2，與由于進氣口處壓損導致的進氣口處相對濕度上升相比，由于水的生成而導致的出氣口處水蒸氣分壓增大的效應的作用更大。因此，原來出氣口側(cè)會處于過度液泛狀態(tài)，而入氣口側(cè)則會處于過度干燥狀態(tài)。此外，由于溫度分布使得出氣口側(cè)的溫度相對上升，其結(jié)果是，抑制了出氣口側(cè)的過度液泛，還抑制了進氣口側(cè)的過度干燥，得到穩(wěn)定的電池特性。
根據(jù)上述情況，電流密度為0.7A/cm2時，進氣口附近及出氣口附近的起泡器溫度、氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V·ΔP)的最佳范圍為8000～30000kgf/s·m。另外，在上述條件下，能夠?qū)㈦姵貑我幻鎯?nèi)的性能分布抑制得很小。
表9

根據(jù)上述情況，在0.7A/cm2的電流密度時，進氣口附近及出氣口附近的氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的乘積的絕對值(V-ΔP)相對于起泡器溫度的最佳范圍為8000～30000kgf/s·m。另外，在上述條件下，能夠?qū)㈦姵貑我幻鎯?nèi)的性能分布抑制得很小。
表10

根據(jù)表10的結(jié)果，電流密度為0.7A/cm2時，進氣口附近及出氣口附近的起泡器溫度、氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的函數(shù)的絕對值(V2·ΔP)的最佳范圍為約140000～470000kgf/s2。另外，氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的函數(shù)的絕對值(V·ΔP2)之最佳范圍為約7×106～1.2×108(kgf)2/m3·s。此外，在上述條件下，能夠?qū)㈦姵貑我幻鎯?nèi)的性能分布(不均勻性)抑制得很小。實施例8進行與實施例5完全相同的試驗，求得電流密度為0.3A/cm2時進氣口附近及出氣口附近的起泡器溫度、氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的函數(shù)的絕對值(V2·ΔP及V·ΔP2)。這些數(shù)值的關(guān)系如表11所示。
表11

根據(jù)表11的結(jié)果，電流密度為0.3A/cm2時，進氣口附近及出氣口附近的起泡器溫度、氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的函數(shù)的絕對值(V2·ΔP)的最佳范圍為約15000～150000kgf/s2。另外，氣體流速(V)和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差(ΔP)的函數(shù)的絕對值(V·ΔP2)之最佳范圍為約0.8×106～1.4×108(kgf)2/m3·s。此外，在上述條件下，能夠?qū)㈦姵貑我幻鎯?nèi)的性能分布(不均勻性)抑制得很小。
產(chǎn)業(yè)上應用的可能性由本發(fā)明可知，通過調(diào)整面內(nèi)溫度分布(該面內(nèi)溫度分布通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量而得到)、氣體供給量、(加濕用)水分供給量及電流密度并根據(jù)由氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差表示的函數(shù)來調(diào)整燃料電池，使其能以最佳狀態(tài)工作，就可使其穩(wěn)定地以高性能工作。
權(quán)利要求
1.一種高分子電解質(zhì)型燃料電池的運轉(zhuǎn)方法，該高分子電解質(zhì)型燃料電池具有當中夾著高分子電解質(zhì)膜的一對電極、導電性隔膜、向上述電極進排燃氣及氧化劑氣體的手段、加濕上述燃氣及/或上述氧化劑氣體的手段、以及使冷卻水在與上述電極平行的面方向上流通的手段，所述方法的特征在于，測量上述燃氣的氣體流速、上述氧化劑氣體的氣體流速、上述燃氣中的飽和水蒸氣壓、上述燃氣中的水蒸氣壓、上述氧化劑氣體中的飽和水蒸氣壓、上述氧化劑氣體中的水蒸氣壓、上述電極的溫度以及輸出電流值中的至少一種物理量，通過調(diào)節(jié)上述冷卻水的流向、上述冷卻水的溫度、上述冷卻水的流量、上述燃氣的供給量、上述氧化劑氣體的供給量、上述燃氣中的濕存水、上述氧化劑氣體中的濕存水、上述電極的溫度、上述電極的溫度分布以及輸出電流值中的至少一種物理量，將根據(jù)以上述燃氣的氣體流速、上述氧化劑氣體的氣體流速、上述燃氣中的飽和水蒸氣壓、上述燃氣中的水蒸氣壓、上述氧化劑氣體中的飽和水蒸氣壓、上述氧化劑氣體中的水蒸氣壓、上述電極的溫度以及輸出電流值中的至少一種物理量為獨立變量的特征函數(shù)而算出的特征值維持于規(guī)定值。
2.如權(quán)利要求1所述的高分子電解質(zhì)型燃料電池的運轉(zhuǎn)方法，其特征在于，除去設在高分子電解質(zhì)型燃料電池的燃氣及氧化劑氣體排出口后段的熱交換器的不可避免的壓力損失，使上述排出口實質(zhì)上開放至常壓。
3.如權(quán)利要求1所述的高分子電解質(zhì)型燃料電池的運轉(zhuǎn)方法，其特征在于上述特征函數(shù)用式(1)表示Y＝Vm×(ΔP)n(1)(式中，V為燃氣或氧化劑氣體的流速，ΔP為燃氣或氧化劑氣體中的飽和水蒸氣壓與水蒸氣壓之差，m及n為預先規(guī)定的數(shù)值)，將根據(jù)式(1)算出的特征值Y維持在第1規(guī)定值以上、第2規(guī)定值以下。
4.如權(quán)利要求3所述的高分子電解質(zhì)型燃料電池的運轉(zhuǎn)方法，其特征在于，對應于高分子電解質(zhì)型燃料電池的運轉(zhuǎn)時間或輸出特性，規(guī)定第1規(guī)定值、第2規(guī)定值、m和n中的至少一種。
5.如權(quán)利要求1所述的高分子電解質(zhì)型燃料電池的運轉(zhuǎn)方法，其特征在于，在上述電極中，將導入燃氣或氧化劑氣體的部分作為電極出發(fā)點，將排出燃氣或氧化劑氣體的部分作為電極出口點，使上述電極出發(fā)點的溫度低于上述電極出口點的溫度。
6.如權(quán)利要求5所述的高分子電解質(zhì)型燃料電池的運轉(zhuǎn)方法，其特征在于，相對于從上述電極出發(fā)點至電極出口點之間的距離X，將電極在上述電極出發(fā)點至電極出口點之間的溫度進行變化，使其呈向上凸起的曲線。
全文摘要
公開了一種高分子電解質(zhì)型燃料電池運轉(zhuǎn)方法,通過調(diào)整面內(nèi)溫度分布(該面內(nèi)溫度分布通過調(diào)整高分子電解質(zhì)型燃料電池的冷卻水流向、冷卻水入口溫度及冷卻水流量而得到)、氣體供給量、(加濕用)水分供給量及電流密度并根據(jù)由氣體流速和飽和蒸氣壓與實際蒸氣壓之差表示的函數(shù)來調(diào)整燃料電池,使其能以最佳狀態(tài)工作。使用本發(fā)明的方法,可解決以往的高分子電解質(zhì)型燃料電池中存在的當電池單一面內(nèi)出現(xiàn)性能分布、性能分布大時難以穩(wěn)定運轉(zhuǎn)的問題。
文檔編號H01M8/04GK1348615SQ00806567
公開日2002年5月8日 申請日期2000年4月17日 優(yōu)先權(quán)日1999年4月26日
發(fā)明者羽藤一仁, 酒井修, 小原英夫, 新倉順二, 行天久朗, 松本敏宏, 神原輝壽 申請人:松下電器產(chǎn)業(yè)株式會社