PEM YAKIT HÜCRELERİNDE SU VE ISI YÖNETİMİNE YÖNELİK BİYO ESİNLENMELİ K ANAL TASARIMI VE OPTİMİZASYONU Erman ÇELİK T.C. BURSA ULUDAĞ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ PEM YAKIT HÜCRELERİNDE SU VE ISI YÖNETİMİNE YÖNELİK BİYO ESİNLENMELİ KANAL TASARIMI VE OPTİMİZASYONU Erman ÇELİK ORCID iD: 0000-0002-4254-9611 Prof. Dr. İrfan KARAGÖZ (Danışman) DOKTORA TEZİ MAKİNE MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI BURSA – 2020 TEZ ONAYI Erman ÇELİK tarafından hazırlanan “PEM YAKIT HÜCRELERİNDE SU VE ISI YÖNETİMİNE YÖNELİK BİYO ESİNLENMELİ KANAL TASARIMI VE OPTİMİZASYONU” adlı tez çalışması aşağıdaki jüri tarafından oy birliği ile Bursa Uludağ Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Makine Mühendisliği Anabilim Dalı’nda DOKTORA TEZİ olarak kabul edilmiştir. Danışman : Prof. Dr. İrfan KARAGÖZ ORCID iD: 0000-0002-7442-2746 Başkan : Prof. Dr. İrfan KARAGÖZ İmza Uludağ Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Makine Mühendisliği Anabilim Dalı ORCID iD: 0000-0002-7442-2746 Üye : Prof. Dr. Atakan AVCI İmza Uludağ Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Makine Mühendisliği Anabilim Dalı ORCID iD: 0000-0002-7442-2746 Üye : Prof. Dr. İhsan KARAMANGİL İmza Uludağ Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Otomotic Mühendisliği Anabilim Dalı ORCID iD: 0000-0001-5965-0313 Üye : Prof. Dr. Yusuf Ali KARA İmza Bursa TeknikÜniversitesi, Mühendislik ve Doğa Bilimleri Fakültesi, Makine Mühendisliği Anabilim Dalı Üye : Dr. Öğr. Üyesi Ayetül GELEN İmza Bursa TeknikÜniversitesi, Mühendislik ve Doğa Bilimleri Fakültesi, Elektrik Elektronik Mühendisliği Anabilim Dalı Yukarıdaki sonucu onaylarım Prof. Dr. Hüseyin Aksel EREN Enstitü Müdürü ../../…. U.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü, tez yazım kurallarına uygun olarak hazırladığım bu tez çalışmasında;  tez içindeki bütün bilgi ve belgeleri akademik kurallar çerçevesinde elde ettiğimi,  görsel, işitsel ve yazılı tüm bilgi ve sonuçları bilimsel ahlak kurallarına uygun olarak sunduğumu,  başkalarının eserlerinden yararlanılması durumunda ilgili eserlere bilimsel normlara uygun olarak atıfta bulunduğumu,  atıfta bulunduğum eserlerin tümünü kaynak olarak gösterdiğimi,  kullanılan verilerde herhangi bir tahrifat yapmadığımı,  ve bu tezin herhangi bir bölümünü bu üniversite veya başka bir üniversitede başka bir tez çalışması olarak sunmadığımı beyan ederim. 27/11/2020 Erman ÇELİK ÖZET Doktora Tezi PEM YAKIT HÜCRELERİNDE SU VE ISI YÖNETİMİNE YÖNELİK BİYO ESİNLENMELİ KANAL TASARIMI VE OPTİMİZASYONU Erman ÇELİK Bursa Uludağ Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Makine Mühendisliği Anabilim Dalı Danışman: Prof. Dr. İrfan KARAGÖZ Hidrojenin elektrokimyasal reaksiyonlar sonucu elektrik enerjisine dönüştürülmesinde Proton Değişim Membranlı (PEM) yakıt pilleri; düşük çalışma sıcaklığı, hızlı devreye girme, yüksek güç yoğunluğu gibi özellikleriyle özellikle mobil sistemler için ideal bir enerji dönüşüm sistemi olarak ortaya çıkmaktadır. Buna karşın PEM yakıt pilleri; su akıntısı, kuruma, kurumaya bağlı aşırı sıcaklık bölgelerinin oluşması gibi olumsuz sonuçlar yönünden güçlendirilmeye muhtaçtır. Bu tez kapsamında, biyolojik yapıların geometrik özelliklerinden ve canlıların değişken koşullar karşısında geliştirdikleri adaptasyonlardan yararlanarak geliştirilen biyo esinlenmeli akış alanları ile bu problemlerin çözülmesi amaçlanmıştır. Bu tez kapsamında üç yeni akış alanı geliştirilmiştir. Bunlar memelilerin dolaşım sistemlerinin hipoksi altındaki reflekslerinden yola çıkarak geliştirilen ara rezervuarlı, ara beslemeli akış alanları ve arıların bal peteklerinin şeklinden esinlenilerek geliştirilen bal peteği akış alanıdır. Ayrıca dört kanallı serpantin akış alanı farklı sıcaklık ve basınç etkileri altında referans olarak test edilmiştir. Ara beslemeli akış alanında reaktant besleme noktaları ve besleme oranları değişken kabul edilip optimum operasyon koşullarının deneysel olarak belirlenmesi sağlanmıştır. Elde edilen sonuçların açıklanmasında ihtiyaç duyulan noktalarda Ansys Fluent PEM Fuel Cell modülü ile yapılan sayısal analizlerden yararlanılmıştır. Çalışma sonunda ara rezervuarlı akış alanının dört kanallı serpantin akış alanına göre yaklaşık %10 oranında daha yüksek güç yoğunluğuna sahip olduğu tespit edilmiştir. Ara beslemeli akış alanlarında besleme oranlarının anot ve katot tarafında simetrik veya asimetrik yapılması arasında sürekli üstünlük gösteren bir korelasyon bulunmamaktadır. Çıkışa en yakın giriş portundan yapılan ara besleme debisinin yükselmesi güç çıkışının zayıflamasına neden olmuştur. Yeni tasarlanan akış alanları içinde en yüksek performansı doğru akışlı bal peteği akış alanının gösterdiği tespit edilmiştir. Anahtar Kelimeler: PEM yakıt pili, biyo esinlenmeli kanal tasarımı, ara besleme, bal peteği akış alanı, 2020, vii + 155 sayfa. i ABSTRACT PhD Thesis BIO INSPIRED CHANNEL DESIGN AND OPTIMIZATION INTENDED FOR WATER AND HEAT MANAGEMENT IN PEM FUEL CELLS Erman ÇELİK Bursa Uludağ University Graduate School of Natural and Applied Sciences Department of Mechanical Engineering Supervisor: Prof. Dr. İrfan KARAGÖZ In the conversion of hydrogen into electrical energy as result of electrochemical reactions, Proton Exchange Membrane (PEM) fuel cells emerges as an ideal energy conversion system especially for mobile systems with its low operating temperature, rapid startup and high power density features. However, PEM fuel cells need to be strengthened in terms of negative consequences such as flooding, drying and hotspot formation. Within the scope of this thesis, it is aimed to solve these problems with bio-inspired flow fields developed by taking advantage of the geometric properties of biological structures and the adaptations of livivg things. Three new flow field patterns have been developed. These are intermediate reservoir and intermediate feeding flow fields developed based on the reflexes of mammalian circulatory systems under hypoxia and the honeycomb flow area, which is inspired by the shape of the honeycombs of bees. Additionally, four-channel serpentine flow field was tested under different temperature and pressure effects as a reference. In intermediary feeding flow field, the reactant feed points and feed rates were accepted as variable and the optimum operating conditions were determined experimentally. While explaining the results, numerical analysis made with Ansys Fluent PEM Fuel Cell module were used if needed. It was determined that intermediate reservoir flow field has 10% higher power density than four-channel serpentine flow field. The symmetrical or asymmetric feeding from anode and cathode doesn’t correspond to a correlation which one of them leading maximum performance permanently. application of feed rates both on anode and cathode provided higher power density than the asymmetric feeding in intermediate feeding. Honeycomb flow area with direct flow has the highest performance among all. Key words: PEM fuel cell, bio inspired channel design, intermediate feed, honeycomb flow field 2020, vii + 155 pages. ii TEŞEKKÜR Öncelikle doktora çalışmamın başından beri sabırla verdiği tüm destekleri için tez danışmanım kıymetli hocam Prof. Dr. İrfan KARAGÖZ’e teşekkürlerimi sunarım. Doktora çalışmalarım süresince “2211-C Öncelikli Alanlara Yönelik Doktora Burs Programı” kapsamında şahsıma tahsis etmiş oldukları burs için TUBİTAK’a teşekkürlerimi sunarım. Doktora çalışmamın deneylerini gerçekleştirebilmek için “118M485- PEM Yakıt Pilleri İçin Ara Rezervuarlı ve İkincil Sıvı Tahliye Hatlı Bipolar Plaka ve Çok Noktadan Beslemeli ve Toplamalı Aktif Denetimli Biyo Benzeşimli Bipolar Plaka Geliştirilmesi” projesi ile TUBİTAK 1001 programı kapsamında finansal destek sağlayan TUBİTAK’ a teşekkürlerimi sunarım. Niğde Ömer Halisdemir Üniversitesi Prof. Dr. Turhan Nejat Veziroğlu Temiz Enerji Uygulama ve Araştırma Merkezi bünyesinde deneylerimi yapmak için bana imkan tanıyan ve uygun çalışma ortamı sağlayan Niğde Ömer Halisdemir Üniversitesi Makine Mühendisliği Bölümü öğretim üyesi Doç. Dr. Selahattin ÇELİK’ e teşekkürlerimi sunarım. Deney numunelerimin hazırlanması sırasında verdiği özverili destekler için Erciyes Üniversitesi öğretim elemanlarından Öğr. Gör. Mahmut ÇELİK’ e teşekkürlerimi sunarım. Doktora eğitimimin uzun ve yorucu süreci boyunca verdiği destekler ve gösterdiği sabır için eşime teşekkürlerimi sunarım. Daha lisans aşamasından başlayarak tercihimi Uludağ Üniversitesi’nden yana kullanmam konusunda beni yüreklendiren ve öğrenim hayatım boyunca maddi manevi desteklerini esirgemeyen anne ve babama teşekkürlerimi sunarım. Erman ÇELİK 27/11/2020 iii İÇİNDEKİLER Sayfa ÖZET.................................................................................................................................. i ABSTRACT ...................................................................................................................... ii TEŞEKKÜR ..................................................................................................................... iii SİMGELER ve KISALTMALAR DİZİNİ ...................................................................... vi ŞEKİLLER DİZİNİ ......................................................................................................... vii ÇİZELGELER DİZİNİ ..................................................................................................... x 1. GİRİŞ ……………………………………………………………………………..1 2. KURAMSAL TEMELLER ve KAYNAK ARAŞTIRMASI ....................................... 7 2.1 Yakıt Hücrelerinde Su ve Isı Yönetimi ve Önemi ...................................................... 7 2.2 Temel Akış Alanı Tasarımları ................................................................................... 14 2.3 Temel Akış Alanları Üzerinden Kısmi İyileştirmeler ............................................... 17 2.3.1 Paralel akış alanı üzerinde kısmi iyileştirmeler ..................................................... 17 2.3.2 Çıkıntılı tip akış alanı üzerinde kısmi iyileştirmeler .............................................. 24 2.3.3 Serpantin akış alanı üzerinde kısmi iyileştirmeler ................................................. 26 2.4 Biyo Benzeşimli Akış Alanı Kalıpları ...................................................................... 32 2.5 Gelişmiş Akış Alanı Tasarımları ............................................................................... 37 2.6 Akış Alanı Geliştirme Stratejilerinin Sınıflandırılması ............................................ 44 2.7. Elektrot Kinetiği ....................................................................................................... 55 2.7.1. Reaksiyon hızı ....................................................................................................... 55 2.7.2. Reaksiyon sabitleri; transfer katsayısı ................................................................... 56 2.7.3. Akım – Potansiyel ilişkisi (Butler – Wolmer eşitliği) ........................................... 57 2.7.4. Akım yoğunluğu ................................................................................................. 59 2.8. Voltaj Kayıpları ........................................................................................................ 60 2.8.1. Aktivasyon Kayıpları ............................................................................................ 61 2.8.2. İç akımlar ve karşıya sızıntı kayıpları ................................................................... 63 2.8.3. Omik kayıplar........................................................................................................ 66 2.8.4. Konsantrasyon kayıpları........................................................................................ 67 3. MATERYAL VE YÖNTEM ...................................................................................... 71 3.1. Tasarımlara Referans Olan Biyo Benzeşim Yaklaşımının Kökenleri ve Geliştirilen Biyo Benzeşimli Akış Alanları ....................................................................................... 73 3.1.1. Ara beslemeli akış alanı tasarımı .......................................................................... 73 3.1.2. Bal peteği akış alanı tasarımı ................................................................................ 77 4.2. Malzeme Seçimi ve Deney Numunelerinin Hazırlanması ....................................... 79 4.3. Deney Düzeneği, Hazırlık ve Ölçüm Prosedürü ...................................................... 82 3.4. Akış Alanlarına Uygulanan Test koşulları ve Deney Matrisleri .............................. 87 3.5. Sayısal Modelin Hazırlanması ................................................................................. 90 3.5.1. Sayısal modelin eleman sayısından bağımsızlaştırılması ..................................... 93 3.5.2. Sayısal modelin iterasyon sayısından bağımsızlaştırılması .................................. 96 3.5.3 Sayısal model çözüm denklemleri ve sayısal model bileşen parametreleri ........... 97 4. BULGULAR ............................................................................................................. 101 4.1. Dört Kanallı Serpantin Akış Alanında Pil Sıcaklığı-Performans İlişkisi ............... 101 iv 4.2. Dört Kanallı Serpantin Akış Alanında İşletme Basıncı-Performans İlişkisi .......... 109 4.2. Ara Rezervuarlı Dört Kanallı Serpantin Akış Alanının Performans Özellikleri.... 114 4.3. Ara Beslemeli Dört Kanallı Serpantin Akış Alanının Simetrik Besleme Düzenindeki Performans Özellikleri .................................................................................................. 118 4.4. Ara Beslemeli Dört Kanallı Serpantin Akış Alanının Asimetrik Besleme düzenindeki Performans Özellikleri .................................................................................................. 123 4.5. Bal Peteği Akış Alanı Performans Özellikleri ....................................................... 125 4.6. Akış Alanları ve Performans Özelliklerinin karşılaştırılması ................................ 127 5. TARTIŞMA ve SONUÇ ........................................................................................... 130 KAYNAKLAR ............................................................................................................. 132 ÖZGEÇMİŞ .................................................................................................................. 140 v SİMGELER ve KISALTMALAR DİZİNİ Simgeler Açıklama i Akım yoğunluğu (coulomb/sn cm2) n Reaksiyona giren molekül başına işlem gören elektron sayısı F Faraday sabiti 96,485 (Coulomb/elektron mol) J Birim yüzey alanı başına reaktant akısı (mol/sn cm2) kf İleri yöndeki reaksiyon (indirgenme) hız katsayısı kb Geri yöndeki reaksiyon (oksitlenme) hız katsayısı Cox İndirgenme reaksiyonuna giren bileşenlerin yüzey konsantrasyonları Crd Oksitlenme reaksiyonuna giren bileşenlerin yüzey konsantrasyonları kB Boltzman sabiti h Planck sabiti (6,626069 x10-34 J.s ) R Evrensel gaz sabiti (J/mol K) T Sıcaklık G Gibbs serbest enerjisi ∆Gch Gibbs serbest enerjisi kimyasal bileşeni α Transfer katsayısı E Potansiyel fark (Volt) 𝑟𝑒𝑓 𝑖0 birim katalizör yüzey alanı başına denge akım yoğunluğu, A/cm 2 𝑎𝑐 Katalizör özgül alanı (cm2/mg) 𝐿𝑐 Katalizör yüklemesi. (mg/cm 2) 𝑃𝑟 Reaktant kısmi basıncı (kPa) 𝑟𝑒𝑓 𝑃𝑟 Referans basınç (kPa) γ Basınç katsayısı 𝐸𝐶 Aktivasyon enerjisi (J/mol K) T𝑟𝑒𝑓 Referans sıcaklık, 298,15 K Ri: Toplam hücre iç direnci Ω/cm2 Rm: Membran ohmik direnci Kısaltmalar Açıklama BPP Bipolar plaka GDT Gaz dağıtım tabakası KT Katalizör tabakası PEM Proton geçirgen membran vi ŞEKİLLER DİZİNİ Sayfa Şekil 1.1. Tekli PEM yakıt pili hücresi şematik gösterimi ............................................... 3 Şekil 1.2. Baykuş kanat kesitinin üç boyutlu lazerle taranarak belirlenmesi (a) ve ucundaki tüy formunun mikroskop altında ki görünümü (b) ile Zheil-Abegg owlwing fan tasarımı (c) ........................................................................................................................ 5 ........................................................................................................................................... 8 Şekil 2.1. Pil içinde su geçiş yönleri ve mekanizmaları .................................................... 8 Şekil 2.2. Pilin akıntının farklı aşamalarındaki zamana bağlı gerilim davranışı (a) ile akıntı ve kuruma davranışlarının karşılaştırılması (b) ve kuruma, su akıntısı ve normal haldeki pil için gerilim-akım eğirisi (c) .......................................................................... 10 Şekil 2.3. Paralel (a), paralel serpantin (b), çıkıntılı tip (c) ve iç içe geçişli (d) ve dairesel akış alanı (e) .................................................................................................................... 15 Şekil 2.4. Sıvı su ve reaktant gaz yönlendirme için çoklu plaka yapısı (a) ve entegre yapıya (b) sahip akış kanalları (Fan ve ark., 2018’den değiştirilerek alınmıştır ........................ 20 Şekil 2.5. Damlacık bölen delikli akış alanı (a) ve revize edilmiş hilal formlu çıkıntılı tip akış alanları (b) ................................................................................................................ 24 Şekil 2.6. Simetrik serpantin akış alanı (a) ve yakınlaşıp uzaklaşan kanallı serpantin akış alanı (b) ........................................................................................................................... 29 Şekil 2.7. Sabit debi (a) ve sabit basınç (b) yaklaşımına göre ara rezervuarlı pil tasarımları ve performans eğrileri (c). İki dönüş arasına yerleştirilmiş rezervuar görünümü (d) ve düzensiz şekilli ara rezervuarlı tasarım (e)...................................................................... 31 Şekil 2.8. Sabit kanal genişliği ile iç içe geçişli tip (a), sabit kanal genişliği ile standart tip (b) ve Murray yasası uygulanmış iç içe geçişli tip (c) biyo benzeşimli akış alanı. Akciğer tipi akış alanının üç boyutlu modeli (d) ve akım gerilim eğrileri (e) .............................. 35 Şekil 2.9. Paralel akış düzeni ile iç içe geçişli tip akış düzeni arasında geçiş yapabilen gelişmiş BPP’nin üst görünüş (a), kesit görünüşü (b) ve valf bağlantı şeması (c).......... 38 Şekil 2.10. Altı kanallı serpantin akış alanına uygulanmış eğimli tasarımın (a) perspektif görünüşü (b), kesit detay resimleri (c) ve eğim yönüne göre su toplama karakteristikleri (d) .................................................................................................................................... 40 Şekil 2.11. Plaka yüzeyinin gözenekli su dağıtım malzemesi ile kaplanmış akış alanın kesit görünüşü, tam ve kısmi kaplanmış plaka yüzeyi. Gözenekli iç içe geçişli akış alanları (b)ve iki ağ arasına gözenekli malzeme yerleştirilmiş akış alanı. (c) ............................. 42 Şekil 2.12. Aktivasyon kutuplaşması kayıpları nedeni ile gerilim kayıpları-akım eğrisi. ......................................................................................................................................... 62 Şekil 2.13 Aktivasyon kutuplaşması kayıpları nedeni ile logaritmik gerilim kayıpları- akım eğrisi. ...................................................................................................................... 63 Şekil 2.14. İç akımlar yada hidrojen sızıntı kayıplarının açık devre gerilimi üzerine etkileri. ............................................................................................................................ 64 Şekil 2.15. R =0,15 Ω/cm2 i iç direnç değeri için pilde meydana gelen gerilim kayıpları.67 Şekil 2.16. Sınırlayıcı akım yoğunluğu yakınlığında pil potansiyelindeki değişim. ...... 69 Şekil 2.17. Akım-Gerilim eğrisi ve gerilim kayıp bölgeleri. .......................................... 70 Şekil 3.1. Destek plakası üzerinde görülen bipolar plakanın (a) CNC freze tablasındaki çapaklı hali (b) ve işlenmekte olan bal peteği BPP ile bakır akım toplama plakası (d) .. 72 Şekil 3.2. Ara beslemeli akış alanına sahip bipolar plaka tasarımı ................................. 75 Şekil 3.3. Ara beslemeli karbon polimer kompozit bipolar plaka .................................. 76 vii Şekil 3.4. Bal peteği akış alanına sahip bipolar plaka teknik çizimleri........................... 78 Şekil 3.5. Karbon kompozit bal peteği akış alanı............................................................ 79 Şekil 3.6. Akım toplama plakaları .................................................................................. 79 Şekil 3.7. Membran elektrot bileşeni (a) ve destek plakası (b) ....................................... 80 Şekil 3.8. Tek hücreli yakıt pili montaj modeli (a) ve fiziksel numune (b) .................... 81 Şekil 3.9 Arbin yakıt pili test istasyonu .......................................................................... 82 Şekil 3.10. Espec SH-221 iklimlendirme kabini (a) ve test numunesinin kabin içine yerleşimi (b) .................................................................................................................... 83 Şekil 3.11. Serpantin ve Bal Peteği akış alanları için güç artış oranı ve sıkma torku eğrileri ......................................................................................................................................... 84 Şekil 3.12. Deney düzeneği şematik gösterimi ............................................................... 86 Şekil 3.13. Yakıt pili dört geçişli serpantin şeffaf sayısal çözüm geometrisi (a) ve ara beslemeli yakıt pili opak sayısal çözüm geometrisi (b) .................................................. 93 Şekil 3.15. Dört katmanlı ağ yapısına sahip sayısal model kesiti ................................... 95 Şekil 3.16. Akım yoğunluğu değeri ve H2, O2, H2O hatalarının iterasyon sayısı ile değişimi ........................................................................................................................... 97 Şekil 4.1. 1 atm işletme basıncı altında farklı pil sıcaklıkları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri ............................................................... 101 Şekil 4.2. 1 atm işletme basıncı altında farklı pil sıcaklıkları için gerilim kaybının akım yoğunluğu ile değişimi .................................................................................................. 102 Şekil 4.3. 0,2 A/cm2 akım yoğunluğunda membran orta katmanında 45℃ (a) ve 70℃ (b) pil sıcaklıklarındaki proton iletkenliği konturları. ........................................................ 103 Şekil 4.4. 0,2 A/cm2 akım yoğunluğunda membran orta katmanında 45℃ (a) ve 70℃ (b) pil sıcaklıklarındaki su muhteviyatı konturları ve fark konturu (c) .............................. 105 Şekil 4.5. 2 atm işletme basıncı altında farklı pil sıcaklıkları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri ............................................................... 106 Şekil 4.6. 2 atm sabit işletme basıncı gerilimi altında ve 0,2 A/cm2 akım yoğunluğunda 45℃ ve 70℃ pil sıcaklığı için membran orta yüzeyinde ohmik ısı kaynağı dağılımları ....................................................................................................................................... 107 Şekil 4.7. 3 atm işletme basıncı altında farklı pil sıcaklıkları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri ............................................................... 108 Şekil 4.7. 20℃ pil sıcaklığı altında farklı işletme basınçları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri ............................................................... 109 Şekil 4.8. 20℃ pil sıcaklığı altında 1atm (a), 2 atm (b) ve 3 (atm) işletme basınçları altında 1,5 sıvı su aktivite değeri eş yüzey konturları ............................................................... 111 Şekil 4.9. 45℃ pil sıcaklığı altında farklı işletme basınçları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri ............................................................... 112 Şekil 4.10. 70℃ pil sıcaklığı altında farklı işletme basınçları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri ............................................................... 113 Şekil 4.11. Sınırlayıcı akım yoğunluğunun pil sıcaklığı ve işletme basıncı ile değişimi ....................................................................................................................................... 114 Şekil 4.12. 45 ℃ pil sıcaklığı ve 1Atm işletme basıncında ara rezervuarlı akış alanı Akım- Gerilim ve Akım-Güç eğrileri ....................................................................................... 115 Şekil 4.13. 45℃ pil sıcaklığı ve 1Atm işletme basıncında ara rezervuarlı ve dört geçişli serpantin akış alanı Akım-Gerilim ve Akım-Güç eğrileri............................................. 115 Şekil 4.14. 0,4V, 45℃ 1 atm koşullarında GDT – BPP ara yüzeyinde 4 kanallı serpantin akış alanında (a) ve ara rezervuarlı akış alanında (b) oksijen konsantrasyonu ve konsantrasyonlar arasındaki fark (c) konturları ............................................................ 116 viii Şekil 4.15. 90-10-0 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri. 118 Şekil 4.16. 80-20-0 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri 119 Şekil 4.17. 70-30-0 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri 120 Şekil 4.18. 70-20-10 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri ....................................................................................................................................... 120 Şekil 4.19. 60-20-20 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri ....................................................................................................................................... 121 Şekil 4.20. 40-30-30 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri ....................................................................................................................................... 122 Şekil 4.21. Farklı simetrik ara besleme oranında pile ait akımyoğunluğu-gerilim (a) ve akım yoğunluğu-güç grafikleri (b) ................................................................................ 123 Şekil 4.21. 80-20-0 oranında simetrik ve asimetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri ........................................................................................................................... 124 Şekil 4.22. 60-20-20 oranında simetrik ve asimetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri ........................................................................................................ 125 Şekil 4.23. Düz akışlı ve ters akışlı bal peteği akış alanının 1 atm basınç ve 45 ℃ sıcaklık koşullarındaki akım-gerilim ve akım-güç eğrileri......................................................... 126 Şekil 4.24. Düz akışlı ve ters akışlı bal peteği akış alanının 2 atm basınç ve 45 ℃ sıcaklık koşullarındaki akım-gerilim ve akım-güç eğrileri......................................................... 126 Şekil 4.25. Düz akışlı ve ters akışlı bal peteği akış alanının 3 atm basınç ve 45 ℃ sıcaklık koşullarındaki akım-gerilim ve akım-güç eğrileri......................................................... 127 Şekil 4.26. 4 kanallı serpantin, ara rezervuarlı, ara beslemeli ve bal peteği akış alanlarının maksimum güç değerleri. .............................................................................................. 128 ix ÇİZELGELER DİZİNİ Sayfa Çizelge 2.1. Akış alanı geliştirme stratejilerinin sınıflandırması .................................... 47 Çizelge 3.1. Deneylerde ortak kullanılan özellik ve parametreler .................................. 87 Çizelge 3.2. Dört kanallı paralel serpantin akış alanına sahip model test matrisi ........... 88 Çizelge 3.3. Simetrik ve asimetrik ara besleme debi rejimleri ....................................... 89 Çizelge 3.4. Bal peteği akış alanı test matrisi ................................................................. 90 Çizelge 3.5. Yakıt pil modellerinin geometrik özellikleri............................................... 91 Çizelge 3.6. Ağ eleman sayısına karşılık akım, hata ve süre değerlerinin değişimi ....... 96 Çizelge 3.7. Sayısal model referans parametreleri ve bileşen özellikleri ..................... 100 Çizelge 4.1. 4 kanallı serpantin ve ara rezervuarlı akış alanlarının GDT-BPP ara yüzeyinde 0,4 V, 1 atm ve 45℃ koşullarındaki özellikler tablosu ............................... 117 Çizelge 4.2. 4 kanallı serpantin, ara rezervuarlı, ara beslemeli ve bal peteği akış alanlarının karşılaştırma tablosu. .................................................................................. 129 x 1. GİRİŞ Son yıllarda hava kirliliğinin artması, fosil yakıt tüketiminin sağlık tehditlerine yol açması ve yakıt rezervlerinin hızla tükeniyor olması; alternatif enerji kaynaklarının önem kazanmasına neden olmuştur ve bilimsel çalışmalarda alternatif enerji kaynaklarına odaklanılmasına yol açmıştır. Rüzgâr enerjisi, güneş enerjisi ve jeotermal enerji kaynakları karbon salınımı yapmayan çevreci enerji kaynakları olarak bilinmesine rağmen; faydalı kullanım performanslarının ve dönüşüm verimlerinin iklim ve doğa koşullarına sıkı bağımlılığı ve mobil sistemlere uygulanmasında kısıtlayıcı özelliklere sahip olması, bu kaynakları ön görülemez ve güvenilmez kılmaktadır. Bu noktada, yakıt olarak hidrojen ve yakıcı olarak havadaki oksijeni kullanmak suretiyle elektrokimyasal dönüşümlerle elektrik üreten Polimer Elektrolit Membran (PEM) yakıt pilleri; düşük çalışma sıcaklıkları, yüksek güç yoğunluğu, hızlı devreye girme performansı ile öne çıkan ve karbon salınımı yapmayan yeni nesil bir enerji dönüşüm teknolojisidir. PEM yakıt pilleri, otomobiller gibi mobil araçlarda güç ünitesi olarak kullanılmaya uygun sistemlerdir. PEM yakıt pillerinin; özellikle içten yanmalı motorlardan farklı olarak hareketli parçalar barındırmaması, sık bakıma ihtiyaç duymaması ve yaklaşık %35 verimle çalışan günümüz içten yanmalı motorlardan daha yüksek verimlerde (%40-60) çalışmaları PEM yakıt pillerini taşıt uygulamaları için uygun bir güç kaynağı haline getirmektedir (X. Li 2005, X. Li ve Sabir 2005a, Ralph 2006a). Uzun zamandan beri üzerinde yoğun bir şekilde geliştirme çalışmaları yapılan ve bir şarj döngüsüne ihtiyaç duyan pillerden gücünü alan elektrikli araçlar, son iki yıllık sürece kadar beklenen ticarileşme seviyesini yakalayamamıştır. Buna karşın; iklim değişikliği ve çevre kirliliği nedeni ile artan toplumsal hassasiyetlerin de etkisi ile birçok firmanın özellikle Avrupa pazarında dizel motorlu araç üretimine son vermesi ile elektrikli araçların aktif olarak ticari üretimi ve son tüketiciye ulaştırılması faaliyetleri hız kazanmıştır. Fakat pil teknolojisi her ne kadar gelişmiş ve şarj süreleri kısalmış olsa da; ortalama dolum süresi beş dakika olan ve bu sayede menzilde süreklilik sağlayan yakıt pillerinden enerjisini alan taşıtlar, tüketici alışkanlıkları açısından ele alındığında daha geniş bir pazar vadetmektedir. Tipik bir PEM yakıt pili içerisinde gerçekleşen elektrokimyasal basamaklar; anot tarafında sisteme giren hidrojen moleküllerinin sahip oldukları elektronları serbest 1 bırakarak protonlar ve elektronlara dönüşmektedirler. Oluşan protonlar, proton geçirgen membrandan geçerek katot tarafına geçmekte, elektronların ise devre üzerinden katot ulaşmaktadır. Nihai olarak katot tarafından beslenen oksijen atomlarının membrandan geçerek gelen pozitif yüklü hidrojen atomları ve devreden gelen elektronlarla birleşerek elektrik akımı, su ve ısı üretimi gerçekleşmektedir. Meydana gelen elektrokimyasal reaksiyonun genel hali denklem 1.1’deki gibi ifade edilse de; aslında toplam reaksiyon, anot tarafında denklem 1.2’de verilen hidrojenin oksidasyonu yada yükseltgenmesi ve katot tarafında denklem 1.3’de verilen oksijenin indirgenmesi alt reaksiyonlarından meydana gelmektedir. H2+½ O2 → H2O + Isı (1.1) H + - 2→2H +2e (1.2) ½ O2 + 2H ++2e- → H2O (1.3) Geleneksel bir yakıt pilinde, Şekil 1.1’de görüldüğü gibi anot ve katot tarafında gaz akış kanallarını üzerinde barındıran bipolar plakalar (BPP) bulunmaktadır. BPP üzerindeki gaz akış kanallarından sonra her iki tarafta yerleştirilmiş birer gaz difüzyon tabakası (GDT), ortada polimer esaslı proton geçirgen bir membran ve yine her iki tarafta membran ve GDT arasında konumlandırılmış platinyum esaslı birer Katalizör Tabakası (KT) bulunmaktadır. Anot ve katot tarafındaki platinyum esaslı KT, diğer katmanlarla karşılaştırıldığında oldukça ince bir kaplama şeklinde olsa da; yakıt pili mimarisinin izahında ayrı bir katman olarak değerlendirilmektedir. PEM yakıt pilini oluşturan her bir bileşen; yakıt pilinin performans ve dayanıklılığını belirleyen, en iyi su ve ısı yönetimini sağlamanın yanında elektrokimyasal olarak aktif olan alan boyunca iyi bir reaktant dağılımı sağlamak gibi fonksiyonları yerine getirmekten sorumludur (Dhahad ve ark. 2019, Ji ve Wei 2009). BPP' daki akış alanı tasarımı, su ve ısı yönetiminin yanı sıra reaktant dağıtımı üzerinde etkilere sahip olup; yakıt pili dizisinin toplam ağırlığını da belirleyen önemli bir parametredir. Dahası, akış alanları hücre çalışma karakterine bağlı olarak hücre voltaj stabilitesinde etkilidir (X. Li ve Sabir 2005a). Bu nedenle akış alanı tasarımı PEM yakıt pili araştırmasında yoğun dikkat çeken bir alandır (X. Li et al. 2007). Akış alanları iyileştirilerek; hücre içinde reaksiyon ürünü olarak oluşan ve reaktantların nemlendirilmesi için gönderilen suyun fazlalık kısmının etkili bir şekilde hücre dışına atılması, hidrojen ve oksijenin reaksiyon alanı boyunca girişten çıkışa kadar homojen bir 2 şekilde dağıtılması amaçlanmıştır. Böylece dengeli reaksiyon hızı dağılımı sağlanarak; reaksiyon ısısının da dengeli bir şekilde dağıtılmasını temin etmek suretiyle toplam hücre performansının artırılması hedeflenmiştir. i H2 O2 - + H2 O2+H2O Anot Bipolar Plaka Katot Bipolar Plaka Anot Gaz Dağıtım Tabakası Katot Gaz Dağıtım Tabakası Anot Katalizör Tabakası Katot Katalizör Tabakası Membran Şekil 1.1. Tekli PEM yakıt pili hücresi şematik gösterimi Akış alanı iyileştirme çalışmalarında akış alanında kısmi düzenlemeler yapılmasının yanında, farklı performans arttırma stratejileri ve yaklaşımları ile köklü değişiklikler yapıldığı da görülmüştür. Biyo benzeşim, biyo esinlenme ve biyomimikri gibi isimlerle bilinen yaklaşım, akış alanı iyileştirmede güncel bir araç olarak kullanılmaktadır. Doğadaki biyolojik yapıların belli bir fonksiyonu yerine getirmekteki üstün özellikleri referans alınarak; makul mühendislik sadeleştirmeler yapıldıktan sonra ilgili özelliğin amaç sisteme tasarıma aktarılması biyo benzeşimin temel ilkesini oluşturmaktadır. Teknik sistemlerde biyo benzeşim yapılarak daha yüksek performanslı versiyonlar üretilmesi yada yeni bir ürün geliştirilmesi faaliyetleri oldukça eskiye dayanmaktadır. 1940’lı yıllarda İsviçreli mucit George de Mistral tarafından icat edilen ve günümüzde ayakkabı, kıyafet ve kayak ekipmanları gibi birçok alanda yaygın kullanıma sahip olan 3 ANOT KATOT ve iki parçayı tekrarlı olarak bir araya getirip ayırmakta kullanılan cırt cırt; en temel biyo benzeşim örneklerinden biridir. Köpekleri ile yürüyüşe çıktığında köpeklerin tüylerine ve kendi kıyafetlerine yapışan pıtrakları mikroskop altında inceleyen mucit, pıtrakların üzerindeki dikenlerin gözle bakıldığında düz dikenlere sahip görünmesine rağmen; aslında kanca formunda çıkıntılara sahip olduğunu belirlemiştir. Biyolojik bir form olarak doğada rastlanan bu form referans alınarak uçlarda pıtraklarınkine benzer şekilde kanca formunda biten daha sert malzemeden imal edilmiş ince çıkıntılı bir doku ve karşısında daha yumuşak malzemeden imal edilmiş yumaksı tüylü bir dokuya sahip iki banttan oluşan ürünü tasarlamıştır. Biyo benzeşimin ticari teknik bileşenlerin mühendislik uygulamalarında görülen en belirgin örneklerden biri, avlarına yaklaştıklarını hissettirmeyecek kadar sessiz uçabilen peçeli baykuşların kanat yapısı referans alınarak Alman Ziehl-Abegg tarafından üretilen sessiz aksiyal fan tasarımı önemli bir örnek olarak ortaya çıkmaktadır (Şekil 1.2c)(ZIEHL-ABEGG Germany -Owl wing). Baykuş kanadının özelliklerinin, bir fanda gürültü azaltma çözümü olarak kullanılacak aşamaya gelmesinden önce; baykuşların sessiz uçuş adaptasyonları birçok bilimsel araştırma sonucunda keşfedilmiştir. Kuşların kanat şekilleri ve modülasyonlarının uçuş dinamiklerini iyileştirmede kullanılmak üzere araştırma konusu olması çok eskiye dayanmakla birlikte; baykuş kanatlarının arka kenarının tırtıklı bir yapıda olmasının, uçuş sırasında gürültü azaltmada bir adaptasyon olduğu Mascha (1904) tarafından gösterilmiştir. Ayrıca kanatların, karşılama kenarından arka kenara kadar boyuna uzanan ipliklerle yumuşak bir kanat yüzeyi oluşturmasının da ikinci bir gürültüsüz uçuş adaptasyonu olduğu anlaşılmıştır (Mascha 1904). Süregelen araştırmalar içinde Graham (1934), kanadın karşılama kenarında bulunan püsküllerin uçuş gürültüsünü azaltmakta üçüncü bir adaptasyon olduğu belirlenmiştir. Teknolojinin gelişmesiyle birlikte biyo benzeşime konu olan adaptasyonlar farklı teknik yöntemlerle detaylı olarak incelenerek daha net tanımlamalar yapılmıştır. Şekil 1.2 a’da görüldüğü gibi süzülme uçuşu yapan bir baykuşun kanat formunun, sayısal verilerle net bir şekilde temsil edilebilmesi için; üç boyutlu lazer tarama yapılmış ve kanat kesitinin kanat açıklığı doğrultusu boyunca inceldiği gösterilmiştir. Ayrıca çeşitli mikroskop incelemeleri kanadın arka kenarındaki tırtıklı formun anlaşılmasında faydalı olmuştur (Weger et al. 2017). 4 b a c Şekil 1.2. Baykuş kanat kesitinin üç boyutlu lazerle taranarak belirlenmesi (a) ve ucundaki tüy formunun mikroskop altında ki görünümü (b) ile Zheil-Abegg owlwing fan tasarımı (c) (Weger et al. 2017'dan alınmıştır.) Bu tez çalışmasının amacı PEM yakıt pillerinde biyolojik yapılardan esinlenerek yeni akış alanı modelleri geliştirmek, geliştirilen akış alanlarının performanslarını deneysel olarak incelemek, ortaya çıkan tasarıma dayalı performans sonuçlarını Ansys Fluent PEM Fuel cell modül ortamında yapılan bilgisayar destekli analizlerle PEM yakıt pili elektrokimyası ve pil içi akış açısından açıklamaktır. Hesaplamalı akışkanlar dinamiği incelemelerinin Ansys Fluent ortamında yapılmasının nedeni; ilgili yazılımın, reaktant difüzyonunu yakıt pili elektrokimyası ile birlikte eş zamanlı olarak üç eksende çözmesidir. Tasarım aşamasına geçmeden önce mevcut konvansiyonel akış alanı geometrilerinin performans özellikleri incelenmiş olup; bu akış alanlarının kuvvetli ve zayıf yönleri belirlenmiştir. Daha sonra literatürde yapılmış olan akış alanı geliştirme çalışmaları incelenerek ortaya konan tasarımın özellikleri; çıkış kaynağı, amaç, fonksiyon stratejisi gibi birçok yönden ele alınarak bu tez çalışması kapsamında yapılan tasarımlar için bir yol haritası oluşturulmuştur. Bu sayede yeni biyo benzeşimli akış alanları tasarlanırken yapılacak tasarımın belli bir probleme odaklanması ve bir strateji doğrultusunda gerçekleştirilmiş olması ve bir çözüm stratejisine sahip olması amaçlanmıştır. Yeni tasarımlar için referans alınan biyolojik yapılar ve olaylar incelendikten sonra; imalatta güçlük çıkarabilecek geometrik özellikler sadeleştirilerek tasarımlar tamamlanmış ve akış alanı imal edilebilir hale getirilmiştir. Tasarımı tamamlanan akış alanları temin edilen karbon kompozit ticari bipolar plakalara CNC frezeleme tekniği ile işlenerek deneylerde kullanılacak deney 5 numuneleri elde edilmiştir. Deney numunelerinin hazırlanmasını, bir yakıt pilinin otomobillerde kullanımı sırasında maruz kalacakları dış etkiler doğrultusunda belirlenen koşullarda gerçekleştirilen performans testleri takip etmiş ve çalışma tamamlanmıştır. Bu tez kapsamındaki akış alanı geliştirme çalışmaları yapılırken insan dolaşım sisteminin değişen koşullara karşı geliştirdikleri vasküler sistem adaptasyonları ve arıların oluşturduğu bal peteği yapısı referans alınmıştır. Günümüzde PEM yakıt pilleri için biyo benzeşimli akış alanı geliştirme alanında çok sayıda çalışma bulunmaktadır. Özellikle bitki yapraklarındaki damar yapısındaki dallanmalar ve daralmalar, insan solunum ve dolaşım sistemindeki yapılar yoğun olarak irdelenmiştir. Yapılan bu çalışmalar incelendiğinde; biyo benzeşim yaklaşımı uygulanırken şekli benzerlik yaklaşımının benimsendiği görülmüştür. Buna karşın canlılarda boyutsal olarak yada görsel olarak tanımlanamayan ve yapı içinde bir damar dallanma modülasyonu gibi sürekli var olmayan ve kendisini ihtiyaç anında gösteren davranışsal adaptasyonlar bulunmaktadır. Canlılarda değişen koşullara karşı cevap vermek üzere, fiziki özellikler aynı kalmak kaydıyla, o koşullar altında ortaya çıkan davranışsal adaptansyonlar tıp literatüründe refleks olarak adlandırılmaktadır. Daha önceki biyo benzeşim yaklaşımlarında biyolojik yapıların sahip olduğu biçimsel benzerliklerin benimsenmesine ek olarak; bu tez çalışmasında biyolojik yapıların refleks adaptasyonları da biyo benzeşim kökeni olarak kullanılmıştır. Sıcak kanlı canlılara ait kalp-damar sisteminin; dinlenme yada hipoksi koşullarına karşı gösterdiği refleksler, bu çalışmaya temel oluşturmuştur. Arılar tarafından yaşam alanı, kuluçka ve besin deposu olarak inşa edilen, sadeleştirilerek üniform bir şekil olarak ifadesi eş kenar altıgen olarak tasvir edilen bal peteği yapısı; sandviç kompozit tasarımı başta olmak üzere birçok alanda biyo benzeşim kökü olarak kullanılmıştır. Bu zamana kadar olan çalışmalarda bal peteği yapısının mukavemet üzerine katkı sağlayan özellikleri, PEM yakıt pili akış alanlarından beklenen özelliklerle birlikte düşünüldüğünde; bal peteği yapısının uygun sadeleştirmeler ve mühendislik tasarımlarla daha verimli bir yakıt pili üretmek için bir akış alanına dönüştürülebileceği anlaşılmıştır. 6 2. KURAMSAL TEMELLER ve KAYNAK ARAŞTIRMASI Akış alanı geliştirmek için su ve ısı yönetimine etki eden parametrelerin, yakıt pili elektrokimyasının ve mevcut akış alanı tasarımlarının (patent veri tabanları ve bilimsel çalışmalarda özellikleri tanımlanan) anlaşılması, cevap verilecek ihtiyacın belirlenmesinde bir yol haritası çizilmesinde faydalı olacaktır. Ele alınan akış alanı tasarımlarının; çıkış noktası (orijin), tasarım amacı, amaca ulaşmak için tasarımda benimsenen strateji, tasarımın güçlü ve zayıf yönleri yada geliştirmeye açık yönlerini karşılaştırmalı olarak ele alınması yeni yapılacak akış alanının amaç ve stratejisini belirlemekte faydalı olacaktır. 2.1 Yakıt Hücrelerinde Su ve Isı Yönetimi ve Önemi PEM yakıt pillerinde üstesinden gelinmesi gereken önemli problemlerden ikisi su ve ısı yönetimidir. Su yönetimi, membranı yeterince nemli tutarken pil içinde de reaktant geçiş yollarını kapatacak sıvı su oluşumundan kaçınmaktır. Isı yönetimi pil içinde ortaya çıkan ısının; polimer membran sıcaklığının membran boyunca homojen olmasını sağlayacak şekilde eşit dağılımlı olarak tahsis edilmesi ve fazla ısının, membran yapısını bozacak seviyelerin üzerindeki sıcaklıklara yol açmaması için, pil dışına transfer edilmesidir. Pil içerisinde bir yandan kimyasal reaksiyonlar sonucunda su üretilmekte olup; dış nemlendirme yapılıyor ise reaktantlarla birlikte pil içerisine su girişi olmaktadır. Pilden çekilen yük ve operasyon koşullarına bağlı olarak; fazla suyun tahliye edilememesi halinde farklı katmanlarda su akıntısı veya membran kuruması gözlenebilir. Polimer membranın içerdiği su miktarı membranın proton iletkenliğini ile birlikte aktivasyon kayıplarını belirlemektedir. Yeterince nemlendirilemeyen membranın proton iletkenliği düşer ve beraberinde pilin direnci artmış olur. Bu nedenle membranın yeterince nemlendirilememesi kadar pil içinde fazla su bulunması da; kontrol altına alınması gereken bir konudur. Yakıt pili içindeki suyun etkili bir şekilde tahliye edilememesi; gaz akış kanallarında ve gaz dağıtım tabakası içindeki gözeneklerde su akıntısının başlamasına neden olarak katalizör tabakasına ulaşması gereken reaktantların geçiş yollarını tıkayıp kısa vadede konsantrasyon kayıplarına yol açacaktır. Membran nemlendirirken su akıntısından yada kurumadan kaçınmak; pilden çekilen akım yoğunluğu, sıcaklık, reaktant debisi, işletme basıncı, nemlendirme miktarı, pil tasarımı ve 7 diğer bileşenlerin iyi bir şekilde optimize edilmesine bağlıdır. Gereken dengenin kurulması pil performansını artırırken, pil ömrünün de uzamasını sağlayacaktır. Yakıt pillerinde su tahliyesi, temel olarak gaz kanalları üzerinden gerçekleşirken; pil içinde membran üzerinden ve gaz difüzyon tabakası üzerinden de farklı mekanizmalarla su geçişi olmaktadır. Hücreden belirtilen mekanizmalarla su çıkışı ve hücreye su girişi olmasını yanında; su, membran üzerinden elektro ozmotik çekim ve ters difüzyon olmak üzere iki mekanizma ile anot ve katot arasında yer değiştirmektedir. Elektro ozmotik çekim, elektronlarını bırakmış hidrojen atomlarının membran üzerinden anot tarafından katot tarafına geçerken elektrostatik etkilerle beraberinde su moleküllerini de taşıması ile gerçekleşir. Elektro ozmotik çekim kuvvetinin bir ölçütü olan elektro ozmotik çekim katsayısı bir protonla anot tarafından taşınan su molekülü sayısı şeklinde ifade edilir (Zawodzinski 1993). Ters Difüzyon ise katot tarafı ile anot tarafı arasındaki su konsantrasyonu farkının artmasına bağlı olarak, konsantrasyonun fazla olduğu bölümden az olduğu bölüme doğru membran üzerinden su geçişinin gerçekleşmesi şeklinde tanımlanabilir. Suyun pil içerisinde yer değiştirme mekanizmaları ve yakıt piline giriş çıkış mekanizmaları Şekil 2.1 ‘de verilmiştir. BPP GD KT Memebran KT GD BPP Elektro ozmotik 𝐻2 + 𝐻2𝑂 çekim 𝑂2 + 𝐻2𝑂 𝐻+2 + 𝑛 ∙ (𝐻2𝑂) Geri difüzyon 𝐻2 + 𝐻2𝑂 𝑂2 + 𝐻2𝑂 𝐻2𝑂 Şekil 2.1. Pil içinde su geçiş yönleri ve mekanizmaları PEM yakıt pillerinde su akıntısı, pil içerisindeki su buharı kısmi basıncının işletme sıcaklığındaki doyma basıncının üstüne çıkması halinde su buharının yoğuşarak sıvı hale dönüşmesidir. Akıntı, genellikle suyun oluştuğu KT üzerinde yada membran üzerinden gerçekleşen su geçiş mekanizmalarının etkisi ile membran yakınlığında başlar. Akıntının 8 KATOT ANOT oluşmasına neden olan işletme koşullarının devam etmesi halinde pilin diğer katmanlarına yayılır. Kuruma ise temel olarak membranın su muhteviyatının azalması şeklinde tanımlanır ve etkisini su kaybına bağlı olarak ortaya çıkan iyonik iletkenlik düşüşü ve gerilim kaybı şeklinde gösterir. Pil içinde akıntı veya membran kuruması benzer şekilde kendini göstermektedir. Bu etkiler, her iki durumda da akım çekilmekte olan pilde gerilim kayıpları olarak ortaya çıkmaktadır. Bu eğilimler; otomotivde uygulanan PEM yakıt pillerinin içinde bulundukları durumun önceden belirlenerek beklenen olumsuz sonucu ortadan kaldıracak önlemlerin alınabilmesi için indikatör olarak kullanılmak istenmiştir. Yakıt pilindeki performans kaybının, akıntı veya kuruma kaynaklı olup olmadığını anlamak için; işletme parametreleri ile akıntıya veya kurumaya zorlanan pilin zamana bağlı gerilim değişimi grafiği kullanılmıştır. Buna göre Şekil2.2a’da KT’de akıntının başlamasından GDT’nin suya doyması arasında zamana yayılmış kademeli bir gerilim düşüşü gözlenmiştir. Bu performans düşüşünün nedeni GDT gözeneklerini dolduran sıvı su moleküllerinin, reaktantları aktif yüzeye ulaşmaktan alıkoymasıdır. GDT’nin suya doymasının ardından akış alanını oluşturan kanallara yayılan su, kanallardaki gaz geçişini engelleyerek gerilimin keskin bir biçimde sıfıra yakın bir değere düşmesine neden olmuştur. Kanalların gaz akımı ile temizlenmesinin takiben pil gerilimi kısa sürede yükselse de akıntıyı yaratan koşulların devamı halinde daha büyük basamaklar halinde gerilim düşüşü gözlenir. Şekil 2.2b’deki akıntı, normal koşullar ve kuruma halindeki pillere ait gerilim – zaman formasyonu incelediğinde, akıntıda performansın daha hızlı düştüğü ve gerilimde sürekli çalkantılar olduğu gözlenirken; kuruma halinde zamana bağlı sürekli gerilim düşüş formasyonu izlenmektedir (Fouquet et al. 2006). Buna karşın tek hücreli bir pilde zamana bağlı grafik yardımı ile akıntı yada kuruma ayrımı yapmak mümkün olsa da; otomotiv uygulamalarında kullanılan pil yığınlarının yüzlerce hücreden oluştuğu durumlarda hücre bazlı olarak böyle bir ayrımın yapılması çok sayıda sensör ve yan bileşen gerektirmesi nedeni ile uygulanabilir görünmemektedir. Yığın halindeki pilin çalışma sırasında hangi eğilimde olduğunun tespitinin; pilin işleme sürekliliğini kesintiye uğratan yada çok sayıda sensör ihtiyacı bulunan yöntemlerle belirlenmesinin dezavantajlarını ortadan kaldırmadan yola çıkılarak, pilin içinde bulunduğu eğilim akım gerilim eğrisindeki gidişattan tahmin edilmeye çalışılmıştır. Bunun için nümerik olarak hazırlanan modelde pil kuruma, akıntı ve normal çalışma hallerinde modellenerek eğri üzerinde farklı 9 bölgelerde görülen değişimler incelenmiştir. Şekil 2.2 c de görüldüğü gibi kuruma eğilimine giren pilin omik direncinin daha yüksek olduğu buna karşın; akıntı halindeki pilin ise yüksek akım çekilmesi halinde konsantrasyon kaybına uğradığı görülmüştür (Frappé et al. 2011). a b c Şekil 2.2. Pilin akıntının farklı aşamalarındaki zamana bağlı gerilim davranışı (a) ile akıntı ve kuruma davranışlarının karşılaştırılması (b) (Fouquet ve ark., 2006’ dan değiştirilerek alınmıştır) ve kuruma, su akıntısı ve normal haldeki pil için gerilim-akım eğirisi (c) (Frappe ve ark., 2011’ den değiştirilerek alınmıştır) ve (Fouquet et al. 2006), (Frappé et al. 2011) Katot tarafına hem elektro ozmotik etkilerle su taşınması hem de bu bölgede reaksiyon sonucu su üretilmesi; suyun katot tarafında kontrol altına tutulmasını çok daha zor bir denge problemi haline getirmektedir ve sonuçta daha sık karşılaşılan problemlerden biri olan katot akıntısı oluşmaktadır. Ayrıca katot tarafında sıvı su akıntısı oluşmasına neden olan mekanizmalardan üçüncüsü nemce doymuş veya aşırı nemlendirilmiş oksitleyici girişidir. Bunun yanında pil içine su enjekte edilmesi yine sıvı su akıntısını tetikleyen parametrelerdendir (Ji ve Wei 2009b). Pil içerisinde üretilen su miktarı pilden çekilen yük ile beraber artmaktadır. Pillerde üretilen fazla suyun anot tarafına geri difüzyon yaparak, reaksiyon ısısı ile buharlaşarak, su buharı difüzyonu ve sıvı suyun gözenekli gaz dağıtım tabakası içinde kılcallık etkileri gibi mekanizmalar ile katot tarafından uzaklaşabilmesi mümkünken; özellikle yüksek akımda çalıştırılan pillerde membran üzerinden su geçiş mekanizmaları arasındaki dengenin bozulması ve fazla suyun akış kanalları yardımıyla yeterince etkili bir şekilde deşarj edilememesi akıntının devam etmesine neden olmaktadır (St-Pierre et al. 2000). Pil içerisinde sıvı su akıntısının oluşması ve süreklilik 10 arz etmesi halinde katalizör tabakasının bağlı olduğu yüzeyden çözünerek diğer kirleticilerle birlikte H+ iyonlarının geçiş yollarını tıkaması söz konusudur. Su akıntısının KT üzerindeki uzun süreli etkileri Wilson ve ark. (2009) tarafından yapılan çalışmada detaylı olarak incelenmiştir. Tepe yükte 90-105 ℃’ de aşırı nemlendirilmiş reaktantlarla yapılan 4000 saat ömür testlerinde, 2200 saatin sonunda KT ‘yi oluşturan parçacıkların su akıntısı nedeni ile bağlı oldukları yerden koparak göçüşüme başladığı ve aglomerasyona uğrayarak daha büyük partiküller haline geldiği görülmüştür. Belirlenen süre sonunda 3nm den küçük katalizör partikülü miktarının %40 ’tan %5 ’e düştüğü gözlenmiştir (Wilson 1993). Katalizör tabakasındaki Pt partiküllerinin yüzey alanının aglomerasyon nedeni ile küçülmesi pilin aktivasyon enerjisini yükselterek performans kaybına neden olmaktadır. Katot tarafında akıntı başlaması halinde elektrik akımı yoğunluğunun aktif yüzey alanı boyunca dağılımında düzensizlikler ortaya çıktığı belirlenmiştir. Reaksiyonun farklı hızlarda gerçekleştiği aktif alan boyunca akıntı olmayan bölgelerde yeterli reaktant seviyeleri sonucu yüksek reaksiyon hızı, akım yoğunluğu ve sıcaklıklar görülürken; akıntı görülen bölümlerde ise reaksiyon hızı düşerek aktif yüzeyin diğer bölümlerine göre daha düşük akım yoğunluğu ve sıcaklıklar ortaya çıkmaktadır (Jamekhorshid et al. 2009). Bu durum, su yönetimi kaynaklı bir ısı yönetim problemi doğurmaktadır. Farklı sıcaklık bölgelerine sahip membranın termal gerilmeler nedeni ile deforme olması yada lokal kuruma nedeni ile reaktant kısa devreleri görülmesi olasıdır. Su akıntısının anot tarafında görülmesi özellikle soğuk iklim koşullarında pilin nemlendirilmiş reaktantlarla beslenmesi durumunda sık rastlanan bir olgudur. Nemlendirilmiş reaktantlarla beslenen pilin içindeki su buharı yüzeylerde yoğuşarak hidrojenin katalizöre ulaşması engellenmiş olur. Bu durumda anotta hidrojen yoksunluğuna bağlı olarak elektrot potansiyelinde anormal artışlar baş göstererek hidrojen oksidasyon reaksiyonu yerini katalizör malzemesine destek olarak kullanılan karbonun oksidasyonuna bırakır. Oksidasyon reaksiyonuna giren karbon, korozyona uğrar ve anot tarafında katalizör tabakasının incelmesi durumu ortaya çıkar. Bu da pilin anot tarafında KT ‘nin bozunmasına bağlı performans kayıplarına yol açar. Anot akıntısında karbon korozyonu, katalizör partikül aglomerasyonundan daha baskın bir mekanizma olup; pil voltajındaki zamana bağlı kayıplar, akıntı olmadığı duruma nazaran 11 10 kat daha hızlı gerçekleşmektedir (Mansu Kim et al. 2014). PEM yakıt pillerinde hücre gerilimine göre kabul edilebilir membran bozulma hızı ortalama 1-10 µV/h seviyesindeki gerilim düşüşleridir. Çalışma koşullarının daha zorlayıcı olduğu durumlarda belirtilen oran artmaktadır(G Hinds 2004). Elektrot akıntısı GDT altında KT ‘de oluşan su ve membrandan geçerek gelen su; katot tarafındaki GDT ‘den geçerek kanala ulaştıktan sonra akış kanalları ile veya ısıtıcılarla buharlaştırılarak veya membran üzerinden geri difüzyonla anot tarafına geçerek bu bölgeden uzaklaşma imkânına sahiptir. Fakat bu mekanizmalar, ilgili bölümde su akıntısı oluşumunun önüne geçmekte yetersiz kaldığında; yakıt pilinin düşük doygunluk seviyesine sahip reaktant akışı ile beslenerek pil içerisindeki sıvı suyun buharlaştırılıp reaktantlara yüklendikten sonra pil dışına çıkarılması da uygulanan bir su yönetim stratejisidir. Katot tarafında su akıntısı oluşma ihtimali anot tarafına nazaran daha fazla olsa da; katot tarafında üretilen su miktarının membranı nemlendirmede yetersiz kaldığı durumlar da görülmektedir. Böyle bir durumda reaktant gazların nemlendirilmesi bir seçenek olarak uygulamalarda kullanılmaktadır. Öte yandan anot tarafının nemlendirilmesi ihtiyacı; genelde yakıt pili yüksek akım yoğunluklarında çalışırken, anot tarafında membranın kuruması halinde ortaya çıkmaktadır. Yüksek akım yoğunluklarında elektro ozmotik çekim mekanizması geri difüzyon mekanizmasına baskın hale gelerek; anottan katota taşınan su miktarının, ters difüzyonla katot tarafından anot tarafına geçenden çok daha fazla olmasına yol açmaktadır. Yüksek akım yoğunluğu nedeni ile görülen membran kuruması, kalın membranların nemli kalmak için daha yüksek miktarda suya ihtiyaç duyması nedeni ile, kalın membranlarda daha sık görülmektedir (Ji ve Wei 2009b). Yakıt pillerinde membran kurumasına karşı yaygın olarak kullanılan yöntem reaktantların dışarıdan nemlendirilmesi olsa da; özellikle kompakt sistemler için yakıt pili uygulamalarında sistem ağırlığını artıran ve parazit güç yutulmasına neden olan ek nemlendirici bileşenler istenmemektedir. Bu noktada;  Pil içine doğrudan su enjeksiyonu  Destek olarak güçlendirilmiş gaz difüzyon tabakaları ile birlikte daha ince membran kullanımı  İçine katalizör partikülleri emdirilmiş kendi kendini nemlendiren membran kullanımı 12  Özellikleri geliştirilmiş gaz dağıtım tabakaları gibi çok sayıda su yönetimine yönelik teknik geliştirilmiştir. Geliştirilen su yönetim stratejilerine rağmen; su tahliye hızı ve sıvı haldeki su miktarının gaz haldeki su miktarına oranı pilin işletme koşulları ve tasarımı ile yakından ilişkilidir. Pilin işletme sıcaklığı, basıncı ve pile beslenen reaktant debisi gibi parametrelerin; operasyon sırasında pil içerisinde ne kadar su buharı bulunacağı, su buharlaşma hızı ve su buharı basıncı üzerine etkileri bulunmaktadır. Bu nedenle pilden su tahliyesinin verimi bu parametrelere bağlıdır. Yakıt pillerinde su yönetimi ile ilgili tasarımlar ve geliştirmeler; yakıt pili işletme parametrelerinin birbiri ile etkileşimi ve çapraz etkileri iyice anlaşılarak gerçekleştirildiğinde daha güvenilir sonuçlar verecektir. Bu nedenle yakıt pilinde su yönetimi ile ilgili farklı koşullarda yapılmış çalışmaların incelenmesi faydalı olacaktır. Diğer mekanizmalar ile karşılaştırıldığında, geri difüzyon mekanizmasının su taşınmasında diğer mekanizmalara göre daha az etkili olduğu görülmüştür. Anot tarafına geri difüzyonun gerçekleşebilmesi için membranın katot tarafındaki su miktarının anot tarafına göre daha yüksek olması gerekmektedir. Geri difüzyonun elektro ozmos etkilerle anot tarafından katot tarafına su geçişine baskın olduğu aralık genellikle pilin 0,3 A/cm2 akım yoğunluğunun altında çalıştığı durumlarda geçerlidir (Nguyen 1993). Teorik olarak ideal bir yakıt pilinde ısı üretimi sadece su üretim reaksiyonu sırasında oluştuğu kabul edilmektedir. Buna karşın fiziksel olarak çalışmakta olan bir yakıt pilinde üretilen toplam ısının %20’sinin ohmik kayıp ısısı, %35’inin entropi kaynaklı ısı ve %45’inin reaksiyon ısısı olarak üretildiği bilinmektedir (Ghasemi et al. 2017). Katot ve anot tarafındaki asimetrik potansiyel oluşumu entropi üretiminin artmasına ve katot tarafında daha çok ısı üretilmesine neden olmaktadır (Gülzow et al. 2000, Ju et al. 2005, Yan et al. 2004). Sözü geçen mekanizmalarla ortaya çıkan ısının kötü su yönetimi sonucu da membran kuruması ve buna bağlı kısa vadede membran proton iletkenliğinde düşüşler ortaya çıkabilmektedir. Kötü yapılan ısı yönetiminin devamında membran yüzeyindeki dengesiz sıcaklık dağılımı kızgın nokta oluşumuna ve uzun vadede noktasal delikler oluşmasına neden olmaktadır. Membran yüzeyindeki delikler hidrojenin katot tarafına doğrudan geçerek orada oksijenle kontrolsüz birleşimi sonucu pilin sıcaklığının daha çok artmasına yol açmaktadır. Bu nedenle yakıt pili içinde oluşan fazla ısının dışarı atılması 13 gerekmektedir. Özellikle yığın halindeki yakıt pillerinde ısı yönetimi belli aralıklarla anot ve katot bipolar plakaları arasına yerleştirilen soğutucu plakalarla sağlanmaktadır. Pilden su tahliyesi için çeşitli mekanizmalar çalışmakta olsa da; pilin içinde bulunduğu çalışma koşullarında bu mekanizmaların su tahliyesinde yeterli olmaması durumunda özel gaz dağıtım tabakası ve akış kanalı tasarımları ile veya pil ısıtıcılar ile suyun katalizör tabakasından uzaklaştırılması sağlanmaktadır. Her ne kadar gaz dağıtım tabakaları, katalizör tabakasında oluşan suyun tahliye edilmesine yardımcı olsa da bu tabaka içinde su tahliyesi için gereken konsantrasyon farkı; gaz dağıtım tabakasının kalınlığı, gözenekliliği, su iticiliği gibi çok sayıda parametreden etkilenmektedir. Akış alanlarında kanal genişliği, derinliği, kanallar arası mesafe gibi parametreler akış hızını etkileyerek su tahliyesini hızlandırmanın yanında reaktantların gözenekli tabaka içinde ne kadar etkili bir şekilde difüze olacağını ve reaksiyonun gerçekleşeceği kimyasal olarak aktif katalizör tabakasına ne kadar etkili bir şekilde ulaştırılacağı üzerinde oldukça belirleyicidir. Bu noktada akış kanalı tasarımı yakıt pillerinin performans ve ömür parametrelerini iyileştirmek için; su ve ısı yönetiminde üzerinde çalışılması gereken önemli bir konu olarak ortaya çıkmaktadır. 2.2 Temel Akış Alanı Tasarımları Bilindiği üzere PEM yakıt pillerinde reaktantların reaksiyona gireceği alana verimli bir şekilde ulaştırılması ve rekasiyon sonucu pil içinde oluşan fazla suyun dışarı atılması BPP içinde yer alan akış kanalları ile gerçekleştirilmektedir. Pazarda ticari olarak yaygın bir şekilde kullanılan dört temel akış alanı mevcuttur. Bunlar Şekil 2.3 a, b, c, d ‘de sırayla verildiği gibi paralel, paralel serpantin, çıkıntılı tip ve iç içe geçişli tip akış alanlarıdır. 14 Şekil 2.3. Paralel (a), paralel serpantin (b), çıkıntılı tip (c) ve iç içe geçişli (d)(X.-D. Wang et al. 2008) ve dairesel akış alanı (e) (US20080213648A1 2005) Paralel akış alanı giriş uçları ana dağıtıcı manifolda çıkış uçları ise bir toplayıcı manifolda bağlı ve bu iki manifold arasında birbirine paralel bir şekilde dizilmiş düz kanallardan oluşmaktadır. Bu akış alanı tipi bazı dezavantajlı özelliklerine rağmen; en düşük basınç kaybı ile reaktant akışı sunan akış alanıdır. Akışkanlar akma direncinin daha düşük olduğu yoldan akma eğiliminde olduğu için paralel akış alanında da reaktantlar ana dağıtıcı manifoldun giriş portuna yakın ucuna bağlı paralel kanallarda akma eğilimde olup; dağıtıcı manifoldun giriş ucunun tersi yönde kalan kanallarda düşük debide akış gözlenmektedir. Bu akış alanı mimarisinin bir sonucu olarak, kanallar arasındaki konsantrasyon farklılıkları reaktif alanda da yüksek ve düşük reaktant kısmi basınca sahip bir dağılım oluşturmaktadır. Reaktantların aktif yüzey boyunca eşit bir şekilde dağıtılamaması sonucu farklı reaksiyon hızları nedeni ile membran üzerinde kararsız sıcaklık bölgeleri oluşmaktadır. Kanal içinde su damlacıkları oluşması halinde paralel kanallar oluşan suyun pil dışına atılması konusunda yetersiz kalmaktadır. Reaktantların, tıkalı kanallar yerine açık olan kanalı tercih etmesi yine konsantrasyon dengesizliklerine yol açmaktadır. Paralel akış alanına sahip pillerde basınç kayıplarının düşük olması, reaktantların; kimyasal olarak aktif olan katalizör tabakasına doğru zorlanması yerine onları pil katmanlarına paralel akma eğilimine girmesine neden olarak pilde konsantrasyon kayıpları ve düşük akım yoğunlukları ile sonuçlanmaktadır (X. Li ve Sabir 2005b, X.-D. Wang et al. 2008). 15 Serpantin akış alanı temel haliyle, tek bir kanalın giriş manifoldundan başlamak suretiyle dönüşler yaparak BPP’yi birbirine paralel kanallar oluşturacak şekilde taramasıyla oluşmuş akış alanı olarak tanımlanabilir. Serpantin akış alanı, pili içinden su tahliyesi için verimli bir tasarım olarak ortaya çıkmaktadır. Buna karşın girişten çıkışa doğru, reaktant konsantrasyonunda belirgin bir fark oluşmaktadır. Konsantrasyon farkı nedeni ile aktif yüzey boyunca farklı reaksiyon hızları ortaya çıkmakta ve membranda farklı sıcaklık bölgelerinin oluşması sık gözlenmektedir. İlerleyen süreçte membranda kalıcı hasara yol açan kızgın nokta formasyonunun önüne geçmek için; birçok serpantin akış uygulamasında anot ve katot tarafındaki giriş ve çıkışların çapraz bağlanması ile anot tarafındaki hidrojenle katot tarafındaki oksijenin ters akışlı olarak sisteme gönderilmesi yöntemi uygulanmaktadır. Bu sayede yüzeyde daha dengeli reaksiyon hızları elde edilerek aşırı sıcak bölge oluşumundan korunmuş olur. Plaka boyutunun çok büyük olduğu durumda giriş ve çıkış arasında kanal içindeki konsantrasyon ve basınç farkının dengelenebilmesi için birden fazla kanala sahip serpantin akış alanları kullanılabilmektedir (H. Liu et al. 2014). Çıkıntılı tip akış alanı genellikle kare yada dairesel çıkıntıların BPP üzerinde sıralı yada saptırılmış düzende dizilmesiyle arada kalan boşlukların oluşturduğu akış alanı olarak tanımlanmaktadır (Ralph 2006b). Çıkıntılı tip akış alanı diğer bir düşük kayıplı akış alanı olmasına rağmen; damlacık oluşumu durumunda, paralel akış alanında olduğu gibi, düşük direnç doğrultusunu seçen reaktantlar düzensiz reaksiyon ve sıcaklık bölgeleri oluşturma potansiyeline sahiptir. Çıkıntılı tip akış alanının diğer bir dezavantajlı yönü, pil içinde yüksek gaz akış hızlarına ulaşılması durumunda çıkıntıların arkasında akışın dönme hareketine girdiği bölgeler ortaya çıkarak bu bölgelerde konsantrasyon kayıplarına bağlı düşük akım alanları oluşmaktadır. Birçok akış alanı mimarisi akışkanın; kanal veya kanalların giriş ucundan girerek kanal uzunluğunu boydan boya kat edip çıkış ucunda pili terk etmesi şeklinde dizayn edilmiştir. İç içe geçişli akış alanında ise BPP üzerindeki giriş ve çıkış manifoldunu doğrudan birbirine bağlayan bir yapı söz konusu değildir. İç içe geçişli akış alanında reaktantlar temel olarak giriş manifolduna bağlı bir ucu kapalı kanallara girdikten sonra GDT üzerinden difüzyona uğrayarak tekrar giriş kanallarına benzer şekilde bir uçları kapalı 16 diğer uçları çıkış manifolduna bağlı kanallara geçerek çıkışa ulaşmaktadır. Akış alanı mimarisi gereği, ucu kapalı kanallar içinde membran ve GDT tabakalarına paralel seyrederek çıkışa ulaşamayan reaktantlar; tabakaların normali doğrultusunda zorlanmış olurlar ve bu sayede reaktantların KT tabakasına ulaşma etkinliğini destekleyecek difüzyon etkileri güçlenmiş olur. Reaktant difüzyonunu güçlendiren konveksiyon etkileri aynı zamanda gözenekli tabaka içindeki suyun da aktif bir şekilde kanala taşınmasını destekleyici yönde işlev görmektedir. Buna karşın gazların giriş manifolduna bağlı kanallardan çıkış manifolduna bağlı kanallara geçişi sadece gözenekli GDT üzerinden mümkün olduğu için; reaktantlar gözenekli tabakada belirgin basınç kaybına uğrarlar ve pompalama ihtiyacı ortaya çıkarak parazit güç tüketimi oluşturur(Cooper et al. 2016, Wood et al. 1998). 2.3 Temel Akış Alanları Üzerinden Kısmi İyileştirmeler PEM yakıt pili bileşenlerinden olan katalizör tabakası, gaz dağıtım tabakası, membran gibi bileşenler üzerinde yoğun bir şekilde çalışmalar yürütülmekle beraber; akış alanı ve BPP tasarımı çalışmaları günümüzde hala önemini korumaktadır. Bunun nedeni BPP bileşenlerinin; toplam pil yığını ağırlığının yaklaşık %78,6’sını teşkil ediyor olması, pilin diğer katmanları için temel destek elemanları olmaları, reaktantların aktif alan boyunca etkili bir şekilde dağıtma görevine sahip olmaları ve fazla suyun pil dışına atılmasını sağlamalarıdır. PEM yakıt pili akış alanı geliştirme çalışmalarında kısmi iyileştirme tanımı; temel akış alanlarının mimarileri üzerinde rota değişikliği, kanal bağlama, dış bileşen ekleme gibi belirgin farklılıklar yaratmadan yapılan değişiklikleri kapsamaktadır. Çeşitli modifiye edilmiş akış alanlarına sahip PEM yakıt hücrelerinin performansı sayısal ve deneysel yöntemlerle incelenmiştir. Sayısal yöntemlerin, deneysel yöntemlere göre daha az zaman ve maliyet ihtiyacı bulunması nedeniyle daha çok tercih edilen bir yöntem olduğu görülmektedir. Sayısal yöntemler, deneysel çalışmalardan önce performansla ilgili bir öngörü geliştirmekte sıklıkla kullanılmaktadır. 2.3.1 Paralel akış alanı üzerinde kısmi iyileştirmeler Avantajlı özelliklere sahip temel akış alanı tasarımlarından biri olan paralel akış alanının bazı yönlerden hala geliştirilmeye ihtiyacı vardır. Bu nedenle, performansı artırmak için paralel akış alanı mimarisi üzerinde geliştirilen ve uygulanan bazı stratejiler olduğu görülmüştür. Denklem 2.1’deki bütün bileşenlerin gaz formunda olması halinde 17 belirlenmiş Nernst eşitliğinden anlaşılacağı gibi aktif yüzeydeki reaktant kısmi basınçlarının yüksek olması daha yüksek pil potansiyeli sağlayacaktır. Diğer bir deyişle KT üzerindeki reaktant konsantrasyonunun hücre potansiyeli ile doğru orantılı bir ilişkisi bulunaktadır (Barbir 2005). 𝑃 𝑃0,5𝑅𝑇 𝐻 𝐸 = 𝐸 + 𝑙𝑛 2 𝑂2 𝑜 (2.1) 𝑛𝐹 𝑃𝐻2𝑂 Denklem 2.1’de E0 standart hücre potansiyelini, R standart gaz sabiti (8,314J / mol K), F Faraday sabiti (96,5 cloumb / mol), T Kelvin cinsinden reaktantların sıcaklığı, n redoks reaksiyonunda aktarılan elektronların mol sayısı ve P reaktant gazların ve su buharının kısmi basıncıdır. Bu nedenle paralel akış alanlarında KT üzerindeki reaktant kısmi basıncının artmasını sağlayacak iyileştirmeler, performans artışı sağlanmasına katkıda bulunacaktır. Akış kanalını kısmen veya tamamen bloke etmek için kullanılan engel veya blokaj ilavesi, reaktif yüzeye doğru akmak yerine girişten çıkışa kadar kanal içinde akma eğiliminde olan reaktantların, reaksiyon yüzey normali doğrultusunda akışa zorlamak için bir yöntem olarak kullanılır (H.-C. Liu et al. 2005). Kanallar içindeki blokaj etkisini göstermek için çok sayıda araştırma yapılmıştır. Genel olarak, özellikle konsantrasyon kayıplarının şiddetlendiği daha düşük gerilimli çalışma koşullarında, düz kanallar içinde kısmi blokaj ile blokaj eklemenin faydası baskın hale gelmektedir (Heidary et al. 2016). Kanal içine şaşırtıcılar şeklinde blokajların eklenmesi durumunda şaşırtıcı üst seviyesi ve kanal derinliği arasındaki boşluk oranının yanında, şaşırtıcı sayısının da pil performansında belirleyici olduğu görülmüştür. Diğer yakıt hücresi parametrelerine bağlı olarak optimum bir şaşırtıcı sayısı ve boşluk oranı belirlenmelidir (Biyikoglu ve Oztoprak 2012). Artan sayıda blokaj, GDT'deki gözenekliliğin azalmasıyla birleştiğinde, parazit pompalama enerji tüketimini artıran ciddi basınç kaybına neden olabilmektedir. Öte yandan, membranın nemlendirilmesi açısından reaksiyon verimliliğinin bir göstergesi olarak kabul edilen KT üzerindeki su konsantrasyonu, artan blokaj sayısı ile önemli ölçüde artmaktadır. Blokaj yüksekliğinin artması ile blokaj elemanı ucu ve GDT yüzeyi arasında kalan gaz geçiş aralığı sıkılaştırdığında, GDT'deki bir reaktant konsantrasyonu artmaktadır. 3-5 adet blokaj elemanı kullanımının 0,7 GDT gözeneklilik değeri ile 18 kullanıldığında ile optimal olduğu Soon ve ark. (2005) tarafından bildirilmiştir (Soong et al. 2005). Blokaj şekli ve konumlandırmanın, basınç kaybı ve yakıt pili performansı üzerinde belirgin etkileri vardır. Akış kanalına dikdörtgen, yarım daire biçimli ve trapez formlu çıkıntılar yerleştirmenin etkileri; Ghanbarian ve Kermani (2016) tarafından incelenmiştir (Ghanbarian ve Kermani 2016). Çalışmada, 0,2 V hücre potansiyelinde kanal içine kare, yarım daire ve trapez çıkıntılar eklenmesi sonucu sırayla %1,37, %3,08 ve %3,11 civarında net güç artışının elde edildiği bildirilmiştir. En belirgin performans kazancı akış kanalına trapez formunda çıkıntı ilavesiyle elde edilirken, sürtünme kayıplarını belirleyen en büyük ıslanabilir yüzey alanına sahip olması nedeni ile diğer geometriler arasında en yüksek basınç kaybına yine trapez formlu blokaj kullanımında rastlanmıştır. Heidary ve ark. (2017) tarafından akış kanalını tamamen kapatan blokajların kanal içine sıralı ve saptırmalı dizilim konfigürasyonunda dizilmesini temsil edecek bir model hazırlanmıştır (Heidary et al. 2017). Reaktantların kaburga altı konveksiyon etkileri ile kimyasal olarak aktif olan KT tabakasına ulaşma etkinliği sıralı dizilim konfigürasyonu ile artırılmış olmakla beraber; saptırmalı blokaj dizilim konfigürasyonu ile bu artış % 28 oranında daha yüksek bir düzeye taşınmıştır. Kaburga altı konveksiyon etkileri saptırmalı blokaj diziliminde daha homojen reaktant dağılımı sağlamanın yanında daha az basınç düşüşü oluşmasını sağlamaktadır (Heidary et al. 2017). Sıralı dizilimde tam blokaj uygulamasında katmanlar arasındaki reaktant akışı kuvvetlense de; özellikle çıkışa yakın bölgelerde girişe göre aşırı basınç farkına yol açarak konsantrasyon kayıplarına neden olmaktadır. Diğer yandan saptırmalı dizilimin, daha az basınç kaybına neden olması ile katmanlar arasında konveksiyon etkilerini güçlendirmek için daha uygun olduğu görülmektedir. Paralel akış alanlarında kanalı tam kapatan blokaj veya saptırıcı kullanımı genel pil performansını artırsa da; tasarım stratejisi, hem basınç kaybı hem de kanal su akıntısı bağlamında dikkatle ele almalıdır. Özellikle pilin soğuk başlangıç gibi zorlu koşullar altında çalışması sırasında, kanal içinde oluşabilecek sıvı su molekülleri blokajlar nedeni ile GDT’ye doğru akmaya zorlanarak yaygın GDT akıntısı oluşturma potansiyeline sahiptir. GDT içinde kılcallık etkileri ile ilerleyen akıntı hali reaktantların KT tabakasına ulaşmasını engelleme potansiyeline sahiptir. Bu noktada Fan ve ark. (2018) tarafından gazları ve sıvı suyu kanallar içerisindeki plakalar ve çıkıntılar ile yönlendirerek gazları GDT'ye zorlayan ve sıvı haldeki suyu reaktif alandan uzaklaştırma 19 fonksiyonuna sahip iki yeni katot akış kanalı önerilmiştir (Fan et al. 2018). Sırasıyla Şekil 2.4 a ve b'de sırayla verilen çok plakalı ve entegre yapı olarak adlandırılan tasarımlarda, işlevleri reaktant gazı GDT katmanına zorlamak ve sıvı suyu reaktif alandan uzağa yönlendirerek kanallar yardımıyla atılmasını sağlamak olan iki tip plaka ve kanal içi girinti mevcuttur. Yeni tasarımların performans artışı, geleneksel akış kanallarına kıyasla pompa kayıplarını dikkate alarak optimize edilmiş plaka açısı, sayısı ve plakalar arası boşluklar ile çoklu plaka yapısı ve entegre yapı için sırasıyla% 4,7 ve 7,5 olarak bildirilmiştir. Entegre tasarımın, konveksiyon etkilerinin güçlendirilmesinde çok plakalı tasarımdan daha etkili olduğu tespit edilirken; daha yüksek basınç kaybına yol açtığı için pompalama enerji tüketimini arttırdığı için daha az net performans artışı sağlamıştır. Yeni tasarımların tüm avantajlı özelliklerinin yanı sıra, daha karmaşık imalat prosedürlerine ihtiyaç duyuyor olmaları uygulama maliyetlerini yükseltecektir. a b Şekil 2.4. Sıvı su ve reaktant gaz yönlendirme için çoklu plaka yapısı (a) ve entegre yapıya (b) sahip akış kanalları (Fan ve ark., 2018’den değiştirilerek alınmıştır (Fan et al. 2018) Bir yakıt pilinde hücre performansı üzerindeki en önemli etkilerden biri, akış alanı boyunca reaktantların eşit dağılımı ve konsantrasyonudur ancak; geleneksel paralel akış alanında olduğu gibi reaktantların, basınç kaybının daha düşük olduğu hat boyunca akma eğiliminde olması reaktantların dengesiz dağılımıyla sonuçlanmaktadır. Sabit kanal genişliği ve derinliğine sahip paralel akış hatlarında giriş manifoldundan uzakta konumlandırılmış kanallarda basınç kaybı daha yüksektir. Montie ve ark. (2008), Şekil 20 2.3 e’ de görüldüğü gibi dış kenara yakın giriş manifoldu ile iç kenara yakın çıkış manifoldu arasında dairesel dizilimle düz olarak uzanan kanalların oluşturduğu daire dilimi şeklinde yeni bir BPP tasarlamış ve patentlemişlerdir (US20080213648A1 2005). Tasarımda gaz kanalları birbirine paralel dizilime sahip olmasa da; düz kanalların girişte aynı giriş manifoldunu ve çıkışta aynı çıkış manifoldunu paylaşması tasarım paralel akış alanı kökenine sahip olduğunu göstermektedir. Yeni tasarımda kanal derinliği ve genişliğinin akış uzunluğu boyunca eksponansiyel olarak daralması; yüzey alanı boyunca miktarı azalan akışkanların kısmi basınçlarını sabit tutarak aktif membran yüzey alanı boyunca homojen akım yoğunluğu elde edilmesi için alınmış bir önlemdir. Kanal mimarisini daralan kanal yapısına sahip olmasının bir diğer amacı, reaksiyonlar sırasında tüketim ile reaktant gazların miktarının azalmasına rağmen su tahliye kuvvetini yeterli seviyede tutmaktır. Kanal genişliğinin eksponansiyel olarak daralması, reaktantların kısmi basınçlarını sabit tutmak için uygun olmasına rağmen; reaktant gazların girişte radyal olarak homojen girişi sağlanamadığı sürece risk devam edecektir. Benzer şekilde Lee ve. ark. (2019); açık katot pasif hava soğutmalı PEM yakıt pili yığınları için membranın susuz kalmasını önlemek ve hücre soğutma performansını arttırmak amacıyla paralel akış alanı benzeri bir akış alanı önermiştir (Lee et al. 2019). Yeni tasarımın işleyiş algoritması, reaktant hava kanalları yoluyla su tutulmasını arttırmak için reaktant havanın yavaşlatılırken; soğutma havası tarafında daralan kanal genişliği ile soğutma havasının hızlandırılmasına ve böylece soğutma havasının taşınımla ısı transferi kapasitesinin arttırılması şeklindedir. Paralel akış alanlarında odağı su tahliyesini hızlandırmaya olan diğer tasarım stratejilerinin aksine; yeni tasarım mimarisinin odağı, su tutmayı artırmaya yöneliktir. Manifold ve dağıtıcı revizyonları, paralel akış alanına sahip PEM yakıt pillerinde kanallar arasında dengeli reaktant dağılımını arttırarak performans iyileştirmesi için benimsenen stratejilerden biridir. Imbrioscia ve Fasoli (2014) çalışmalarında da görüldüğü gibi, dağıtıcı revizyonuna eşlik eden bazı küçük kanal kesit revizyonları kanallarda daha dengeli reaktant basıncı ve hız dağılımı sağlamak için sık kullanılan bir stratejidir (Imbrioscia ve Fasoli 2014). CFD simülasyonları aracılığıyla performans kriteri olarak hız ve basınç dağılımı referans alınarak beş yeni dağıtıcı revizyonu önerilmiş ve etkileri incelenmiştir. Birinci revize edilmiş tasarım, kesiti lineer daralan bir dağıtıcı ve akış yönü 21 boyunca lineer genişleyen bir toplayıcı arasında eş kesit ölçülerine sahip paralel kanallardan meydana gelmektedir. İkinci tasarımda birinci tasarımdakine benzer şekilde daralan bir dağıtıcı ve genişleyen bir toplayıcı vardır ancak; kesitlerdeki değişimler lineer değildir. Üçüncü tasarımda dağıtıcının üst kenarı toplayıcının ise alt kenar ark şeklinde olup; dağıtıcı ve toplayıcı kesitlerinin ortada daha geniş kesitlere sahip olmasını sağlamaktadır. Dördüncü tasarımda, dağıtıcı ve toplayıcı kesitleri paralel kanalların kesitlerinden dört kat daha geniş olduğu gözlenmiştir. Paralel kanal sırasının ortasına yakın olanların dağıtıcıya bağlandığı bölgede ise kanal kesitinin gaz geçişinin kısılmasını sağlayacak şekilde daraldığı görülmüştür. Son tasarımda dördüncü tasarıma benzer şekilde daha geniş dağıtıcı ve toplayıcılarla bağlantılı farklı kesit ölçülerine sahip paralel kanallardan oluşan bir yapı gözlenmektedir. Son tasarımda, paralel kanalların hidrolik çapı, ortadaki sıralara yaklaşırken orantılı olarak artacak şekilde kesitleri genişletilmiştir. Tüm revizyonların etkisini ele almak için CFD sonuçları ele alındığında; ilk üç tasarımın homojen basınç dağılımı anlamında belirgin bir fark yaratmadığı görülmüştür. Ancak daha geniş dağıtıcı ve toplayıcı kesitinin yanında orta sıradaki kanal kesitlerinin daha geniş olduğu son tasarım en yüksek performansı göstermiştir. Benzer şekilde Hossain ve ark. (2017) tarafından yapılan çalışmada, dağıtıcı ve toplayıcı kesitlerinin genişletilmesinin yanında paralel kanallardan ortaya yakın sıradakilerin kesitlerinin değiştirilmesinin; aktif yüzey alanının orta bölgesindeki görülen yetersiz reaktant dağılımının bertaraf edilmesinde etkili olduğu görüşmüştür (Sajid Hossain et al. 2017). Giriş dağıtıcısı ve çıkış toplayıcı arasındaki kanal sıralarındaki reaktant basınç ve konsantrasyon dengesizliğini ortadan kaldırmak için, her bir kanalın değişen uzunluklar, kesit ve alt dallanmalara sahip olduğu, böylece akış uzunlukları boyunca kanal segmentlerinin oluşturulduğu yeni bir strateji ortaya çıkmıştır. Bu kapsamda, enine kanal kesit ve uzunlukları bakımından birbirinden farklı kanallardan oluşan iki yeni revize paralel akış alanı Lim ve ark. (2017) tarafından incelenmiştir. Kanallar giriş bölümünde daha geniştir ve geniş kesitli bu kanalların her biri çıkış bölümüne kadar üç veya dört alt dala ayrılmış kanalı beslemektedir. Üçlü ve dörtlü olarak dallanan kanallar çıkış kısmında tekrar tek kanalla toplanırlar. Akış alanının çıkış kısmındaki kanal kesitleri, giriş bölümünde daha geniş bir kanalla beslenen üçlü veya dörtlü alt kanalı topluyorsa, çıkışta daha dar bir kesitle devam eder ve tam tersi durum da geçerlidir. İlk tasarım tek giriş ve çıkışa sahipken, ikinci tasarım kanal kesiti açısından ilk tasarımdakiyle aynı tasarım 22 felsefesi ile tasarlanmış olup; ilkinden farklı olarak iki giriş ve iki çıkış manifoldundan oluşmaktadır. Reaktantların hızı ve basınç dağılımı kanallar arasında nispeten dengelenirken, değerler akış uzunluğu boyunca kademeli olarak değişmektedir (Lim et al. 2017). Tasarım stratejisi olarak kanal segmentasyonu, daha dengeli reaktant dağılımı sağlama potansiyeline sahipken kanal akıntısı meydana gelmesi halinde, reaktant tüketimi göz önüne alındığında yetersiz sıvı su deşarjının gözlemlenmesi mümkündür. Paralel akış alanının bir dezavantajı olarak, bir kanalda su damlası oluşumu, akış alanında reaktantların durgun olduğu akış bölgelerinin oluşmasına yol açar ve bu nedenle konsantrasyon kaybı ve aktif yüzey boyunca eşit olmayan akım dağılımı ile sonuçlanır. Kanal içinde akıntı halindeki su damlacıklarının daha küçük parçalara bölünerek ardından bitişik kanallar yoluyla taşındığı bir tasarım stratejisi, kanallarda çıkışa yakın bölgelerde düşük konsantrasyon oluşumunu önlemek için uygulanan yeni bir stratejidir. Bu strateji doğrultusunda Shirvanian ve Hirano (2009), çıkış noktası paralel akış alanı olan delikli bir akış alanı önermiş ve patentini almışlardır (US20100261087A1 2009). Şekil 2.5 a'da görüldüğü gibi damlacıklar tarafından tıkanan kanallar nedeni ile ortaya çıkan durgun akış bölgesi oluşumunun önüne geçmek için; tüm kanallar omuz çıkıntılarının düşey yüzeyine dik doğrultuda açılmış delikler vasıtasıyla bitişik kanallara bağlanmıştır. Kanallardan biri tıkandığında tıkanan hattın tıkanıklıktan sonraki kısmının; komşu kanalla bağlantısını sağlayacak üçgen, daire veya dikdörtgen şeklinde açılması mümkün olan delikler yoluyla beslenmesi mümkündür. Deliklerin bir başka görevi, büyük boyutlu damlacıkların deliğin her iki yüzeyindeki basınç farkı ile delik içinden geçerek bitişik kanallara sürüklenmesini ve daha küçük damlacıklara ayrılmasını sağlamaktır. Daha küçük damlacıklara ayrılan sıvı su, bitişik hatlardaki reaktant akışı ile gaz veya sıvı şeklinde pil dışına taşınmaktadır. Tasarımın, test edilen koşulda toplam su tahliye kapasitesini artıran ve genel performansta iyileşme sağladığı bildirilmesine rağmen; farklı akış hızlarında, delik kesitlerinde ve delik sayıları için incelenmesi gerekmektedir. Tasarımda temel olarak deliklerin aşırı büyük damlacıkları bölmesi ve tıkanmış akış hattının başka bir art akımla beslemesi amaçlanmıştır. Ancak, kanallar arası basınç farkı omuz çıkıntıları içinden açılan deliklerden geçen gaz geçişi ile dengelendiği için; omuz çıkıntıları altında gerçekleşen konveksiyon etkilerinin azalacak olması dikkate alınarak tasarım optimize edilmelidir. Bu noktada Wang ve ark. (2018) katot için, bazıları nemlendirilmiş hava taşıyan ve bazıları da ara girişlere sahip kuru hava taşıyan paralel 23 akış hatlarından meydana gelmiş benzer bir tasarım önermiştir (Y. Wang et al. 2018). Ara girişlerin ana girişten uzaklığı ve girişten beslenen reaktant debisinin performans üzerine etkili olduğu bildirilmiştir. Yan kanal girişinin, ana girişten toplam kanal uzunluğunun % 30'u kadar uzağına konumlandırılması ve yan girişten beslenen toplam hava akış debisinin %70'inin yan girişlerden beslenmesi durumunda performansın belirgin bir şekilde artırıldığı belirlenmiştir. Şekil 2.5. Damlacık bölen delikli akış alanı (a) (Wang ve ark. 2018’den değiştirilerek alınmıştır) ve revize edilmiş hilal formlu çıkıntılı tip akış alanları (b) (Gao Y., 2012’den değiştirilerek alınmıştır.)(US20090214929A1 2012, Y. Wang et al. 2018) 2.3.2 Çıkıntılı tip akış alanı üzerinde kısmi iyileştirmeler Çıkıntılı tip akış alanının problemli taraflarından biri, reaktantların akış yolunda daha az dirençle karşılaştığı rotayı takip etmesi nedeniyle çıkıntılar altındaki konveksiyon etkilerinin zayıflığıdır. Bu durum genellikle membran kurumasına ve konsantrasyon kaybına neden olmaktadır. Geleneksel dairesel veya dikdörtgen kesitlerden farklı yeni fonksiyonel çıkıntı şekli oluşturmaya yönelik yeni bir tasarım stratejisi önerilmiştir. Yong Gao'nun icadı, çıkıntılı tip akış alanının revize edilmiş bir şeklidir (US20090214929A1 2012). Akış alanı, ana plakanın yüzeyi, GDT tabakası ve bir tarafı hilal diğer tarafı dışbükey bir forma sahip çıkıntıların yüzeylerinin sınırlandırdığı hacimden meydana gelmiştir. Çıkıntıların şekli slot formunda çıkıntının bükülmüş halini anımsatmaktadır. 24 Çıkıntıların dışbükey yüzü akışı karşıladıktan sonra iki zıt yöne ayrılmasını sağlar ve reaktantların çıkıntılar altında GDT katmanına akmaya zorlarken; çıkıntılar arasındaki boşluklar reaktant gazların daha geniş bir yüzey alanına yayılmasını sağlar. Şekil 2.5b’de görülen kesik çizgi ile işaretlenmiş alanlar, membran kurumasını önlemek için yerel olarak su birikiminin sağlandığı alanlardır. Çıkıntı tipi akış alanı geometrisi, yüksek akışkan hızlarında çıkıntıların arkasında akışın girdaba girdiği alanlar oluşmasına meyilli bir tasarımdır. Buluşun akışı karşılayan konkav çıkıntı yüzeyi reaktantların aktif bir şekilde yüzeye dağılımını sağlarken akış yönünün tersi tarafta kalan hilal formlu içbükey yüzey membran nemlendirmesi için gereken su buharının tutulmasını sağlayacaktır. Çıkıntı yüzeylerinin keskin köşe ve dönüşler yerine konveks ve konkav formlu eğri forma sahip olması akış yönünde konsantrasyon ve basınç düşüşlerinin büyümemesini sağlamaktadır. Tasarım, Şekil 2.5b'de görüldüğü Gao Y. (2012) tarafından farklı çıkıntı şekilleri türetilmiştir (US20090214929A1 2012). Önerilen tasarım tanımlanan faydalarına rağmen hala yüksek akış hızlarında konsantrasyon kaybı ve ihtiyaç fazlası su birikmesine yol açabilecek aşırı girdap bölgeleri oluşturmaya müsaittir. Diğer taraftan tasarım, karşı BPP nin hizalanmasında yaşanacak aksaklık durumunda veya aşırı sıkma kuvveti uygulandığında membranda deformasyona yol açabilecek bir yapıya sahiptir. Gözenekli malzemeler, su yönetimi ve homojen reaktant dağılımı ile ilgili olarak çıkıntılı tip akış alanından kaynaklanan olumsuzlukların etkisini azaltmak için kullanılabilir. Gözenekli ara parçaların çıkıntılar arasındaki boşluklara entegrasyonunun, çıkıntılı tip akış alanlarının tepe güç çıkışını arttırdığı gözlenmektedir. % 60 ile% 90 arasında değişen farklı gözeneklilik oranına sahip gözenekli ara parçalar yerleştirilmesinin, yakıt pili tepe güç çıkışını tek kanallı serpantin akış alanına göre % 9.5-10.5'ten fazla arttırdığı gözlemlenmiştir. Yakıt pili performansı, çıkıntıların sıralanma şekli ve gözenekli ara eklentilerinin gözeneklilik değerleriyle değişme eğilimindedir (P. Karthikeyan et al. 2015). Gözenekli ara parçaların, konsantrasyon kaybına yol açan girdaplı reaktant akış bölgesi oluşumunu ortadan kaldırdığı ve bu sayede genel pil performansını artırdığı tahmin edilmektedir. Ek olarak gözenekli ara parçaların; akış dirençleri olarak çalışıp reaktantların yüzey üzerinde homojen bir şekilde dağılmasını sağladığı düşünülmektedir. Atyapi ve ark. (2019), reaktant konsantrasyonu, hızı ve basıncı gibi değişkenlerin homojen dağılımı yanında girişten çıkışa kadar düşük basınç kaybı sağlamak için; sıralı yada saptırmalı dizilime sahip bal peteği formunda çıkıntılardan oluşan yeni bir çıkıntılı 25 tip katot akış alanı önermiştir (Atyabi ve Afshari 2019). Yeni tasarımın sayısal değerlendirmesi sonucunda, bal peteği biçimli çıkıntılı tip akış alanının, çok geçişli serpantin akış alanları gibi değişkenlerin homojen dağılımını mümkün kılarken; paralel akış alanları gibi daha az basınç kaybı gerçekleştirdiği rapor edilmiştir. 2.3.3 Serpantin akış alanı üzerinde kısmi iyileştirmeler Çok uzun akış uzunlukları, reaktant gazların yol boyunca tüketiliyor olması, akış yolundaki birçok dönüş bulunması gibi nedenlerden dolayı ortaya çıkan basınç kaybı; serpantin akış alanlarında ortaya çıkan performans kaybının temel nedenleri olarak görülmektedir. Reaktantların yol boyunca basınç kaybına uğraması, kanal içindeki sıvı haldeki suyun pil dışına sürülmesinde yetersizlikler doğurmakla beraber; girişle çıkış arasında aşırı reaktant basınç farkı oluşmasına neden olmaktadır. Farklı basınç bölgeleri oluşması, doğrudan reaktant kısmi basıncı ile ilişkili olan reaksiyon hızının bölgeler arasında farklı olmasına neden olmakta ve ısı yönetim problemlerine yol açmaktadır. Serpantin akış alanlarında kanal genişliği, derinliği, kanallar arasındaki mesafe, serpantin kanallarının sayısı ve dönüş sayısı gibi parametreler paralel serpantin akış alanı tasarımları yapılırken dikkate alınan en etkili parametreler olarak görülmektedir (Ghanbarian et al. 2018). Paralel serpantin akış alanında kanal genişliği ve omuz genişliği oranının düşürülmesinin; paralel akış alanı gibi konvansiyonel akış alanlarında uygulandığına nazaran daha etkili bir performans artışı sağladığı görülmüştür (Kerkoub et al. 2018). Bu nedenle, kanal genişliği- omuz genişliği oranının değiştirilmesi, serpantin akış alanları için kısmi iyileştirme metodu olarak uygulanmıştır. Kısmi iyileştirmelerden bir diğeri, kanal derinliğinin girişten çıkışa doğru azaltılması şeklinde tarif edilen daralan- genişleyen akış alanı tasarımı ilk ortaya çıkanlardan biridir. Reaktant basıncını kanal uzunluğu boyunca stabil tutulması ve oluşan sıvı suyun kanal dışına etkili bir biçimde taşınmasını sağlayan tasarım pil performansı ve su yönetimi açısından belli bir kanal derinliğine kadar olumlu sonuç vermektedir. Aynı tasarım stratejisi ile Chowdhury ve Akansu (2017) tarafından araştırılan yeni tasarımda, daralan-genişleyen akış alanı sayesinde akış uzunluğu boyunca tüketilmesine rağmen reaktantların kısmi basınçlarının korunduğu ve hızlanan reaktant akışı sağlanarak daha iyi su transferi elde edildiği görülmüştür. Sonuç olarak toplam pil performansında % 19-27'ye kadar iyileşme sağladığı bildirilmiştir (Chowdhury ve Akansu 2017). Benzer şekilde Chowdhury ve 26 Timurkutluk (2018), daralan-genişleyen kanal derinliklerinin hücre performansı açısından etkisini; su yönetimi ve farklı katmanlardaki reaktant konsantrasyonlarını da dikkate alarak araştırmışlardır (Chowdhury ve Timurkutluk 2018). Çalışmanın sonucu, azalan kanal derinliğine sahip bir serpantin akış alanı; çıkışa yakın bölgelerde reaktant konsantrasyonu azalmasını telafi ederek daha yüksek fazlalık su deşarj kapasitesi sağlamakta ve daha yüksek bir pil performansı sunmaktadır. Reaktantların kimyasal olarak aktif düzleme dik olarak akma eğilimi, yüksek kanal basıncı ile artmaktadır. Bu arada, reaksiyon sonucu KT yüzeyi üzerinde üretilen su deşarjının, GDT yüzey düzleminden kanala doğru yönlendirilmiş bir reaktant akışıyla uzaklaştırılması sağlanmalıdır. Bu prosesin devamlılığı için KT’a reaktant geçişini engelleyebilecek gözenekli GDT içinde bulunan suyun aynı zamanda kanala itilmesini sağlayacak kanal yönünde bir akış da sağlanmalıdır. Bitişik akış kanalları arasındaki basınç farkından kaynaklanan omuz altı konveksiyon, reaktif alan düzlemine dik doğrultudaki hem iç hem de dış yönlü hız bileşenlerine sahip olan gerekli reaktant akış hareketini içermektedir. Buna karşın omuz altı konveksiyonun, bitişik akış kanallar arasındaki belirli bir basınç farkı değerine kadar pil performansına katkıda bulunduğu Chen ve ark (2017) tarafından bildirilmiştir (S. Chen et al. 2017). Çalışma kapsamında yapılan deneylere göre optimum basınç farkı, kanal-omuz genişliği oranı, kanal derinliği-genişlik oranı ve GDT'nin gözenekliliğine bağlı olarak hesaplanması gerektiği bildirilmiştir. Özellikle serpantin akış alanlarında bitişik akış kanalları arasındaki basınç farkı çok uzun akış boylarında şiddetli hale gelebilir ve plaka boyunca kanallar tarafından yapılan dönüşlerle konsantrasyon ve basınç kayıpları oluşarak toplam hücre performansı düşmektedir. Bu nedenle, yakıt pili performansını ve pilin su yönetimi kapasitesini arttırmak için bitişik kanallardan omuz altı konveksiyon ve kısa devre akımların kontrol altına alınması, amaçlanmaktadır. Bitişik kanallar arasında aşırı omuz altı konveksiyon ve kısa devre akımlarını engellemek için kanallardaki basınç kayıplarını azaltmak; ortaya çıkan ilk stratejilerden biridir. Bahsi geçen stratejiden hareketle, Wu ve ark. (2018) ve Velisala ve Srinivasulu (2018) yaptıkları çalışmalarda aşırı basınç düşüşünü ortadan kaldırmak için çok geçişli paralel serpantin kanalları önermişlerdir. Ancak çalışmada artan kanal sayısı ile gaz hızının azaldığı ve kanalların içinde daha yoğun su birikimi gözlenmiştir (Velisala ve Srinivasulu 2018, Wu et al. 2018). Tek geçişli serpantin akış alanı daha yüksek pil performansı sunarken çok geçişli serpantin akış alanlarına göre daha fazla basınç kaybına yol açarak 27 parazit pompalama gücü tüketimine doğurmaktadır. Çalışmanın sonucunda, tekli serpantin akış alanının küçük aktif alana sahip PEM yakıt pilleri için daha uygun olduğu tespit edilirken; çok kanallı serpantin akış alanlarının, daha az basınç kaybına yol açmaları nedeni ile, daha büyük aktif alana sahip PEM yakıt pilleri için uygun olduğu belirtilmiştir. Karthikeyan ve ark. (2019), çok kanallı serpantin akış alanlarında sık görülen sıvı su birikmesinin etkilerini bertaraf etmek için; omuzlar içine hizalı yada saptırılmış şekilde yerleştirilmiş gözenekli ara parçalarla sıvı haldeki suyun göçüşümünü sağlayacak bir revizyon önermiştir (M. Karthikeyan et al. 2019). Hizalanmış dizinin su yönetimi açısından daha iyi performans sağladığı belirlenmiştir. Öte yandan, gözenekli karbon ara parçaların hidrofobik olmaları nedeni ile metal süngere göre fazla suyun deşarjını daha etkili gerçekleştirmesi gibi, gözenekli malzemenin su taşıma kabiliyeti üzerinde etkili olduğu bildirilmektedir. Akış uzunluğunun tasarımla kısaltılması yaklaşımı Rock ve ark. (1998) tarafından ele alınmıştır. Çalışmada aynı giriş manifoldundan başlayan ve aynı çıkış manifoldunda son bulan, plaka ortasından geçen eksene göre birbirine aynalanmış bir şekilde yerleştirilen birbirinden ayrı serpantin kanal gruplarından oluşan bir akış alanı önerilmiştir (US6099984A 1998). Detaylı olarak Şekil 2.6 a’da görülen bu patentli tasarımın temel amacı, uzun kanallar yerine daha küçük serpantin akış bölümleri oluşturarak girişten çıkışa basınç kaybını en aza indirecek şekilde daha kısa kanallar kullanarak; reaktant konsantrasyonunu tüm akış uzunluğu boyunca stabil tutmaktır. Tasarım, her bir serpantin grubu için ele alındığında önerdiği amaç doğrultusunda performans gösterme potansiyeline sahipken; kanal gruplarını besleyen giriş manifoldunda yaşanabilecek herhangi bir basınç dengesizliği halinde reaktant basınçları her bir serpantin sıra grubu arasında çok fark gösterebilir. Bazı durumlarda tek serpantin akış yolunu daha kısa uzunluklarda daha küçük serpantin akış alanlarına bölmek, dönüş sayısını artırarak kanallar arasındaki basınç farkını yükselteceği için; kanallar arasındaki kısa devre gaz akımlarını sınırlamak için yeterli olmayabilir. Bu nedenle, Griffith ve Rock (2002) tarafından kanalların birbirine yaklaşıp birbirinden uzlaşacak şekilde bir düzene sahip olduğu ve geleneksel serpantin akış düzeninden farklı olarak kanalların birbirine paralel olmadığı bir akış alanı önerilmiştir(Griffith ve Rock 2002). Yeni tasarımda kanallar, Şekil 2.6b'de görüldüğü gibi u dönüşten sonra birbirinden uzaklaşarak kısa devre akımlarını ve 28 aşırı omuz altı konveksiyonu engelleyecek şekilde daha geniş bir omuz genişliği sunmaktadır. Bununla birlikte, tasarımda dönüş sayısının artırılmasından kaçınılmalıdır. a b Şekil 2.6. Simetrik serpantin akış alanı (a) ve yakınlaşıp uzaklaşan kanallı serpantin akış alanı (b) (Rock J.A., 1998 ve Karthikeyan M. Ve Rock J.A., 2002’den değiştirilerek alınmıştır) Kanal uzunluklarının farklı olmasından kaynaklanan kanallar arası aşırı basınç farkı ve konsantrasyon farkının etkilerini azaltmak için kanallar arası basınç dengesini sağlamak amacıyla iki strateji geliştirilmiştir. Stratejinin temel yapısı kanallar arasında geçiş noktaları oluşturmak yada kanaları belli aralıklarla toplayıp sonra tekrar kanallara dağıtmak şeklinde açıklanabilir. Bu strateji doğrultusunda Bai ve ark. (2004) tarafından geliştirilen yeni nesil bir grup akış alanı Şekil 2.7 a ve b de görüldüğü gibi; kanallardaki reaktantların BPP üzerine açılmış ara rezervuarda toplandıktan sonra yeniden kanallara dağıtıldığı konvansiyonel çok geçişli serpantin akış alanı şeklindedir. Önerilen yeni tasarımlar kanal boyunca sabit debi ve sabit kısmi basınç sağlamak olmak üzere iki farklı amaç doğrultusunda geliştirilmiştir (US7524575B2 2004). Sabit debi yaklaşımı için yapılan tasarımda, kanal sayısı rezervuardan önce ve sonra eşittir. Sabit kısmi basınç sağlama yaklaşımında ise rezervuar çıkışındaki kanal sayısı girişteki kanal sayısından daha azdır. Sabit debi yaklaşımı ile geliştirilen tasarım, kanallar arası kısa devre akışına 29 neden olan, bitişik kanallar arasındaki aşırı basınç farkını ortadan kaldırırken, ikinci tasarım kanal sayısının da azalıyor olması sayesinde pil içinde tüketime bağlı olarak gazlar tüketiliyor olmasına rağmen; daha küçük bir hacimde akmaya zorlandıkları için kısmi basınçlarını korumaktadırlar. Kısmi basınçların korunduğu ikinci tasarımın kanal içindeki suyun daha etkili bir şekille tahliye edildiği düşünülmektedir. Tasarımların her ikisinin de konvansiyonel çok geçişli serpantin akış alanına göre Şekil 2.7c’de görüleceği gibi daha iyi performans sergiledikleri görülmüştür. Buna karşın sabit kısmi basınç yaklaşımı ile geliştirilen akış alanına sahip pilin; sabit debi yaklaşımına göre geliştirilenden daha yüksek güç çıkışı sağladığı görülmüştür. Rezervuarı, Şekil 2.7d’de görüldüğü gibi iki dönüş arasında bulunan düzlükte konumlandırılması şeklinde akış alanı üzerinde farklı konumlara yerleştirilmiş halde görmek mümkündür. Önerilen iki tasarımda kanal içinde reaktantlarla birlikte hareket ederken kanalın daha geniş olan rezervuara açılmasıyla hızını kaybederek rezervuar içinde birikme potansiyeli bulunmaktadır. Biriken suyun yer çekimi etkileri ile bazı kanallarda daha çok yoğunlaşması diğer bir potansiyel tehlikedir. Benzer şekilde Rahimi-Esbo ve ark. (2016), Şekil 2.7e'de görüldüğü gibi, rezervuarının şekli düzenli bir geometrik formda olmayan yine kanalların bir araya toplanıp dağıtıldığı çok geçişli akış alanlarının performanslarını Ansys Fluent CFD aracıyla incelemişlerdir (Rahimi-Esbo et al. 2016). Sonuçlar, kanal sayısının 2'den 1'e düştüğü model için en iyi performans artışının sağlandığını ve performans artışının 0,5 V'un altındaki gerilimlerde gözlendiğini göstermiştir. Sonuçlardan görüldüğü gibi, kanal sayısı değişikliğinin bir optimizasyon problemi olarak araştırılması önem arz etmektedir. 30 Şekil 2.7. Sabit debi (a) ve sabit basınç (b) yaklaşımına göre ara rezervuarlı pil tasarımları ve performans eğrileri (c). İki dönüş arasına yerleştirilmiş rezervuar görünümü (d) ve düzensiz şekilli ara rezervuarlı tasarım (e). (Bai D., 2004 ve Esbo R., 2016’den değiştirilerek alınmıştır) PEM yakıt pillerinde GDT tabakası içindeki su birikimi omuz çıkıntılarının altındaki bölgede daha yoğun bir şekilde görülmektedir. Bu noktadan hareketle omuz altında biriken aşırı suyun kanal içine alınarak tahliye edilmesi stratejisi ortaya çıkmıştır. Choi ve ark. (2012), kanallar arasındaki aşırı basınç farkını düzenlemenin yanında omuz çıkıntısı altında oluşan suyun bulunduğu yerden çekilmesini sağlamak için; ana akış kanallarına paralel olarak omuz yüzeylerine akış kanallarından daha küçük kesite sahip olacak şekilde oyulmuş yardımcı kanallara sahip yeni bir tasarım önermiştir (Choi et al. 2012). Yeni tasarımda yardımcı kanallardan toplanan suyun ana kanallara geçmesini ve ana kanallarla tahliye edilmesini sağlamak için; omuz çıkıntısı içine yardımcı kanala dik doğrultuda oyulmuş, ana kanalla yardımcı kanalı birbirine bağlayan ikincil yardımcı kanallar bulunmaktadır. Her iki modelin sayısal analiz sonuçlarına göre yeni tasarımın geleneksel serpantin akış alanına göre yaklaşık% 23,74 oranında daha yüksek performans göstereceği tahmin edilmektedir. Buna karşın omuz çıkıntısı içine açılan birincil ve ikincil yardımcı kanallar, omuz temas yüzeyinin daraltması nedeni ile membran elektrot bileşenleri üzerinde sıkma torku ile birlikte dengesiz gerilmeler oluşmasına ve bu bileşenlerin zarar görmesine neden olma potansiyeline sahiptir. Öte yandan omuz temas yüzeyinin daralması nedeni ile GDT bölgesindeki aşırı gözeneklilik kaybı omuz altı konveksiyon etkilerini kısarak ve akım toplama yüzeyi olan omuz kesitinin azalmasına bağlı olarak toplam pil performansında kayıplara yol açma potansiyeline sahiptir. 31 Tasarımda ikincil yardımcı kanallarının sayısı ve kesiti, çalışma koşullarına ve performans beklentilerine göre optimize edilmelidir. Çok geçişli bir metalik serpantin akış alanında omuz bölgesinde su birikimini ortadan kaldırmak için Baik ve Seo (2018) tarafından yeni bir revizyon önerilmiştir (Baik ve Seo 2018). Yeni tasarımın daha düşük yüksek frekans direnci ve daha yüksek akım yoğunluğunun yanında daha az basınç düşüşünü sağladığı görülmüştür. Akış kanallarının kanal taban yüzeyi, daha az basınç kaybına sahip bir akış rejimi için geleneksel akış alanı tasarımlarının birçoğunda pürüzsüz ve düz olarak tasarlanmıştır. Bunla birlikte, yeni tasarımda serpantin kanallarda kanal tabanı dalgalı formda tasarlanmak suretiyle, kanal içinde akış yerel olarak küçük vortekslere sokularak GDT tabakasında zorlanmış konveksiyonun artırılması ve böylece yakıt pili performansının arttırılması amaçlanmıştır. Li ve ark. (2017) kanal tabanında kenarlarının eğim açıları 15, 30 ve 45 derece olan dalga formuna sahip serpantin akış alanını incelemiştir (W. Li et al. 2017). En iyi performans, dalga eğim açısının 30 derece olduğu dalgalı kanal modelinde gözlenmiştir. Dalgalı tasarımın, özellikle aktif alandaki reaktant konsantrasyonunu iyileştirerek genel performansı arttırdığı bildirilse de; model kanal içi su akıntısı koşulları altında düşük sitokiyometriler için araştırılmalıdır. 2.4 Biyo Benzeşimli Akış Alanı Kalıpları Biyo benzeşimli akış alanları, yaprak kanalı ve akciğer bronş sistemi gibi madde taşıma özellikleri bakımından üstün olan biyolojik dolaşım yapılarından esinlenerek üretilen akış alanı düzenleridir. Biyolojik dağılım yapıları mühendislik sistemlere uygulanırken benzeşim sınırlarının net bir şekilde anlaşılması ve benzeşimin yalın bir şekilde uygulanabilmesi için bazı teoriler kullanılır. Murray yasası, PEM yakıt pili akış alanında özellikle yaprak damar örüntüsünü taklit ederken, yaprak damarı çatallanmalarındaki ana ve alt kanal çevresi arasındaki ilişkiyi matematiksel olarak sergileyen en yaygın kullanıma sahip teoridir. Denklemi eşitlik 2.2’de verilen teoriye göre iki alt kanala bağlanan ana kanalın çevresi c0 olarak adlandırılırken; c1 alt kanallardan birincisinin çevre uzunluğunu temsil etmekte olup c2 ikinci alt kanalın çevre uzunluğunu temsil etmektedir. 𝑐2,49 = 𝑐2,49 + 𝑐2,490 1 2 (2.2) 32 Yaprak damarı çatallanma kalıbı, biyo benzeşimli akış alanı tasarımı için Murray yasası ile birleştirilerek başvurulan en yaygın biyolojik yapılardır. Ruan ve ark. (2016), tarafından önerilen tasarımda olduğu gibi girişe bağlanan kanallarının kesiti giriş manifoldundan çıkış manifolduna yakınlaştırırken Murray yasasına göre daralırken çıkış kanallarının kesitleri aynı şekilde artmaktadır (Ruan et al. 2016). Yeni tasarım paralel ve serpantin akış alanlarıyla karşılaştırılmıştır. Yapılan sayısal analizler sonucunda biyo benzeşimli akış alanında toplam pil performansının yaklaşık % 30 oranında daha yüksek olduğu belirtilmiştir. Performans artışının özellikle konsantrasyon kaybının baskın hale gelmeye başladığı ve maksimum güç değerinin alındığı akım değeri yakınlığındaki yüksek akım yoğunluğunda çalışma bölgesinde olduğu gözlemlenmiştir. Guo ve ark (2014) tarafından Murray yasası kullanılarak yaprak damarından referans alınarak önerilen üç tip biyo benzeşimli akış alanı mimarisinin pil performansı üzerine etkileri deneysel ve sayısal olarak yapılan bir çalışma ile özetlenmiştir. Önerilen tasarımlarda, hazırlanan kanal konumlandırma şekli ve kanal geometrileri, yaprak damarları ile en benzer formda olanlardır. İlk tasarım şekli, sabit kanal genişliğine sahip iç içe geçişli akış alanı benzeri bir mimariye sahipken (Şekil 2.8a) ikincisi ise iç içe geçişli tipte olmayan, yani kanalların hem giriş hem de çıkış manifolduna doğrudan bağlı olduğu akış alanı modelidir Şekil 2.8a). Şekil 2.8c’de görülen üçüncü tasarım, Murray yasası uygulanmış olan iç içe geçişli tip akış alanı mimarisine sahiptir. Üç yeni biyo benzeşimli tasarım, özellikle konsantrasyon kayıplarının şiddetlendiği daha yüksek akım yoğunluk bölgesinde; birbirine seri bağlı paralel akış alanlarına hem de konvansiyonel iç içe geçişli akış alanına göre % 20-25 arasında daha iyi performans göstermiştir. Üç yeni akış alanına sahip pillerden en iyi performans Murray yasası uygulanmış olan iç içe geçişli tip biyo benzeşimli modelde elde edilirken; ikinci en iyi performans sabit kanal genişliğine sahip iç içe geçişli tip biyo benzeşimli akış alanında görülmüştür. En düşük performans artışı ise sabit kanal genişliğine sahip iç içe geçişli tipte olmayan akış alanında gözlenmiştir. İç içe geçişli tip akış alanı tasarımlarında omuz altı konveksiyon etkileri daha yoğun olduğu için reaktantların GDT tabakasına daha etkin bir şekilde nüfuz etmesi sağlanmış ve performans artışı görülmüştür. Ayrıca kanal kesitlerinin Murray yasası ile belirlendiğinde tüketime bağlı reaktant azalmasına rağmen kanal için kısmi reaktant basıncı korunarak elde edilen performans artışı kuvvetlenmiştir (Guo et al. 2014). 33 Kang ve ark. (2019) Ginkgo ve Dicotyledonous bitkilerine ait yaprak damarlarını referans alarak iki yeni biyo benzeşimli akış alanı önermiştir (Kang et al. 2019). Modellerin performansları çok geçişli serpantin ve paralel akış alanı karşılaştırılarak araştırılmıştır. Ginkgo yaprak damar tasarımı en yüksek performansı gösterirken, güç yoğunluğu çoklu serpantinden % 7 daha düşük olup; buna karşın reaktant gaz dolaşımı için ihtiyaç duyduğu pompalama enerjisi ihtiyacı serpantin akış alanının sadece % 3'ü kadardır. Ginkgo bitkisi yaprak damar tasarımına sahip akış alanının su tahliye etme kapasitesinin, paralel akış alanından daha yüksek, ancak çoklu serpantin akış alanından daha düşük olduğu tespit edilmiştir. Dikotiledon bitkisi yaprak damar tasarımına sahip akış alanının en kötü su deşarj kapasitesine sahip olduğu belirlenmiştir. Dallanma sayısının artması ile birlikte kanal kesitinin daralması, geleneksel akış alanlarına sahip yakıt hücrelerinde olduğu gibi biyo kaynaklı akış modellerinde de pil performansına katkıda bulunmaktadır (T. Chen et al. 2012). Öte yandan, akış uzunluğu boyunca zaten basınç kaybının az olduğu paralel akış alanı gibi geleneksel akış alanlarına dallanmalar eklenmesinin, basınç kaybını azaltmakta önemli bir katkı sağlamayacaktır. Sonuç olarak kanallara dallanma ilavesinin aktif yüzey üzerinde daha etkili reaktant dağılımı sağlamaya daha uygun bir yaklaşım olduğu tespit edilmiştir (Pablo Martin Belchor et al. 2015). 34 Şekil 2.8. Sabit kanal genişliği ile iç içe geçişli tip (a), sabit kanal genişliği ile standart tip (b) ve Murray yasası uygulanmış iç içe geçişli tip (c) biyo benzeşimli akış alanı. Akciğer tipi akış alanının üç boyutlu modeli (d) ve akım gerilim eğrileri (e) (Guo N. Ve ark., 2014 ve Asadzade M. ve Shamloo A., 2017’den değiştirilerek alınmıştır) Geleneksel akış alanlarında membran yüzey alanından kolay bir şekilde istifade edilebilmesi ve tasarım yığın haline getirilirken, plakanın zarar görmesi de dahil teknik bir problemle karşılaşılmaması için; giriş ve çıkış manifoldları, BPP’nin kenarlarına yakın köşegen bir şekilde yerleştirilmektedir. Bununla birlikte, kanalları daha az dönüşe sahip yüksek performanslı bir pil için Asadzade M. ve Shamloo A. (2017) tarafından önerilen biyo benzeşimli akış alanı modelinde belirtilen yaygın kullanımın dışına çıkıldığı görülmüştür. Önerilen biyo benzeşimli tasarımın çıkış noktası insan akciğeri olup; giriş manifoldu Şekil 2.8d 'de görüldüğü gibi plaka ortasına yerleştirilmiş olup amaç reaktantların daha küçük bir basınç kaybı ile yüzeye dağıtılmasını sağlamaktır. İnsan akciğerinden esinlenerek oluşturulan biyo benzeşimli akış alanında reaktantlar, plaka merkezinden kenarlara uzanan sekiz ana kanal ve ana kanallarla aynı kesite sahip ve ana kanala 135° açısal sapma ile bağlanan ikincil kanallarla dağıtılmaktadır. Akciğer benzeşimli akış alanının, Şekil 2.8e'de verilen I-V eğrisinden görüldüğü gibi seri olarak birbirine bağlı paralel kanallarla oluşturulan serpantin akış alanından daha yüksek 35 performans gösterdiği rapor edilmiştir (Asadzade ve Shamloo 2017). Çoğu yeni akış tasarımının performans üzerine olan etkileri, özellikle konsantrasyon kayıplarının baskın olduğu 0,3 volt altındaki pil potansiyelinde gözlenirken; akciğerden esinlenilerek elde edilen biyo benzeşimli akış alanının pil performansı, omik kayıpların baskın olduğu 0,8 ile 0,4 volt arasında da daha yüksektir. Çalışmada rapor edilmemiş olsa da; omik kayıp bölgesindeki performans artışının, yeni tasarımın daha iyi bir su yönetimi sağlayarak membranın su içeriğini ve proton iletkenliğini olumlu etkilemesiyle açıklanabilir. Önerilen akciğer şekilli akış alanının, belli miktarda güç elde edebilmek için seri halde birbirine bağlı çok sayıda hücre yığınından meydana gelmesi gereken PEM sistemlerine uygulanabilmesi mümkün görünmemektedir. Membran yüzeyinin aktif kullanımını engelleme ve sızdırmazlık sorunlarına neden olama potansiyeli bulunduğu için; orta noktadan giriş yaklaşımı yığın halinde kullanım açısından detaylı bir şekilde ele alınmalıdır. Bir yakıt pilinde reaktantların kimyasal olarak aktif katmanında verimsiz dağıtımı, su ve ısı yönetimini de etklileyen en belirleyici performans parametrelerinden biridir. Özellikle uzun akış yolu ve çoklu düz kanallar içinde paralel akış durumunda, aktif yüzey boyunca reaktantların dengesiz dağılımı daha belirgin hale gelerek performans kaybına yol açmaktadır. Bu noktada Wang ve ark. (2010), daha az basınç kaybıyla daha homojen reaktant dağılımı elde etmek için; vasküler akış ağlarından esinlenerek iki yeni akış alanı önermiştir (C.-T. Wang et al. 2010). Sonuç olarak yeni tasarımlarla basınç kaybı geleneksel bir serpantin akış alanınınkinin yaklaşık % 14.8 üne azaltılırken, güç kazancı geleneksel bir paralel akış alanının % 57'sine kadar arttırılmıştır. Önerilen tasarımın önemli bir performans kazancı sağladığı bildirilmiş olsa da, giriş ve çıkış arasındaki reaktant konsantrasyonu farkının yüksek olduğu tahmin edilmektedir. Ayrıca, reaktantların akış hızının aşırı düşmesi su birikmesine neden olabileceğinden, tasarım performansının sıvı su yönetimi kapsamında ele alınması daha önemlidir. Biyo benzeşimli kanal tasarımlarında dallanma açısını veya kanal kesitini belirlemede Murray yasasının kullanımı oldukça yaygındır. Hui ve ark. (2017) tarafından daha iyi reaktant ve nem dağılımı için yeni bir kesişen tipte akış alanı önerilmiştir. Muray yasası kanalların birbiri ile kesiştiği noktada kanalların birbirine göre açılarının belirlenmesinde kullanılmıştır (Dong-Hui et al. 2017). Kesişen akış alanının, tekli serpantin akış alanına 36 göre daha üniform akım dağılımı ve su yönetimi sağlayarak daha yüksek pil performansı sunduğu rapor edilmiştir. Buna karşın önerilen akış alanı mimarisi, kanal akıntısı açısından özellikle kanal kesişim noktasının sıvı su birikmesi nedeni ile tıkanması koşullarında ve daha büyük bir aktif alana sahip pil içinde sınanması önem arz etmektedir. 2.5 Gelişmiş Akış Alanı Tasarımları Gelişmiş akış alanı tasarımı, ilave bileşenlere sahip olan veya farklı akış rejimlerinin özelliklerini aynı anda barındıran veya konvansiyonel akıl alanlarının sahip olduğu zayıflıkları ortadan kaldırmak için özel bir amaca yönelik yapısal ayrıntıya sahip akış alanları olarak karakterize edilebilir. 2008 yılının başında, iki farklı akış alanını tek bir plakada barındıran ve ihtiyaç halinde birinden diğerine geçebilen BPP'ler tasarlamak yeni bir tasarım felsefesi olarak ortaya çıkmıştır. Her akış alanının verimli ve verimsiz çalışma aralıkları farklılık gösterebileceği için; çok fonksiyonlu BPP'ler mevcut çalışma koşulları altında daha yüksek performans sergileyecek akış alanları arasında geçiş yaparak, pilin daha geniş bir aralıkta verim kaybına uğramadan işlev görmesi sağlamış olur. Toyota şirketi tarafından reaktant gazların reaksiyon bölgesi boyunca tercihe göre paralel yada iç içe geçişli akış alanı düzeninde dağıtılmasına olanak tanıyan yeni bir BPP geliştirilmiştir (US20100075186A1 2008). Şekil 2.9'da görülebileceği gibi, plastik şekil verme yöntemleri ile şekillendirilmiş saç plakalarla üç farklı katman halinde kanal sıralarından meydana gelen bir akış alanı mevcuttur. Katmanlardan biri Şekil 2.9a’da görüldüğü gibi GDT tabakası ile doğrudan temas halinde olup bu katmandaki kanallar başında ve sonundaki delikler ile orta katmandaki kanallara bağlanmaktadır. Orta katmandaki kanallar, Şekil 2.9c’de görüldüğü gibi başında ve sonunda plaka dışındaki birer valfe bağlı olup; valflerin açılıp kapanmasına göre iki farklı akış alanı arasında geçiş yapılmasını sağlamaktadır. Paralel akış düzeninde akış sağlanarak pilin özellikle sıfırın altındaki sıcaklık koşullarında hızlı başlaması sağlanmakta olup; iç içe geçişli akış rejimi sayesinde uzun saatler boyunca çalışmak zorunda kalan pilin yüksek sıcaklık etkilerinden zarar görmeden çalışması sağlanır. Yapılan tasarımla görüldüğü gibi her iki akış alanının avantajları aynı plakada birleştirilmiştir. 37 Şekil 2.9. Paralel akış düzeni ile iç içe geçişli tip akış düzeni arasında geçiş yapabilen gelişmiş BPP’nin üst görünüş (a), kesit görünüşü (b) ve valf bağlantı şeması (c) (Amemiya K. 2008’den değiştirilerek alınmıştır.) Santamaria ve ark. (2013) tarafından Toyota'nın buluşuna benzer şekilde paralel ve iç içe geçişli akış alanları arasında geçiş yaparken ondan farklı özellikler de barındıran yeni bir akış alanı önerilmiştir (Santamaria et al. 2013). Yeni tasarım, özellikle Toyota'nın buluşundan farklı olarak iki akış düzeni arasında kısmen geçiş sağlama özelliğine sahip olmakla beraber üç katmanlı sac levha kullanımı bu tasarımda mevcut değildir. Önerilen yeni tasarım su üretimi ve güç talebinin yüksek olduğu ve omuz altı konveksiyonun gerekli olduğu 0.6 A/cm2'nin üzerindeki yüksek akım yoğunluklarında koşullar için geliştirilmiştir. Yeni tasarım geliştirilirken iç içe geçişli tip akış alanında birim pil aktif alanı başına ortaya çıkan 20 mW/cm2 gibi yüksek basınç kaybı dikkate alınmıştır. Basınç kaybını telafi etmek için yeni tasarımda farklı akış alanları arasında kısmi geçiş yapabilme özelliğine sahip hibrit akış alanı geliştirme üzerinde durulmuştur. Tasarım, giriş ve çıkış manifoldlarına bağlı iki valfin açık veya kapalı konumlarına göre dördü yüksek basınçta ve onların aralarına yerleştirilmiş üç adet düşük basınçta reaktant gaz taşıyan kanallardan oluşmaktadır. Yeni tasarımın en yüksek performans sunduğu durum valflerin yarı açık 38 olduğu ve böylece akış alanının yarı paralel yarı iç içe geçişli tip akış alanı gibi davrandığı durumda gözlenmiştir (Tong et al. 2013). Katot tarafında aşırı su akıntısı nedeni ile gaz akışının tıkanması eşit olmayan reaktant dağılımı ve konsantrasyon kayıplarının oluşması paralel akış alanında sık karşılaşılan temel bir problemdir. Bu nedenle, klasik paralel akış alanında Wang ve ark. (2019) tarafından katot tarafında kanal içine belli aralıklarla ikincil girişlerden ek kuru hava beslenmesi yaklaşımı yeni nesil bir iyileştirme olarak önerilmiştir. Ara hava girişinin ana girişten toplam kanal boyunun % 30 uzağında olması ve ara girişten verilen hava kütle akışının toplam hava girişinin % 70'i kadar olduğu durumda pildeki performans artışı konvansiyonel paralel akış alanına göre %13,2 ile en yüksek seviyeye ulaşmıştır (Y. Wang et al. 2017). Ara giriş portlarının yeri ve kütle akış hızı, yeni tasarım için kritik performans parametreleri olarak belirlenmiştir. Dikdörtgen kanal kesiti şekli neredeyse tüm akış alanlarında en yaygın kullanılan kanal kesit profilidir. Her ne kadar trapez, üçgen veya yarı dairesel gibi çok sayıda kanal kesit profili performans artışı açısından araştırılsa da, kesit değişimi tasarımı yeni nesil akış alanı olarak nitelemek için yeterli değildir. Buna karşın Wawdee ve ark. (2015) tarafından önerilen ve Şekil 2.10 a, b ve c'de ön, yan ve kesitli perspektif görünüşleri görülen ve bir akış alanından ziyade kesit tasarımı gibi sınıflandırılabilecek eğimli akış alanı; yer çekimi etkileri ile birlikte ele alındığında gelişmiş bir akış alanı olarak sınıflandırılabilir (Wawdee et al. 2015). 39 Şekil 2.10. Altı kanallı serpantin akış alanına uygulanmış eğimli tasarımın (a) perspektif görünüşü (b), kesit detay resimleri (c) ve eğim yönüne göre su toplama karakteristikleri (d) (Wawdee P. ve ark, 2015’den değiştirilerek alınmıştır) Eğimli tasarım sıvı su birikiminin olumsuz etkilerini azaltırken membranı yeterince nemli tutmak için geliştirilmiştir. Eğimli tasarımın etkileri, pilin bir tarafındaki kanal yapısı konvansiyonel dikdörtgen kesitli tutularak bir tarafında eğimli kanal yapısı kullanılmak suretiyle araştırılmıştır. Farklı nemlendirme oranları, dikdörtgen ve eğimli kanaların farklı kombinasyonlarla bir araya getirilmesi ve eğimli plakaların farklı oryantasyonları ile yapılan çok sayıda deney sonucunda su akış yönünün belirlenebileceği anlaşılmıştır. Şekil 2.10 d'de görüleceği gibi pilin anot tarafındaki plakada konvansiyonel dikdörtgen kesitli kanal yapısı ve katot tarafına aşağı yönlü eğimli kanal yapısı kombinasyonu kurulması sonucu, su hareketinin anot tarafından katoda doğru olduğu ve böylece toplanan fazla suyun katottan atılabileceği açıklanmaktadır. Bunun aksine katot tarafı yukarı eğimli bir levha ile değiştirildiğinde, aşırı suyun gözenekli GDT tabakasına doğru akarak membranın nemlendirilmesine katkıda bulunmasına rağmen gözenekli yapıda tıkanmalara yol açacağı görülmüştür. Eğimli kanalın işlevi yerçekimine bağlıdır. Taşıtlar gibi titreşim oranı yüksek dinamik sistemler için eğimli tasarımın performansı, ters yerçekimi yönündeki çeşitli ivme kuvveti altında araştırılmalıdır. Son zamanlarda büyük ilgi gören üç boyutlu ince gözenekli ağ yapısından oluşan akış alanlarının, mikro düzeyde akış yönlendirmeleri yaparak; geleneksel akış alanlarında kanal içine ek yönlendirici yada blokaj koymaktan daha pratik bir uygulama olduğu 40 düşünülmektedir. Bu yaklaşıma göre geliştirilmiş bilinen en iyi ticari uygulama, Toyota'nın Mirai araçlarında, hücre yığını boyunda selefine göre % 24 oranında kısalma sağlarken yığın hacmi başına % 36 güç artışı sunan modeldir (Nonobe 2017). Mevcut Toyota Mirai araçlarında katot tarafında üç boyutlu ince bir ağ formunda kullanılan bu akış alanı Kim ve ark. (2017) tarafından hazırlanan üç boyutlu bir model üzerinden araştırılmıştır (Jinyong Kim et al. 2017). Çalışmada reaktantların gözenekli katman içine girmesi için akış direnci oluşturan ve gözenekli tabakalardaki suyun da dışarı alınmasını sağlayan mikro ölçekte ardı ardına sıralanmış çok sayıda yönlendiriciden oluştuğu görülmüştür. Geliştirilen akış alanının kullanıldığı pillerin yüksek akım yoğunluğunda çalıştığı durumda reaktantların gözenekli katmanlar içinde difüzyonunda Forchheimer'ın atalet etkisinin baskın olduğu bulunmuştur. Tasarımdaki üç boyutlu yönlendirici formdaki çıkıntı etrafında oluşan ikincil bir akışla gözenekler içindeki suyun tahliye edildiği görülmüştür. Gözenekli katı malzemeler, daha mobil uygulamalar için daha hafif gaz dağıtım plakaları oluşturmak ve reaktant konveksiyon etkilerinin arttırılması için kullanılmakla beraber yığın halindeki pillerde ısı eşanjörü olarak kullanıldıklarında daha yüksek ısı transfer kapasitesi sunmaktadırlar (Awin ve Dukhan 2019, Vazifeshenas et al. 2019). Bu malzemelerin gaz dağıtım kapasitelerinin iyi olması tercih edilmelerinde önemli bir etkiye sahip olsa da; bu malzemelerin, kılcallık etkisinden dolayı, reaktantların kimyasal olarak aktif bölgeye ulaşmasını engelleyecek şekilde gözeneklerinde sıvı suyu tutarak tıkanıklığa yol açma potansiyelleri bulunmaktadır. Bununla birlikte, gözenekli malzemelerin kılcallık etkileri ile su biriktirme özelliği geçirgen olmayan bipolar plaka art tabakası üzerine kaplanarak bir su yönetim tekniği olarak kullanılmaktadır. Wenbin ve ark. (2005), akış kanallarının üzerine oyulduğu geçirimsiz ana plakanın üst yüzeyini kanal formunu koruyacak şekilde gözenekli hidrofilik katmanla kaplayarak yeni bir akış alanı oluşturmuştur (US20050181264A1 2004). Tasarımın ana amaçları, üretilen sıvı suyu yüzey boyunca homojen dağıtmak ve gözeneklerin içinde suyu tutarak membranı sürekli olarak nemlendirmektir. Plaka yüzeyini su yatkınlığı bulunan gözenekli tabaka ile kaplama yaklaşımıyla hazırlanan tasarım farklı tiplere sahiptir. Şekil 2.11 a’da görüldüğü gibi tasarımlardan birinde kanal iç yüzeyi ve omuz yüzeyi dahil tüm yüzeyin kaplandığı ve omuz çıkıntılarının kaplanmadığı iki farklı model bulunmaktadır. 41 Şekil 2.11. Plaka yüzeyinin gözenekli su dağıtım malzemesi ile kaplanmış akış alanın kesit görünüşü, tam ve kısmi kaplanmış plaka yüzeyi. Gözenekli iç içe geçişli akış alanları (b)ve iki ağ arasına gözenekli malzeme yerleştirilmiş akış alanı. (c) (Wenbin ve ark. 2004) Gözenekli malzemelerin kılcallık etkileri ile gaz dağıtımında üstün özelliklere sahip olması nedeni ile Kim ve ark. (2018) tarafından gözenekli köpük malzemelerin ana gaz dağıtıcı olarak kullanılabilirliği araştırılmıştır. Optimize edilmiş koşullar altında metal köpük malzemeden imal edilmiş gaz dağıtıcıları olan bir PEM yakıt pili yığınının paralel akış alanına sahip yakıt pili yığınına nazaran daha yüksek güç çıkışı sağladığı belirlenmiştir (M. Kim et al. 2018). Gözenekli akış alanına sahip yakıt pillerinin, özellikle yüksek güç yoğunluğunda çalıştığı ve konsantrasyon kayıplarının baskın olduğu koşullarda gözenekli metal köpüğün yüksek kütle taşıma kabiliyeti ile daha iyi performans sunduğu gözlenmiştir. Fly ve ark. (2018) in yaptığı çalışmada metal köpük gaz dağıtıcıların daha yüksek performans sağlamalarının tek sebebinin gözenekli yapının sağladığı etkili gaz dağıtımı olmadığını belirtmiştir. Çalışmada gaz dağıtıcıyı oluşturan köpük ligamentlerinin sıkıştırma etkisiyle GDT tabakasının içine girişim yapmasıyla gaz 42 dağıtımında GDT ve BPP arasında ortam sürekliliği sağlandığı ve GDT üzerine homojen kuvvet dağılımı sayesinde temas direncinin azaldığı ve pilin akım toplama stabilitesinin arttığı gözlemlenmiştir (Fly et al. 2019). Benzer şekilde yine Fly ve ark. (2018) gözenekli metal köpük malzemenin sıkıştırılmasıyla üzerinde yarı dairesel kanallara sahip yeni bir gözenekli hibrit akış alanı önermişlerdir (Fly et al. 2018). Tasarımda yer alan kanallar sayesinde gözenekli malzeme içindeki difüzyon direnci ve yaşanan basınç kaybı daha düşük seviyelere indirgenmiştir. Hossain ve Shabani (2018) tarafından yapılan çalışmada köpük malzemenin paketlenmesinden meydana gelen akış alanlarının konvansiyonel paralel akış alanına göre daha yüksek ısı deşarj etme kapasitesine sahip olduğu belirlenmiştir (Sajid Hossain ve Shabani 2018). Buna karşın Bao ve ark. (2019) tarafından yapılan çalışma, sıvı su akıntısı başladığında gözenekli akış alanının su tahliye hızının, konvansiyonel paralel akış alanından daha düşük olduğu görülmüştür (Bao et al. 2019). Bununla birlikte gözenekli malzemenin akış alanı olarak kullanılması planlanıyorsa malzemenin hidrofobikliğinin, gözeneklerin tamamen tıkanmasını önlemek için bir gereklilik olduğu belirlenmiştir. Bununla birlikte, hidrofilik, hidrofobik veya her ikisinin bir kombinasyonu halinde farklı malzemelerin kullanımı ile gözenekli akış alanı oluşturma ile ilgili yeni stratejiler hala geliştirilmektedir. Hidrofilik ve hidrofobik gözenekli malzemelerin bir arada kullanılması ile Pien ve Warshay (2008) tarafından yeni bir akış alanı önerilmiştir. Bu akış alanında BPP, Şekil 2.11b’ de görüldüğü gibi gaz geçirimsiz bir plaka oyuğu içerisine bantlar şeklinde gözeneklilikleri farklı hidrofilik ve hidrofobik malzemelerin bir araya getirilmesiyle oluşturulurmuş katmanların üst üste yerleştirilmesi ile elde edilmiştir. Hidrofilik ve hidrofobik bantların sıralaması üç farklı düzende hazırlanmıştır. Bantların ardışık olarak bir hidrofilik bir hidrofobik şeklinde sıralandığı ve alt katmanı oluşturan bantların da aynı sırayı takip ettiği sıralı tabakalar ilk modeli oluşturmaktadır. İkinci modelde ise katmanların her biri birinci tasarımda olduğu gibi bir hidrofilik ve bir hidrofobik bandın birbirini takip ettiği düzenden oluşmasına ramen; alt katmanlar hidrofilik bantların üzerine hidrofobik bantlar denk gelecek şekilde saptırmalı olarak birleştirilmiştir. Üçüncü modelde hem katmanlar arasında hem de aynı katmanı oluşturan bantlar arasında belli bir düzen bulunmayıp hidrofilik ve hidrofobik bantların rastgele bir araya getirilmesi ile oluşturulmuşlardır. Tasarımın amacı, pil içinde oluşan suyun hidrofilik tabaka içine alınarak reaktif alandan uzaklaştırılması üst katmanlara iletmesi ve hidrofiobik tabakaları su iticiliği kullanılarak da suyun plaka 43 çıkışına doğru itilmesini sağlamaktır (US8313870B2 2008). Wilberforce ve ark. (2019) tarafından farklı dağıtıcı ve toplayıcı geometrilerine sahip alüminyum köpük malzemeden oluşan gözenekli akış alanları ele alınmış olup en verimli BPP Şekil 2.11 c’de verilmiştir. Çalışmada gözenekli akış alanı tasarımlarının verimi üzerinde dağıtıcı ve toplayıcıların geometrisinin şeklinin de etkili olduğu gösterilmiştir. Xu ve ark. (2019) tarafından yüksek sıcaklıklı açık katot PEM yakıt pilleri için üç yeni akış plakası tasarımı önerilmiştir (Xu et al. 2019). Paslanmaz çelik köpük malzemeden imal edilmiş üzerinde dairesel, dikdörtgen ve slot şeklinde cepler bulunan katot plaka, dış ortam havası ile doğrudan temas halindedir. En iyi performansın elde edildiği modelin, üzerinde slot şeklinde cepler bulunan model olduğu ve bu modelde hava direncinin en düşük olduğu belirtilmiştir. Gaz dağıtıcı olarak gözenekli tabaka kullanımı, fazla sıvı su oluşumunun erken bir aşamasında GDT'den aktif su deşarjını sağlayabilmesine rağmen; uzun çalışma süreleri sonunda gözenekli tabakanın suya doyması ve akıntıyı şiddetli hale getirmesi gibi potansiyel riskleri beraberinde getirmektedir. 2.6 Akış Alanı Geliştirme Stratejilerinin Sınıflandırılması Şimdiye kadar yapılan akış alanı geliştirme faaliyetleri ve tasarımlarının menşei, hedefi, tasarım stratejisi, tasarımın güçlü yönleri ve tasarımın muhtemel zayıflıkları gibi özelliklerin net bir şekilde tanımlanması yeni bir tasarımın yapılması için önemli bir adımdır. Önceki çalışmalar incelendiğinde PEM yakıt pili akış alanı geliştirme stratejilerini üç ana grupta sınıflandırmak mümkündür. Birinci grup stratejiyi kısmi iyileştirmeler olarak adlandırılan, temel akış alanları üzerinde basınç kaybı, dengesiz reaktant dağılımı, aşırı su drenajı veya membranı yeterli düzeyde nemlendirme gibi amaçlar doğrultusunda gerçekleştirilen küçük ölçekli değişiklikler oluşturmaktadır. Bununla birlikte, yapılan kısmi iyileştirmelerin faydası belirli tasarım ve uygulama koşulları altında rapor edilmiştir. Kısmi bir iyileştirme olarak özel bir amaç doğrultusunda geliştirilen tasarım stratejisi pil performansını belirlenen koşullar altında artırırken; çalışma sırasında farklı koşulların oluşması halinde tam tersi performans karakteri sergileme potansiyeline sahiptir. Örneğin, tabakalar arasındaki konveksiyon etkilerini güçlendirerek performans artışı elde etmek amacıyla geliştirilen kanal için engel yada yönlendirici plaka yerleştirme stratejisi; sistemdeki basınç kayıplarını aşırı miktarda arttırmanın yanında kanal akıntısı oluşması durumunda su tahliyesini zorlaştıran bir 44 karaktere bürünebilmektedir. Görüldüğü gibi üretilen kısmi iyileştirme stratejileri; çalışma koşullarının değişken olmadığı ve sürekli olarak kontrol altında tutulduğu sistemler için uygun çözümler sunma potansiyeline sahiptir. Buna karşın özellikle güç ihtiyacının ve çalışma koşullarının agresif bir şekilde değişken olduğu mobil uygulamalar için, kısmi iyileştirmeler yapılmış sabit özelliklere sahip akış alanların yerine değişken koşullara duyarlı, esnek performans aralığı sunan tasarımlara ihtiyaç duyulduğu görülmektedir. Yakıt hücresi akış alanı tasarım stratejisinin ikinci grubunu biyo benzeşimli akış alanları oluşturmaktadır. Biyo benzeşim yaklaşımı; çoğunun temeli Murray yasasına dayanan ve düşük basınç kaybı sayesinde etkili reaktant dağıtımı ve su yönetimi sunma amacıyla son yıllarda ortaya çıkan yeni bir stratejidir. Murray yasasının akış alanı dallanması ve kesit korelasyonunu belirlemekte kullanılması, performans kazancı sağlamasına rağmen; biyolojik kökenin pile uygulanırken açık uçlu yada iç içe akış alanında görüldüğü gibi kapalı uçlu olacak şekilde uygulanmasının performans artışı üzerinde etkili olduğu çalışmalardan elde edilen diğer bir çıkarımdır. Sonuçta, biyo ilham teorisinin daha az basınç düşüşü için sadece geometrik benzerlik olarak uygulandığı belirlenmiştir. Biyo benzeşim yaklaşımının uygulamaları incelendiğinde, benzerliğin sadece geometrik benzerlik üzerine kurulduğu görülmüştür. Biyo benzeşim kökeni olarak sadece geometrik benzerliği kullanmak yerine canlıların farklı koşullar için geliştirdikleri mevcut vücut bütünlüğünü koruyarak vücudun işleyiş şeklini değiştirmek suratiyle sağladıkları adaptasyonlar, yakıt pili akış alanı geliştirmede biyolojik köken olarak kullanılma potansiyeline sahiptir. Gelişmiş akış alanları adı verilen grup, üçüncü akış alanı tasarım stratejisidir. Gelişmiş akış alanları; aynı bipolar plakayla pilin, aşırı su akıntısı yaratacak koşullardan membran kurumasına yol açabilecek koşullara kadar, çok daha geniş bir aralıktaki çalışma parametrelerine uyum sağlamasını mümkün kılan yenilikçi bir yaklaşımdır. Yaygın olarak kullanılan standart akış alanları ise aksine daha dar çalışma koşullarında işlev görecek şekilde fonksiyonel rijitliğe sahip sistemlerdir. Gelişmiş akış alanları grubu altında, değişen çevresel ve işletme koşulları talebini karşılamak için çok fonksiyonlu veya duyarlı akış alanları olarak da adlandırılabilecek, aynı plakada akış rejimini değiştirme stratejisi ortaya çıkmıştır. Stratejinin bir sonucu olarak, aynı plakada çoklu 45 akış rejimlerine hizmet eden yeni bir bipolar plaka tipinin ticarileşmesi beklenmektedir. Böyle bir ürün, araçlar gibi aşırı değişen enerji ve çalışma koşulu değiştirme sistemlerinin taleplerini karşılamaya aday görünmektedir. Bu stratejiyle geliştirilen akış alanlarının çeşitli akış rejimlerinin farklı kombinasyonlarına genişletilmesi veya mevcut taleplere göre akış rejimleri arasında kısmen geçiş yapabilmesi, ürünün kullanım esnekliğini artırmaktadır. Su yönetimi PEMFC performansında önemli bir rol oynamasına rağmen; zaman zaman kısa süreli yüksek güç ihtiyacı veya sıra dışı atmosferik koşullar nedeniyle su akıntısı veya membran kurumasını önlemek mümkün olmamaktadır. Oluşan suyu gözenekli ara kanallarla toplayıp hızlı bir şekilde deşarj etmeyi veya membran nemini korumayı sağlayan gözenekli ve gözeneksiz malzemeleri geometrik tasarım öğeleri ile bir araya getirme stratejisi gelişmiş akış alanı uygulamaları altında sınıflandırılabilmektedir. Kullanılan malzemelerin gözeneklilik değerleri ve suya yatkınlık gibi özelliklerin, tasarımın performansını belirleyen önemli faktörler olduğu bilinmektedir. Bu noktada çok fonksiyonlu akış alanları ve bu akış alanlarının daha hassas çalışmasını sağlayacak kontrol sistemlerinin geliştirilmesi ve biyo benzeşimle akış alanı geliştirme çalışmalarının geometrik benzerlik özelinden çıkarılarak fonksiyonel benzerliğe genişletilmesi, daha verimli ve esnek akış alanı tasarımları yapılmasına olanak tanıyacaktır. Akış alanlarının detaylı sınıflandırması Çizelge 2.1’de verilmiştir. 46 Çizelge 2.1. Akış alanı geliştirme stratejilerinin sınıflandırması Ref. Köken Amaç Tasarım stratejisi Tasarımın güçlü yönleri Muhtemel zayıflıklar Tarih Paralel akış Akış uzunluğu boyunca reaktant Kanal derinliğini sabit tutmak Katot tarafı akışı tek fazlı Anlık hava stokiyometri değişimine 2005 alanı kısmi basınçlarını sabit tutmak. kaydıyla hava fazlalık katsayısına durumda tutar. Reaktant kısmi toleransı düşük. Havanın dairesel göre kanal genişliğini basıncındaki düşüşü azaltır. doğrultuda girmemesi halinde eksponansiyel olarak azaltmak. düzensiz reaktant dağılımına yol Kanalları radial olarak açabilir. yerleştirmek. Paralel akış Durgun reaktant akış bölgelerini Su damlalarını daha küçük Kanal içinde belli bölgelerde Tasarım, GDT ve KT gibi alt 2009 alanı ortadan kaldırmak. Sıvı su parçalara bölmek için bitişik sıvı su yığılmasını önlemesi. katmanlarda su birikmesini damlacıklarını küçük parçalara kanallar arasına delikler açılması önleyemez.. BPP üzerinde belirli bir bölmek ve hızlı bir şekilde tahliye boyutta üretilen delikler, değişen akış etmek. hızlarında işlev görmeyebilir. Paralel akış Akış alanında daha düzgün Dağıtıcı, toplayıcıların; kanalların Kanallar boyunca daha düzgün Kesiti genişleyen dağıtıcı ve toplayıcı 2014 alanı reaktant hız ve basınç dağılımının genişlik ve derinliğini değiştirme. basınç ve hız dağılımı sunar. nedeniyle akış hızı düşerek yoğuşan sağlanması. En iyi sonuç için dar kanallarla Özellikle giriş ve çıkış suyun birikmesine yol açma daha geniş dağıtıcı ve toplayıcı manifoldları civarında dengeli potansiyeli bulunmaktadır kullanımı. basınç ve hız dağılımı sunar. Paralel akış Kanallar arasında üniform reaktant Paralel kanal gruplarını farklı Paralel kanal grupları arasında Özellikle geniş kesitli dağıtıcı ile 2017 alanı dağılımı sağlamak kesitlerde kanallarla beslemek. dengeli reaktant dağılımı sunar. başlayıp dar kesitli toplayıcıda biten Giriş kanal kesiti büyük olan paralel kanal grubunda, yoğuşma paralel kanal grubunu dar kesitli koşulları oluşması halinde yüksek bir kanalda toplarken dar başlangıç basınç kaybı oluşma potansiyeli. kesitini geniş kanalda toplamak. 47 (Lim et al. (Imbrioscia ve Fasoli (US20100261 (US20080213648A1 2017) 2014) 087A1 2009) 2005) Çizelge 2.1 Paralel akış Daha iyi reaktant ve su taşınımı Paralel gaz dağıtım kanallarının GDT'den kanala doğru su akışı Akış uzunluğu boyunca basınç kaybını 2017 alanı için reaktant akış yönünün içine kauçuk bloklar eklenmesi. ve kanaldan GDT ye doğru aşırı yükselterek pompalama enerjisi reaksiyon düzlemine normal reaktant akışı gelişmiştir ihtiyacını artırabilir. doğrultuda geliştirilmesi. Paralel akış Akış kanallarından sıvı suyun aktif Geleneksel paralel akış alanında Kanal içinde biriken suyun Ara girişlerde besleme basıncının 2017 alanı olarak uzaklaştırılma katot plakası kanallarına, girişten atılması için, ek itici güç ayarlanamaması durumunda girişten performansını artırmak. farklı uzaklıklarda ilave kuru hava oluşturur. çıkışa doğru olması gereken akış yönü girişi ağızları eklemek. bozulabilir. Paralel akış Kuru reaktant beslenmesi Genişleyen reaktant taşıyıcı Daralan soğutucu kanal kesiti ile Plaka geometrisi, pil yığını 2019 alanı durumunda oluşan suyun kanal kanallar oluşturarak çıkışa doğru daha etkili pil soğutması oluştururken sıkma torkuna bağlı içinde kalmasını ve membranın akışı yavaşlatmak. sağlarken membran olarak membran üzerinde dengesiz nemli kamasını sağlamak. Çıkışa doğru daralan soğutucu nemlendirmede etkili bir gerilmeler oluşturabilir. kanallar oluşturularak çıkışta çözümdür. soğutucu hızını arttırmak. Çıkıntılı akış Reaktantları yüzey boyunca daha Çıkıntı tipi olarak akışı karşılayan Yanal reaktant dağıtımında Hilal formundaki yüzeyler civarında 2012 alanı geniş bir alana homojen bir şekilde yüzeyi dış bükey ve tersi yöndeki etkili sonuçlar verme konsantrasyon kayıplarına yol açabilir. dağıtmak ve membran yüzeyi iç bükey olan geometrik potansiyeline sahiptir. Sıkıştırma torkuna bağlı olarak nemlendirmesi için gereken kadar form oluşturmak. membranda dengesiz gerilmeler suyu içerde tutmak. yaratabilir. Çıkıntılı akış Homojen reaktant dağılımının Çıkıntılar arasındaki boşluklara Homojen reaktant dağıtma Gözenekli parçalar basınç kaybı 2015 alanı arttırılmak ve dönüşlü akış gözenekli parçalar yerleştirmek. kapasitesi arttırılmıştır. yaratma ve su biriktirme nedeni ile bölgesinin ortadan kaldırılması konsantrasyon kaybı ve pompalama gücü tüketimine neden olmaya eğilimlidirler. 48 (P. Karthikeyan et (US20090214929 (Y. Wang et al. (Heidary et (Lee et al. 2019) al. 2015) A1 2012) 2017) al. 2017) Çizelge 2.1 Çıkıntılı akış Reaktant basınç kaybını, Petek biçimli çıkıntıların Yeni tasarım; homojen hız, Çıkıntılar arkasında hala devridaim 2019 alanı konsantrasyonu ve hızını stabil saptırmalı düzende akış alanına basınç dağılımı sunar. Homojen bölgeleri oluşturma eğilimlidir. Öte tutmak. yerleştirilmesi. konsantrasyon dağılımı sunar. yandan, hem plaka hem de membran elektrot üzerindeki dengesiz kuvvet dağılımına yol açma potansiyeline sahiptir. Serpantin akış Serpantin kanallarda giriş ve çıkış Tek bir uzun kanal yerine birbirine Daha dengeli bir basınçla giriş Giriş manifoldundaki kayıplar 1997 alanı uçları arasındaki basınç farkının paralel yerleştirilmiş daha kısa ve çıkış boyunca daha homojen nedeniyle serpantin kanal grupları azaltmak. serpantin akış hattı grupları reaktant dağılımını tahsis eder. arasında aşırı konsantrasyon oluşturmak. değişikliklerine neden olabilir. Serpantin akış Omuz altı konveksiyonu Kanalları paralel yerleştirmek Reaktant akışını KT yüzeyine Akış kanallarının daha küçük gruplara 2002 alanı sınırlandıran etkileri etkileri yerine, dönüşlerden sonra dik olarak arttırır. bölünmesi, akış yolu üzerine basınç ortadan kaldırılmak. birbirinden uzaklaşan kanal düzeni kayıplarına yol açan ve parazit oluşturmak. pompalama kaybını artıran çok sayıda dönüş eklemektedir. Serpantin akış Kanallar arasında basınç dengesi Ana kanallar arasına omuz içinde Daha homojen reaktant ve Tasarımda alt kanalların omuz çıkıntısı 2012 alanı oluşturulmak ve omuz altı alt kanal ekleme ve ana kanalları basınç dağılımı, omuz altından içinde olması nedeni ile omuz genişliği konveksiyonu iyileştirmek. Omuz ve alt kanalları küçük bypass daha etkili su tahliyesi sunar. azalmakta olup; akım toplama altı su transferini güçlendirmek. kanalları yoluyla birbirine bozuklukları ve daralan temas bağlamak. yüzeyine bağlı mekanik gerilim oluşturma potansiyeline sahiptir. 49 (Griffith ve Rock (US6099984A (Atyabi ve Afshari (Choi et al. 2012) 2002) 1998) 2019) Çizelge 2.1 Serpantin akış GDT'de reaktant Akış kanallarının iç yüzeyini Reaktantların GDT içine Kanal içi su akıntısı başlaması halinde 2017 alanı konsantrasyonunu güçlendirmek dalgalı formda oluşturmak. difüzyonunu destekleyici gaz geçişinin su birikintisi nedeni ile ve aktif su deşarjı sağlamak. özelliktedir. engellenmesi potansiyeline sahiptir. Serpantin akış Reaktant kısmi basıncını girişten Derinliği değişen kanal yapısı Kanal uzunluğu boyunca sabit Kanal derinliğindeki değişimin, diğer 2017 alanı çıkışa kadar sabit tutmak ve aktif geliştirmek. reaktant konsantrasyonu işletme ve pil parametreleri de dikkate sıvı su deşarjı sağlamak. sunmanın yanında çıkışa yakın alınarak optimize edilmemesi bölgelerde kanal içi basıncı su durumunda konsantrasyon kayıpları tahliyesine yetecek kadar yaratma potansiyeline sahiptir. yüksek tutma ya elverişli bir tasarımdır. Serpantin akış Kanal boyunca reaktant kısmi Girişten çıkışa kadar daralan kanal Su tahliyesini güçlendirmiş ve Değişen kanal derinliği nedeniyle 2018 alanı basıncını korumak ve çıkışa kadar derinliğine sahip serpantin akış akış boyunca reaktant kısmi oluşan farklı plaka kalınlığı, yüksek kanal içi su itme kabiliyetini kanalları tasarlamak. basıncının yüksek tutulmasını sıkıştırma kuvveti altında zayıf korumak. sağlamıştır. mukavemet bölgeleri oluşmasına ve plaka çatlamasına zemin hazırlama potansiyeline sahiptir. Serpantin akış Omuz altı konveksiyon etkilerinin Sıvı su ve reaktant gazların Artırılmış konvektif etkiler ve su Kompleks imalat yöntemlerine ihtiyaç 2018 alanı arttırmak ve sıvı suyun GDT'den yönlendirilebilmesi için kanal deşarjı sunar. duyması. uzaklaştırılmasını sağlamak. içine yönlendirici plaka ve girintiler yerleştirmek 50 (Fan et al. (Chowdhury ve (Chowdhury ve (W. Li et al. 2017) 2018) Timurkutluk Akansu 2017) 2018) Çizelge 2.1 Serpantin akış Omuz altı su birikiminin olumsuz Kaburga üzerine su tahliye Omuz altında etkili su tahliyesi Yüksek sıkma torkları altında delik 2018 alanı etkisinin ortadan kaldırılmak. deliklerin açmak. ve daha düşük yüksek frekans açılmış bölge kenarları boyunca kayıpları. membran ve elektrotta deformasyona yol açma potansiyeli bulunmaktadır. Serpantin akış Yoğuşan suyun KT ve GDT den Kanalları birbirinden ayıran omuz Özellikle yüksek akım Tasarım, su akıntısının uzun sürmesi 2019 alanı göçüşüm yoluyla uzaklaştırmak. çıkıntıları içine sıralı yada yoğunluğunda oluşan suyun ve gözenekli malzemenin suya saptırmalı düzende karbon GDT’den aktif bir şekilde doyması koşullarında konsantrasyon gözenekli parçalar yada metal uzaklaştırılmasını kaybı yaratma potansiyeline sahiptir. sünger malzeme yerleştirmek. sağlamaktadır. Biyo Akış boyunca basınç kayıplarını Giriş manifoldunu, bütün Akış uzunluğu boyunca basınç Tasarım, özellikle ikincil kanalların 2017 benzejimli akış azaltmak. kanalların çıkışa kadar olan kayıplarının azalmasını bağlanma noktalarında durgun akış alanı boyları eşit olacak şekilde plaka sağlamıştır. bölgeleri oluşturma potansiyeline ortasına yerleştirmek. Ortadan sahiptir. Ortadan girişli plaka tasarımı giriş ile kanalları keskin dönüşleri pil yığını oluşturmaya müsait olmayıp; olmayan bir düzene kavuşturmak. membran alanının aktif kullanımını engelleme potansiyeline sahiptir. Biyo Omuz altı konveksiyon etkilerini Murray yasasına uygun şekilde Aktif alan üzerinde reaktant İç içe geçişli tipte tasarlanmayan 2014 benzejimli ve güçlendirmek ve reaktant kısmi daralan, yaprak damar formunda kısmi basıncının yüksek modelde özellikle çıkış manifolduna iç içe geçişli basıncını akış alanı boyunca dallanan kanal yapısı geliştirmek. tutulmasına katkı sağlamıştır. yakın bölgede durgun akış bölgeleri akış alanı korumak. oluşturma eğilimine sahiptir. 51 (M. (Baik ve Seo 2018) (Guo et al. 2014) (Asadzade ve Shamloo 2017) Karthikeyan et al. 2019) Çizelge 2.1 Biyo Yüksek su tahliyesi elde etmek. Ginkgo ve Dicotyledonous Özellikle Ginko yaprağı Tasarımın dar temas yüzeylerine sahip 2019 benzejimli akış yapraklarının damar yapısından benzeşimi ile elde edilen olması plakaların yeterince hassas bir alanı (Yaprak esinlenerek akış alanı geliştirmek. modelde, çok kanallı serpantin şekilde hizalanamaması durumunda damar yapısı)) akış alanına göre daha düşük yüksek sıkıştırma torkları altında basınç kaybı ortaya çıkmaktadır. membran ve elektrotta deformasyon oluşma potansiyeli bulunmaktadır. Biyo Reaksiyon yüzeyi boyunca Murray yasasına göre hesaplanmış Özellikle yüksek akım Dar kanal kesiti bölgelerinin, sıvı su 2016 benzejimli ve reaktant kısmi basıncının daha üç seviye değişen kanal kesiti yoğunluklarında reaksiyon birikimi oluşma potansiyeli paralel akış dengeli ve yüksek tutulması. kullanmak. bölgesi boyunca daha dengeli ve bulunmaktadır. alanı daha yüksek reaktant konsantrasyonu sunmaktadır. Paralel ve Akış uzunluğu boyunca basınç Reaktant akışını bir plakaya Akış uzunluğu boyunca daha Tasarımın düşük akış hızı yaratma 2009 serpantin akış kaybını en aza indirmek ve çarptırmak suretiyle ikiye bölmek homojen reaktant dağılımı ve eğiliminin yanında serpantin akış alanı alanı homojen reaktant dağılımını ve toplam akış alanını yine bir daha az basınç düşüşü. ile benzer tasarım şekli, keskin akışkan sağlamak. plaka yardımıyla homojen iki dönüşleri nedeni ile sıvı su birikimi kısma bölmek. yaratma potansiyeline sahiptir. Biyo Reaktif alan ve membran boyunca Dallanma açıları Murray yasasına Aktif alanda daha iyi reaktant ve Tasarımın daha geniş BPP üzerine 2017 benzejimli ve daha muntazam reaktan ve nem göre belirlenmiş dallanan ve tekrar nem dağılımı sunar. uygulanması durumunda tasarım paralel akış dağılımını güçlendirmek. bir araya gelen kanal yapısı parametrelerinin tekrar hesaplanma alanı geliştirmek. ihtiyacı bulunmaktadır. 52 (Dong-Hui et al. (C.-T. Wang et al. (Kang et al. (Ruan et al. 2016) 2017) 2010) 2019) Çizelge 2.1 İleri tasarım Kanallar arasında dengeli reaktan Akış alanı üzerine reaktantların Aktif alan boyunca daha dengeli Tasarımın yavaşlayan gaz hızı nedeni 2004 (Serpantin akış dağılımı oluşturmak. belli aralıklarla toplanıp tekrar reaktant dağılımı ve daha yüksek ile özellikle havuz bölgesinde su alanı) kanallara dağıtılmasını sağlayacak kısmi basınç sağlamada biriktirme eğilimi bulunmaktadır. Öte ara havuzlar yerleştirmek. etkilidir. yandan tasarım küçük alanlı plakalara uygulandığında, kanallar arasında konveksiyon etkileri için ihtiyaç duyulan bazal basınç farkını ortadan kaldırma eğilimi bulunmaktadır. İleri tasarım Kılcallık etkisi ile GDT'den su Akış plakasının GDT’ ye bakan iç Sıvı su oluşumunun erken Yeni tasarım her ne kadar fazla sıvı su 2005 (Tümü) birikmesini ortadan kaldırmak ve yüzeyini hidrofilik gözenekli safhalarında sıvı suyun GDT'den oluşumunun erken safhasında membranın nemlendirilmesini malzeme ile kaplamak. etkili bir şekilde çekilmesini GDT'den aktif su deşarjını sağlasa da; desteklemek. sağlar. uzun akıntı süreleri sonunda gözenekli ortamın suya doyması durumunda su akıntısının etkilerini şiddetlendirme potansiyeline sahiptir. İleri tasarım Homojen reaktant dağılımı Farklı gözeneklilik, hidrofilik Homojen reaktant dağılımı ve Sıvı su akıntısının erken safhalarında 2008 (İç içe geçişli sağlamak ve aktif sıvı su deşarjı veya hidrofobik özelliklere sahip aktif sıvı su transferi sağlar. tasarım beklenen fonksiyonu yerine akış alanı) sunmak. gözenekli malzemelerin; getirse de akıntının ileri aşamalarında geçirimsiz bir kavite içinde konsantrasyon kaybına yol açma karakterlerine bağlı olarak potansiyeline sahiptir. katmanlar halinde sistematik bir şekilde bir araya getirerek akış alanı oluşturmak. İleri tasarım Farklı akış düzenlerinin sahip Plaka içinde farklı katmanlarda Akış alanının paralel ve iç içe Orta katmandaki kanallar su akıntısı 2012 (Paralel ve iç olduğu avantajları, değişen işletme kanallar oluşturmak suretiyle giriş geçişli tip arasında anında durumunda tıkanma potansiyeline içe geçişli akış koşullarına göre kullanabilmek. ve çıkışa yerleştirilmiş valflerle değiştirme imkanı sunar. sahiptir. alanı) anlık olarak paralel ve iç içe geçişli Değişen koşullara hızlı tip akış alanı arasında anlık geçiş adaptasyon imkanı sağlar. yapan akış alanı tasarlamak. 53 (US2010007518 (US20050181264A1 (US7524575B2 2004) (US8313870B2 2008) 6A1 2008) 2004) Çizelge 2.1 İleri tasarım Su dengesini korurken kanal içi Suyu yerçekimine göre toplamak Kanal içi akıntı oluşması halinde Omuz bölgesinin eğimli olması montaj 2015 (Tümü) sıvı su akıntısını engellemek. veya boşaltmak için geliştirilmiş bile GDT tabakasındaki suyu işlemi sırasında dengesiz mekanik yukarı veya aşağı yönüne eğimli aktif bir şekilde uzaklaştırma kuvvet dağılımına neden olabilir. bir kanal kesiti geliştirmek. özelliğine sahiptir. Eğimli tasarımın performansı, otomobiller gibi farklı yönde ivmelere maruz kalacağı dinamik sistemlerde kullanıldığında olumsuz yönde değişebilir. İleri Tasarım Daha etkili reaktant dağılımı Reaktantların alt katmamalara Geliştirilmiş alt katman Tasarımın akış doğrultusunda aşırı 2015 (Sıkı örgülü ağ sağlamak ve geliştirilmiş sıvı su yayılabilmesi için reaktantların konveksiyonu ve daha iyi su basınç kayıplarına sebep olma tabaka) uzaklaştırma özelliklerine sahip girdaplı yayılmasını sağlayacak deşarjı sağlar. potansiyeli bulunmaktadır. olmak. çıkıntılarla sahip ince ağ şeklinde akış tasarımı geliştirmek. Ayrıca akış doğrultusu boyunca düşük basınca sahip mikro basınç bölgeleri yaratacak açıklıklar eklemek. İleri tasarım Difüzyon direni ve basınç kaybını Optimize edilmiş manifold şekline Akış uzunluğu boyunca daha az Üretim yöntemi parametreleri, metal 2018 (Gözenekli azaltarak üniform reaktant sahip; metal köpük malzeme difüzyon direnci ve basınç köpüğü sıkıştırırken gözeneklerin aşırı akış alanı) dağılımı elde etmek. üzerinde yarı dairesel forma sahip düşüşü görülmüştür. derecede sıkışmasını önlemek için kanallar oluşturmak. hassas bir şekilde ayarlanmalıdır. İki fazlı akış parametreleri de araştırılmalıdır. İleri tasarım Hava konveksiyon kapasitesini Doğrudan atmosferle temas eden Düşük akış direnci ve gelişmiş Yığın konfigürasyonu için ek tasarım 2019 (Delikli tip) artırmak ve akış direncini katot BPL üzerinde farklı konveksiyon sunar. ihtiyacı bulunmaktadır. azaltmak. şekillerde yuvalar açarak akış alanı oluşturmak. 54 (Jinyong Kim et al. (Wawdee et al. (Xu et al. 2019) (Fly et al. 2018) 2017) 2015) 2.7. Elektrot Kinetiği PEM yakıt pilleri elektrokimyasal enerji dönüşüm cihazları olup; işleyişleri aşağıda verilen anot ve katot tarafında eş zamanlı olarak gerçekleşin elektrokimyasal reaksiyonlara bağlıdır. Anot Tarafında: H →2H+2e- 2 (2.3) Katot Tarafında ½ O + -2 + 2H +2e → H2O (2.4) Denklem 2.3 ve 2.4 ile verilen reaksiyonlar toplam reaksiyon ifadeleri olup; geri planda bir çok alt reaksiyonun kademeli bir şekilde gerçekleşmesi ile meydana gelmektedirler. 2.7.1. Reaksiyon hızı Elektrot yüzeyinde gerçekleşen bir reaksiyonda reaksiyon hızı, akımı oluşturan elektronların elektrot yüzeyinde serbest kalma ve tüketilme hızı olarak tanımlanmaktadır. Reaksiyon hızı, elektronların elektrolitten katı elektrot yüzeyine veya ters yönlü olarak geçebilmesi için aşması gereken enerji eşiği tarafından belirlenir. Akım yoğunluğu, birim yüzey alanından geçen akım (elektron veya iyonlar) olarak tanımlanmaktadır. Faraday yasasına göre akım yoğunluğu birim yüzey alanı başına transfer edilen yük ve tüketilen reaktant miktarı ile doğru orantılıdır. Genel ifadesi Denklem 2.5’de verildiği gibidir. 𝑖 = 𝑛 ∙ 𝐹 ∙ 𝑗 (2.5) i: Akım yoğunluğu (coulomb/ 2sn cm ) n: Reaksiyona giren molekül başına işlem gören elektron sayısı F: Faraday sabiti 96,485 (Coulomb/elektron mol) j: Birim yüzey alanı başına reaktant akısı (mol/ 2sn cm ) Reaksiyon hızı, yakıt pili hücresine dıştan yerleştirilecek bir akımölçer ile ölçülebilmektedir. Dıştan ölçülen akım ve akım yoğunluğu değerleri, elektrot üzerinde ileri ve geri yöndeki yük akımları arasındaki net farkı vermektedir. Yakıt pillerindeki elektrokimyasal reaksiyonlar genel olarak reaksiyona giren maddelerin oksitlenmesi yada indirgenmesi işlemlerini içermektedir: Red → O -x + ne (2.6) O + ne- x → Red (2.7) 55 Bir hidrojen – oksijen yakıt pilinde anot tarafı reaksiyonu hidrojenin elektronlarını serbest bırakıp ürün olarak proton ve elektronlar oluşturduğu bir oksitlenme reaksiyonu iken katot tarafındaki reaksiyon ürün olarak suyun üretildiği oksijenin indirgenmesi reaksiyonudur. Yakıt pillerinde denge hali, hücreden herhangi bir dış elektriksel akım çekilmediği an olarak tanımlanmakla beraber bu aşamada membranın her iki tarafında gerçekleşen oksitlenme ve indirgenme hızlarının eşit olduğu kabul edilmektedir. Reaksiyona giren maddelerin tüketim miktarları reaktantların yüzeydeki konsantrasyonları ile doğru orantılıdır. Denklem 2.7 ile tanımlanan ileri yönlü reaksiyon için reaktant akısı: 𝑗𝑓 = 𝑘𝑓 ∙ 𝐶𝑜𝑥 (2.8) olarak tanımlanırken Denklem 2.6 ile tanımlanan geri yöndeki reaksiyon için reaktant akısı: 𝑗𝑏 = 𝑘𝑏 ∙ 𝐶𝑟𝑑 (2.9) kf : İleri yöndeki reaksiyon (indirgenme) hız katsayısı kb : Geri yöndeki reaksiyon (oksitlenme) hız katsayısı Cox : İndirgenme reaksiyonuna giren bileşenlerin yüzey konsantrasyonları Crd : Oksitlenme reaksiyonuna giren bileşenlerin yüzey konsantrasyonları Denklem 2.6 ve 2.7 ile belirtilen ve biri elektron serbest bırakırken diğeri elektron tüketen bu reaksiyonlar sonucunda üretilen net akım, serbest bırakılan ve tüketilen toplam elektron miktarı arasındaki fark kadardır. Bu durumda net akım: 𝑖 = 𝑛 ∙ 𝐹 ∙ (𝑘𝑓 ∙ 𝐶𝑜𝑥 − 𝑘𝑏 ∙ 𝐶𝑟𝑑) (2.10) Denge halinde, ileri ve geri yöndeki reaksiyonlar eş zamanlı olarak devam etmelerine rağmen üretilen net akım sıfıra eşittir. Dış elektriksel akımın çekilmediği, ileri ve geri yöndeki reaksiyon hızlarının eşit olduğu denge durumundaki akım, değişim akım yoğunluğu olarak adlandırılmaktadır. 2.7.2. Reaksiyon sabitleri; transfer katsayısı Kimyasal reaksiyonlarda toplam reaksiyonun girenleri, ara ürünleri ve nihai ürünleri arasındaki enerji düzeylerini ele alarak standart aktivasyon entalpisi, aktivasyon entropisi 56 ve aktivasyon Gibbs serbest enerjisi gibi değişkenlerden yola çıkarak reaksiyon mutlak hızını açıklamakta geçiş hal teorisi kullanılmaktadır. Geçiş hal teorisi dikkate alındığında, bir elektrokimyasal reaksiyonda reaksiyon hızının Gibbs serbest enerjisi terimini de içerdiği görülmektedir. Gibbs serbest enerjisi terimini içeren transfer katsayısı 𝑘 ∙𝑇 −∆𝐺 𝑘 = 𝐵 𝑒𝑥𝑝 ( ) (2.11) ℎ 𝑅𝑇 kB: Boltzman sabiti h: Planck sabiti (6,626069 x10-34 J.s ) R: Evrensel gaz sabiti T: Sıcaklık G: Gibbs serbest enerjisi Denklem 2.11’deki ∆G Gibbs serbest enerjisi farkı terimi ele alınarak oksitlenme ve indirgenme reaksiyonları için ayrı ayrı açıldığında kimyasal ve elektriksel terimler içerdiği görülmektedir. İndirgenme reaksiyonu için Gibbs serbest enerjisi farkı terimi ∆𝐺 = ∆𝐺𝑐ℎ + 𝛼𝑟𝑑 ∙ 𝐹 ∙ 𝐸 (2.12) Benzer şekilde oksitlenme reaksiyonu için: ∆𝐺 = ∆𝐺𝑐ℎ − 𝛼𝑜𝑥 ∙ 𝐹 ∙ 𝐸 (2.13) ∆Gch : Gibbs serbest enerjisi kimyasal bileşeni α : Transfer katsayısı F : Faraday sabiti 96,485 (Coulomb/elektron mol) E : Potansiyel fark (Volt) “ch” alt indisi denklemin kimyasal bileşenini ifade etmektedir. Denklem 2.11; Denklem 2.12 ve 2.13 ile yeniden düzenlenirse indirgenme ve oksitlenme reaksiyonlarına ait reaksiyon hız katsayıları sıra ile −𝛼𝑟𝑑𝐹𝐸𝑘𝑓 = 𝑘𝑜,𝑓𝑒𝑥𝑝 [ ] (2.14) 𝑅𝑇 𝛼 𝐹𝐸 𝑘𝑏 = 𝑘𝑜,𝑏𝑒𝑥𝑝 [ 𝑜𝑥 ] (2.15) 𝑅𝑇 2.7.3. Akım – Potansiyel ilişkisi (Butler – Wolmer eşitliği) Denklem 2.5, alt bileşenler ile birlikte yeniden düzenlendiğinde net akım yoğunluğu −𝛼 𝐹𝐸 𝛼 𝐹𝐸 𝑖 = 𝑛 ∙ 𝐹 {𝑘 𝐶 𝑒𝑥𝑝 [ 𝑅𝑑 𝑜𝑥0,𝑓 𝑜𝑥 ] − 𝑘 𝐶𝑅𝑇 𝑜,𝑏 𝑅𝑑𝑒𝑥𝑝 [ ]} (2.16) 𝑅𝑇 57 Denge halinde reaksiyon her iki yöne devam etmesine rağmen; potansiyel Er olup net akım sıfıra eşittir. Denge halinde reaksiyonların gerçekleşme hızı değişim akım yoğunluğu olarak adlandırılmaktadır. Denklem 2. 16, denge hali için güncellenirse: −𝛼 𝑖 = 𝑛 ∙ 𝐹 ∙ 𝑘 𝐶 𝑒𝑥𝑝 [ 𝑅𝑑 𝐹𝐸𝑟 𝛼 𝐹𝐸 0 0,𝑓 𝑜𝑥 ] = 𝑛 ∙ 𝐹 ∙ 𝑘𝑜,𝑏𝐶𝑅𝑑𝑒𝑥𝑝 [ 𝑜𝑥 𝑟] (2.17) 𝑅𝑇 𝑅𝑇 Denklem 2.16 ve 2.17 bir araya getirilerek akım yoğunluğu ve potansiyel arasında bir ilişki elde edilebilir. −𝛼 𝐹(𝐸−𝐸 ) −𝛼 𝐹(𝐸−𝐸 ) 𝑖 = 𝑖0 {𝑒𝑥𝑝 [ 𝑅𝑑 𝑟 ] − 𝑒𝑥𝑝 [ 𝑂𝑥 𝑟 ]} (2.18) 𝑅𝑇 𝑅𝑇 Denklem 2.18 Butler-Volmer eşitliği olarak bilinen akım ve potansiyel arasındaki ilişkiyi veren denklemdir. Er, tersinir yada denge potansiyeli olarak adlandırılır. Anod tarafında tersinir potansiyel 0V iken katot tarafında, 25 ˚C sıcaklık ve atmosferik basınç koşullarında, 1.229 V olup; katot tarafındaki potansiyel sıcaklık ve basınçla değişmektedir. Tersinir potansiyel ile elektrot potansiyeli arasındaki fark, aşırı gerilim olarak adlandırılır. Aşırı gerilim, yakıt pilinin akım üretmek için ihtiyaç duyduğu farktır. Butler-Volmer eşitliği anot ve katot tarafı için geçerlidir. Eşitlik anot tarafı için yazılırsa −𝛼𝑅𝑑,𝑎𝐹(𝐸 −𝐸 ) 𝛼𝑖 = 𝑖 {𝑒𝑥𝑝 [ 𝑎 𝑟,𝑎 ] − 𝑒𝑥𝑝 [ 𝑂𝑥,𝑎 𝐹(𝐸𝑎−𝐸𝑟,𝑎) 𝑎 0,𝑎 ]} (2.19) 𝑅𝑇 𝑅𝑇 Katot tarafı için yazılırsa: −αRd,cF(E −Ei = i {exp [ c r,c ) α F(E −E ) c 0,c ] − exp [ Ox,c a r,c ]} (2.20) RT RT Denklem 2.19’da anot tarafındaki gerilim pozitif olup (Ea > Er,a) ; oksidasyon etkilerinin daha baskın olması nedeni ile ilk terim ihmal edilebilir ve denklem αOx,aF(Ea -Er,a  ia = -i0,aexp   (2.21)  RT  haline indirgenebilir. Nihai ifadenin sahip olduğu işaretin negatif olması anottan akımın ayrılıyor olmasından kaynaklanmaktadır. Benzer şekilde gerilim katot tarafında negatif olup (Ec > Er,c); ilk terimi daha baskın hale getirir. Böylece Butler Wolmer eşitliği katot tarafı için -αRd,cF(Ec -Er,c )  ic = i0,cexp   (2.22)  RT  58 haline indirgenebilir. Platinyum katalizör kullanılan hidrojen-oksijen yakıt pillerinde transfer katsayısı yaklaşık 1 alınır. Denklem 2.3 ve 2.4 ele alındığında reaksiyona giren elektron sayısının anot tarafında 2 katot tarafında 4 olduğu görülmektedir. Bu durumda akım hesaplanırken transfer katsayısının sonucu 1 olan n·α gibi bir çarpıma eşit olduğu görülmektedir. Larmine ve Dicks, hidrojen yakıt pilinin, iki elektronun işleme girdiği anot tarafı için α=0.5 ve katot tarafı için de α=0.1 den 0.5’ e değişen değerler tanımlamışlardır. Newman ise α değerini 0.2 ile 2 arasında değişen değerler olarak tanımlamıştır. 2.7.4. Akım yoğunluğu Yakıt pillerinde denge akım yoğunluğu (i0) kimyasal reaksiyon hız katsayısıyla benzer özellikleri ifade etmektedir. Denge akım yoğunluğu, reaksiyon hız katsayılarından farklı olarak reaktant konsantrasyonuna bağlıdır. Efektif denge akım yoğunluğu (birim elektrot yüzey alanı başına), aynı zamanda elektrot katalizör yüklemesi ve katalizör özgül yüzey alanının (Birim kütlenin toplam yüzey alanı m2/kg) bir fonksiyonudur. Birim gerçek katalizör yüzey alanı başına belli bir basınç ve sıcaklık değerindeki referans denge akım yoğunluğu bilinirse; herhangi bir basınç ve sıcaklıktaki etkin denge akım yoğunluğu denklem 2.23 ile hesaplanabilir. γ  P   E   i =iref a L r T 0 0 c c  exp - c 1- 2.23 Pref      r   RT  Tref  Buradan; 𝑟𝑒𝑓 𝑖0 : birim katalizör yüzey alanı başına denge akım yoğunluğu, A/cm2 (25 ℃ referans sıcaklık 101.25 kPa referans basınç koşulları altında) 𝑎𝑐 : Katalizör özgül alanı (Pt için teorik limit 2400 cm 2/mg dır. Fakat uygulamada, katalizör ve elektrot yapılarının tam bileşememesi nedeni ile ilgili değer %30 a varan oranlarda oranında düşerek 600-100 cm2/mg olarak uygulanabilmektedir. 𝐿𝑐 : Katalizör yüklemesi. (Uygulamada elektrotlar yaklaşık olarak 0,3 – 0,5 mg/cm 2 oranında katalizör ile yüklenirken daha düşük oranlarda yükleme yapmak mümkündür. Fakat bu durum daha düşük pil gerilimi ile sonuçlanabilir. 𝑃𝑟 : Reaktant kısmi basıncı. 𝑟𝑒𝑓 𝑃𝑟 : Referans basınç, kPa γ : Basınç katsayısı (0,5 ile 1 arasındadır) 𝐸𝐶 : Aktivasyon enerjisi (Oksijenin Pt üzerinde indirgenmesi için 66 J/mol K dir) 59 R : Gaz sabiti (8,314 J/mol K dir) T : Sıcaklık, K T𝑟𝑒𝑓 : Referans sıcaklık, (298,15 K) 𝑎𝑐 ∙ 𝐿𝑐çarpımı elektrot pürüzlülüğü olarak adlandırılırken; birim elektrot yüzey alanı başına katalizör ile kaplanmış alan olarak tanımlanmaktadır. Ayrıca denklem 2.23 te kısmi basınçlar oranı yerine katalizör tabakası üzerindeki reaktant konsantrasyonları oranı da hesaplamalarda kullanılabilir. Denge akım yoğunluğu bir elektrotun elektrokimyasal reaksiyona girme yatkınlığının bir ölçütü olarak değerlendirilmektedir. Denge akım yoğunluğunun yüksek olması, elektrot yüzeyinin daha aktif olduğunu göstermektedir. Bir hidrojen-oksijen yakıt pilinde anot tarafındaki denge akım yoğunluğu katot tarafına göre mertebelerce daha yüksek olduğu için (25 ◦C ve 1 atm basınçta ~10-4 e ~10-9 Acm2Pt) katot tarafındaki kapalı devre potansiyeli anot tarafındakinden çok daha fazladır. Bu nedenle, pil potansiyeli daha çok denklem 2.22’deki formül kullanılarak hesaplanır. 2.8. Voltaj Kayıpları Bir yakıt pili reaktantlarla beslenirken ve elektrik devresi açık halde iken akım üretmez ve pilin; sıcaklık, basınç ve reaktant konsantrasyonuna bağlı olarak teorik gerilime çok yakın bir gerilim üretmesi beklenir. Fakat uygulamada açık devre gerilimi genellikle 1 voltun da altında olacak şekilde teorik gerilimden çok daha düşük seviyelerde olur. Bu durum yakıt pillerinde akım çekilmese dahi bir takım kayıpların olduğunu gösterir. Devrenin kapatılarak bir elektriksel yük uygulanması durumunda üretilen akımın bir fonksiyonu olarak kapalı devre akımının bir takım kaçınılmaz kayıplar nedeni ile düştüğü gözlenebilir. Sözü geçen kayıplar:  Elektrokimyasal reaksiyon kinetikleri  İç elektriksel ve iyonik kayıplar  Reaktantların reaksiyon bölgesine taşınmasındaki zorluklar  İç parazit akımlar  Membrandan karşıya geçen reaktantlar 60 2.8.1. Aktivasyon Kayıpları Kimyasal reaksiyonların başlayabilmesi için denge halinden ayrılmak gerekir. Bu durum aktivasyon kaybı olarak adlandırılmakla beraber yavaş ilerleyen elektrot dinamiğinden kaynaklanmaktadır. Denge akım yoğunluğu ne kadar yüksekse aktivasyon kayıpları o kadar düşüktür. Bu kayıplar hem anot hem de katot tarafında görülmekle beraber; katot tarafındaki oksijen indirgenme reaksiyonlarının çok yavaş gerçekleşmesi nedeni ile anot tarafındaki hidrojen oksidasyonu reaksiyonlarından daha yüksek fark potansiyeline ihtiyaç duymasından kaynaklanmaktadır. Daha önce de bahsedildiği gibi katot tarafındaki gibi göreceli olarak yüksek negatif kapalı devre gerilimlerinin (denge potansiyelinin altında akım gerilim uygulanması halinde) uygulanması durumunda Butler-Volmer denkleminin ilk kısmı baskın hale gelir ve eşitlik 2.18 şu hale gelir: RT  i  ΔVact,c =Er,c -Ec = ln   2.24 αcF  i0,c  Şelil 2.12’de oksijenin Pt üzerinde indirgenmesi sonucu oluşan kayıpları gösteren kayıp eğrisi verilmiştir. Benzer şekilde anotta kapalı devre gerilimleri (denge potansiyelinden büyük potansiyel farklarda) oluştuğunda Butler-Volmer eşitliğinin ikinci kısmı baskın hale gelerek denklem 2.25’ teki halini alır. RT  i  ΔVact,a =Ea -Er,a = ln   2.25 αaF   i  0,a  Hidrojen oksidayonu reaksiyonlarında elektro kimyasal açıdan tersinir potansiyel bütün sıcaklıklarda sıfırdır. Bu durum referans elektrot olarak anot standart hidrojen elektrotunun neden kullanıldığını açıklamaktadır. Böylece hidrojen anodu için Er,a = 0V dur. Anot tarafı için aktivasyon kutuplaşması hidrojen tarafı için oksijen indirgenme reaksiyonuna göre çok daha düşüktür. 61 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 0 500 1000 1500 2000 Akım yoğunluğu (mA/cm2) Şekil 2.12. Aktivasyon kutuplaşması kayıpları nedeni ile gerilim kayıpları-akım eğrisi. Aktivasyon kayıplarını göstermenin daha basitleştirilmiş bir yöntemi Tafel eşitliği olarak adlandırılan denklem 2.26’teki eşitliği kullanmaktır. ΔVact =a+b log(i) 2.26 Burada; 𝑅𝑇 𝑅𝑇 𝑎 = −2,3 ∙ log(𝑖0) ve 𝑏 = 2,3 ∙ 𝛼𝐹 𝛼𝐹 b terimi Tafel eğimi olarak adlandırılır. Sabit bir sıcaklık değeri için Tafel eğimi sadece α transfer katsayısına bağlı olarak değişir. α =1 için Tafel eğimi 60 ◦C sıcaklıkta akımdaki her 10‘luk artış gerilim tarafında yaklaşık 60 mV’luk fark yaratır. Eğer akım-gerilim ilişkisi Şekil 2.13’deki gibi logaritmik olarak grafik haline getirilirse; a,b ve i0 gibi parametrelerin tayin edilmesi daha kolay bir hal alır. 62 Potansiyel kayıpları (V) Log. 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 a 0,0 0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 10000 Akım Yoğunluğu (mA/cm2) Şekil 2.13 Aktivasyon kutuplaşması kayıpları nedeni ile logaritmik gerilim kayıpları- akım eğrisi. Bir yakıt pilindeki kayıpların sadece aktivasyon kutuplaşmalarından meydana geldiği kabul edilirse hücre potansiyeli; Ecell =Ec -Ea =Er +ΔVact,a 2.28 RT  i  RT  i  Ecell =Er - ln   - ln       2.29 αcF  i0,c  αaF  i0,a  şeklinde hesaplanabilir. Eğer anot kutuplaşması ihmal edilirse eşitlik Tafel eşitliği ile aynı formda olacak şekilde: RT  i  Ecell =Er - ln   2.30 αF  i0  haline gelir. 2.8.2. İç akımlar ve karşıya sızıntı kayıpları Membran (polimer elektrot) elektriksel olarak iletken ve gaz geçirgen bir malzeme olmasa da bir miktar hidrojen ve elektron membran üzerinden kısa devre yaparak karşı tarafa geçiş yapabilmektedir. Her bir hidrojen molekülü iki elektron içerdiği için karşıya sızıntı kayıpları ile iç akım olarak adlandırılan kayıplar temel olarak aynıdır. Bu kayıplar, karşıya sızan hidrojen miktarının tüketilen hidrojen miktarının yanında çok düşük olması nedeni ile ve karşı tarafa membran üzerinden kısa devre yapan elektronların pilde üretilen 63 Potansiyel Kaybı (V) akım yanında çok daha düşük olması nedeni ile kendilerini belirgin bir biçimde göstermeyebilir. Buna karşın yakıt pili açık devre potansiyelindeyken yada çok düşük akım yoğunluklarında çalışıyorken iç akım ve karşıya sızıntı kayıplarının açık devre gerilimi üzerine olan etkileri Şekil 2.14’deki grafikte görüldüğü gibi son derece baskın hale gelmektedir. 1,020 Kayıp i=1mA/cm2 1,000 Kayıp i=2mA/cm2 Kayıp i=3mA/cm2 0,980 Kayıp i=4mA/cm2 0,960 0,940 0,920 0,900 0 2 4 6 8 10 12 Akım yoğunluğu (mA/cm2) Şekil 2.14. İç akımlar yada hidrojen sızıntı kayıplarının açık devre gerilimi üzerine etkileri. Toplam elektriksel akım, denklem 2.31’de görüldüğü gibi dış yada kullanılabilir olarak adlandırılan akım ile yakıt sızıntıları yada iç akımlar nedeni ile ortaya çıkan kayıpların toplamına eşittir. I=Iext +Iloss 2.31 Akımın, A, membran aktif yüzey alanına bölünmesi ile denklem 2.32’deki gibi akım yoğunluğu elde edilir. I i= 2.32 A Bu nedenle: i=iext +iloss 2.33 olur. 64 Pil potansiyeli (V) Denklem 2.29’daki toplam akım yoğunluğundan potansiyelin hesaplanmasını sağlayan denklem, denklem 2.33 ile güncellenirse denklem 2.34’deki halini alır. RT  iext +i E =E - ln loss  2.34 cell r αF  i0  Bu nedenle dış akım, açık devre akımında olduğu gibi, sıfır olsa dahi; verilen koşullarda açık devre gerilimi tersinir hücre potansiyelinden hayli düşük olabilir. Aslında açık devre gerilimi hidrojen-hava yakıt pillerinde genellikle (operasyon basıncına bağlı olarak) 0,94 ve 0,97 arasındaki değerlerle 1 voltluk teorik değerin altındadır (Denklem 2.35). RT  i  E loss 2.35 cell,OCV =Er - ln   αF  i0  Hidrojen sızıntısı yada iç akımlar eşit olsa da bu kayıplar fiziksel olarak farklı etkilere sahiptir. Elekton kaybı elektro kimyasal reaksiyonlara gerçekleştikten sonra gerçekleşir böylece; aktivasyon kayıpları denklem 2.34’deki gibi gerçekleşir. Membran üzerinden karşıya geçen hidrojen, anot tarafındaki elektrokimyasal reaksiyona katılmaz ve bu durumda elektrokimyasal reaksiyon sonucu elde edilen akım dış akıma eşit olur. Buna karşın; katot tarafına membran üzerinden sızarak geçen hidrojen katot tarafındaki katalizör yüzeyinde H2+½O2→H2O reaksiyonunu gerçekleştirerek katot tarafını depolarize edip katot potansiyel farkını (hücre potansiyelini) düşürür. Bu nedenle denklem 2.34 ve denklem 2.35 ile verilen eşitlikler yaklaşık sonuçlar verir. Hidrojenin memebran üzerinden sızarak katot tarafına geçmesine benzer şekilde oksijen de membran üzerinden sızarak anot tarafına geçer. Bu durumda da benzer etkiler oluşurken depolarize olan taraf anot tarafındır. Hidrojenin membran üzerinden sızarak katot tarafına geçmesi; membran geçirgenliği, membran kalınlığı ve itici kuvvet olarak hidrojenin membranın karşı tarafına göre kısmi basınç (hidrojen konsantrasyonu) gibi parametrelerin bir fonksiyonudur. Çok düşük açık devre potansiyeli (0.9 V değerinin belirgin bir şekilde altında olan değerler gibi) ciddi bir hidrojen sızıntısı veya elektrisel kısa devrenin göstergesi olabilir. Yakıt pilinden dış akım çekilmeye başlandığında katalizör tabakası üzerindeki hidrojen konsatrasyonu düşer ve membran üzerinden hidrojen geçişine neden olan itici kuvvet azalmış olur. Böyle bir 65 durumda çalışmakta olan bir yakıt pilinde karşıya sızıntı kayıplarının etkisinin neden ihmal edilebilir olduğu açıklanmış olur. 2.8.3. Omik kayıplar Omik kayıplar, iyonların membrandan ve yakıt pilinin iletken bileşenlerinden geçmeye karşı gösterdiği dirençten kaynaklanan kayıplardır. Bu kayıplar denklem 2.36’teki gibi ohm yasası ile açıklanabilir. ΔVohm =iR i 2.36 Burada : i: akım yoğunluğu, A/cm2 Ri: toplam hücre iç direnci (iyonik, elektronik ve temas kayıplarını içerir. Ω/cm 2) Ri terimi alt bileşenleri açılarak yazılırsa denklem 2.37’deki gibi R i =R i,i +R i,e +R i,c 2.37 Özellikle grafit veya grafit/polimer kompozit malzemeden imal edilmiş akım toplayıcılar kullanılan pillerde elektronik direnç kayıpları neredeyse ihmal edilecek düzeydedir. İyonik kayıplar ve temas kayıpları yaklaşık aynı mertebede kayıplardır. Ri eş değer iç direnç değerleri tipik olarak yaklaşık 0,1 ile 0,2 Ω/cm2 arasındadır. Ri=0,15 Ω/cm 2 iç direnç değerine sahip bir yakıt pilinde omik kayıplar nedeni ile ortaya çıkan kayıplar Şekil 2.15’de grafik halinde verilmiştir. 66 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 0 500 1000 1500 2000 Akım Yoğunluğu (mA/cm2) Şekil 2.15. R =0,15 Ω/cm2 i iç direnç değeri için pilde meydana gelen gerilim kayıpları. 2.8.4. Konsantrasyon kayıpları Konsantrasyon kayıpları, reaktantların elektrolit üzerinde elektrokimyasal reaksiyonlarla hızlı bir şekilde tüketilmesi sonucu konsantrasyon farklarının meydana gelmesi ile ortaya çıkmaktadır. Daha önce Nernst eşitliğinde ifade edildiği gibi elektrokimyasal reaksiyonların potansiyelinin reaktantların kısmi basınçları ile değiştiği belirtilmişti. İlgili eşitlik konsantrasyonlar cinsinden ifade edilirse denklem 2.38’deki forma dönüşür. RT  C  ΔV= ln B  2.38 nF  CS  CB: Rektantın toplam gaz kütlesi içindeki konsantrasyonu mol/cm 3 CS: Rektantın katalizör tabakası yüzeyindeki konsantrasyonu mol/cm 3 Fick yasasına göre denklem 2.39’da görüldüğü gibi reaktant akısı kütle içindeki ve katalizör aktif yüzey tabakası üzerindeki konsantrasyon farkı ile doğru orantılıdır. D.(CB -CS )N= A 2.39 δ Burada; N: Reaktant akısı, mol/s D: Reaktantların difüzyon katsayısı, cm2/s 67 Potansiyel Kaybı (V) A: Elektrot aktif yüzey alanı, cm2 δ: Difüzyon mesafesi, cm Sürekli rejimde kimyasal reaksiyonlar ile reaktant tüketim hızı, denklem 2.40’deki difüzyon akısına eşittir. I N= 2.40 nF Denklem 2.40 ve denklem 2.39 birleştirildiğinde akım yoğunluğunun kosantrasyon farkları cinsinden ifade edildiği denklem 2.41 elde edilir. nF.D.(CB -C )N= S 2.41 δ Katalizör yüzeyi üzerindeki reaktant konsantrasyonunun Denklem 2.41 dikkate alındığında akıma bağlı olduğu görülmektedir. Akım yoğunluğu ne kadar artarsa aktif yüzeydeki reaktant tüketimindeki artışa bağlı olarak konsantrasyon azalır. Reaktant yüzey konsantrasyonu, tüketim hızının difüzyon hızını aştığı durumda yani reaktantların yüzeye ulaşmasına fırsat kalmadan tüketilmesi halinde sıfır olur. Tam bu andaki akım yoğunluğuna sınırlayıcı akım yoğunluğu denir. Bu nedenle aktif yüzey konsantrasyonu Cs=0 olduğunda denklem 2.41’de i=iL olarak yeniden düzenlenirse sınırlayıcı akım yoğunluğu denklem 2.42’da verilmiştir. nFDC i = B 2.42 L δ Denklem 2.38, 2.41 ve 2.42 bir araya getirilerek yeniden düzenlenirse konsantrasyon kayıpları nedeni ile ortaya çıkan akım gerilim farkı denklem 2.43’daki gibi hesaplanır. RT  i  ΔVconc = ln L   2.43 nF  iL -i  Denklem 2.43 ve Şekil 2.16’den de anlaşılabileceği gibi sınırlayıcı akım yoğunluğuna yaklaşıldığında pil potansiyelinde keskin düşüşler gözlenmektedir. 68 1,2 1 0,8 Teorik davranış 0,6 0,4 Uygulamadaki davranış 0,2 0 0 500 1000 1500 2000 Akım yoğunluğu mA/cm2) Şekil 2.16. Sınırlayıcı akım yoğunluğu yakınlığında pil potansiyelindeki değişim. Sınırlayıcı akım yoğunluğunu, gözenekli gaz difüzyon tabakası içindeki homojensizliklerden dolayı pratikte tam olarak gözlemek mümkün olmamıştır. Aktif yüzey boyunca bazı bölgeler reaktant dağılımının homojen olmamasından dolayı bazı alanlardan daha sonra ulaşır. Sınırlayıcı akım yoğunluğu katot ve anotun herhangi birinde görülebilir. Uygulamalarda sınırlayıcı akım yoğunluğuna ulaşıldığında keskin bir düşüş gözlenmemesinin diğer bir nedeni, denge akım yoğunluğunun katalizör tabakası üzerindeki reaktant konsantrasyonunun (Cs) bir fonksiyonu olmasındandır. Pilden çekilen akım yoğunluğu sınırlayıcı akım yoğunluğuna ulaştığında yüzeydeki konsantrasyon sıfıra giderken Denklem 2.19’de görüleceği gibi denge akım yoğunluğu da sıfıra yaklaşarak, Denklem 2.24 ve 2.25’den anlaşılacağı gibi, ek potansiyel kayıplarına yol açar. Bu nedenle Denklem 2.44’deki Kim ve ark tarafından tanımlanan ampirik formül voltaj kayıplarını daha iyi anlatmaktadır(Junbom Kim et al. 1995).  i  ΔVconc =c.exp  2.44  d  c ve d ampirik katsayılarının değerleri (Larminie ve Dicks 2003) dan sırayla c=3x10-5 ve d= 0,125 A/cm2 olarak alınmıştır. 69 Potansiyel kaybı (V) Bütün kayıpların toplam etkisini, yakıt piline ait akım gerilim grafiği üzerinde görmek mümkündür. Her bir kayıp, farklı bölgelerde baskın olmaktadır. Kayıpların akım-gerilim eğrisi üzerinde baskın olduğu bölgeler Şekil 2.17’ de verilmiştir. Şekil 2.17. Akım-Gerilim eğrisi ve gerilim kayıp bölgeleri. Açık devre geriliminin ideal gerilimden daha düşük olmasında iç akımlar ve karşıya sızıntı kayıpları etkilidir. Özellikle pilden akım çekilmediği durumlarda bu etki belirgin bir şekilde hissedilmektedir. Pilden akım çekilmeye ve bununla birlikte reaktant tüketimi başladığında karşıya sızıntı kayıpları, diğer kayıpların yanında ihmal edilecek kadar küçük kalmaktadır. Pilden akım çekilmeye başlandığında aktivasyon kayıpları gözlenmeye başlanmaktadır. Özellikle 0,1 A/cm2 ve daha düşük pil akım yoğunluğu seviyelerinde keskin gerilim düşüşünün temel nedeni aktivasyon kayıplarıdır. Yakıt pilini oluşturan her bir katmanın sahip olduğu elektriksel iç direnç nedeni ile ortaya çıkan ohmik kayıplar, yaklaşık olarak 0,9 V ve 0,4 V gerilimde orta akım yoğunluğundaki pil işletme koşullarında baskındır. Pilden yüksek akım yoğunluğunda güç çekilmesi halinde konsantrasyon kayıpları nedeni ile pil geriliminde şiddeti artan bir düşüş gözlenmektedir. Bu bölge konsantrasyon kayıplarının baskın olduğu konsantrasyon kayıpları bölgesi olarak adlandırılmaktadır. 70 3. MATERYAL VE YÖNTEM Bu çalışmanın erken safhasını literatürdeki ve patent veri tabanlarındaki akış alanlarının incelenmesi ve özelliklerinin sistematik olarak sınıflandırılması oluşturmaktadır. İncelemelerin ardından belirlenen teknik ihtiyaçları karşılamak için referans alınacak biyolojik adaptasyonlar ve geometriler incelenerek; yeni tasarımların teknik referansı belirlenmiştir. Sonraki aşamada biyo benzeşim referansları doğrultusunda geliştirilen akış alanlarına sahip BPP’ların üç boyutlu katı modelleri Catia V5 üç boyutlu tasarım yazılımı kullanılarak hazırlanmıştır. Elde edilen modeller üzerinden plakalar referans alınarak pilin diğer bileşenlerinin detaylı tasarımları tamamlanmıştır. Tasarımı yapılan bileşenlerin imalatı için üç boyutlu modeller kullanılarak bilgisayar destekli talaşlı imalat kodları çıkarılmıştır. Destek plakaları, akım toplama plakaları ve bipolar plakalar Johnford marka 3500 dev/dak takım devrine sahip sanayi tipi CNC frezelerde imal edilmiştir (Şekil 3.1). Çalışmanın ilk aşamasını oluşturan deney numunesi imalatı sürecine kadar olan işlemler sonrasında, çalışmanın ikinci kısmı olan performans araştırmalarına başlanmıştır. Bu tez çalışması kapsamında geliştirilen biyo benzeşimli akış alanlarının performans araştırmaları, deneysel ve sayısal olmak üzere temelde iki aşamada yapılmıştır. Deneysel araştırmalar, tek hücreli bir yakıt pili üzerinden yapılmıştır. Deney numunesinin tek hücreli kullanılmasının nedeni; pilin istenen işletme koşulları altında test edilir hale gelmesinin daha kısa sürede tamamlanması, performans testlerinin daha az reaktant ve enerji sarfiyatıyla gerçekleştirilebilmesi ve yığın halinde pillerde ihtiyaç duyulan soğutucu kanal gibi ek gereksinimlerin ortadan kalkmasıdır. Yakıt piline ait bileşenlerin üç boyutlu tasarımları, yeni akış alanlarının Ansys Workbench ortamında yapılacak sayısal performans analizlerinde referans olarak kullanılmıştır. Tasarım modelleri üzerindeki bazı tasarım detayları sayısal model hazırlama aşamasında çeşitli mühendislik sadeleştirmelere tabi tutulmuştur. Sayısal modeli hazırlanan yakıt pillerinin performansları, Ansys Fluent PEM Fuel Cell Module paket programında hem yakıt pili elektrokimyası hem de reaktant akış mekanizmalarına ilişkin matematiksel denklemler eş zamanlı olarak çözdürülmek süratiyle analiz edilmiştir. Yapılan sayısal incelemeler; deneysel olarak elde edilen pil performans sonuçlarının, pil içi akış ve elektrokimyasal mekanizmalar ile birlikte ele alınmasını sağlamıştır. 71 a b c d Şekil 3.1. Destek plakası üzerinde görülen bipolar plakanın (a) CNC freze tablasındaki çapaklı hali (b) ve işlenmekte olan bal peteği BPP ile bakır akım toplama plakası (d) 72 3.1. Tasarımlara Referans Olan Biyo Benzeşim Yaklaşımının Kökenleri ve Geliştirilen Biyo Benzeşimli Akış Alanları Biyo benzeşimli tasarım yaklaşımının temelinde, önceki bölümlerde de belirtildiği gibi, biyolojik yapıların fiziksel özelliklerinin gerekli mühendislik sadeleştirmeler yapıldıktan sonra bir mühendislik sisteme aktarılması bulunmaktadır. Bu tez çalışması kapsamında yeni tasarımlara biyo benzeşim yaklaşımı uygulanırken bir şekli benzerlik ve bir refleks benzerliği uygulanmıştır. Refleks benzeşimi uygulanırken tasarıma yansıtılan biyo benzeşimin kökeni; efor halinde yada hipoksi (oksijen yoksunluğu) koşullarında insan kadio vasküler sistemin (dolaşım sistemi) erken safha refleksleridir. PEM yakıt pillerinde konsantrasyon kayıplarına yol açan reaktant yoksunluğu ile insan vücudundaki dokularda görülen oksijen yoksunluğu benzer özelliklere sahip olup; insan vücudunda oksijen yoksunluğuna verilen tepkilerin yakıt pillerine uygulanması halinde konsantrasyon kayıplarının önüne geçilebileceği düşünülmüştür. Bu çalışmada ortaya konan tasarımlardan birinde de şekil benzeşimi uygulanmıştır. Şekil benzeşiminin kaynağı arıların bal yapmak yada temel yaşamsal ihtiyaçlarını sürdürmekte kullandıkları bal peteği formundaki örüntülerdir. Sadeleştirilerek eşkenar altıgene indirgenen bal peteği formu tasarımda benzeşim kökeni olarak kullanılmıştır. 3.1.1. Ara beslemeli akış alanı tasarımı İnsan dolaşım sistemi, birbirine zincirleme olarak bağlı çok sayıda mekanizma ile yaşamsal fonksiyonları yerine getirmektedir. Dolaşım sistemi yaşamsal fonksiyonları yerine getirme işlevlerinin dayandığı en temel ilke vücuttaki kan akımının doku ihtiyaçlarına göre belirlenmesi ilkesidir. Vücuttaki kan akımının doku ihtiyacına göre belirlenmesi ilkesi; mikro damarlar ve doku ara yüzeyindeki reseptörlerle dokunun oksijen ve besin ihtiyacının belirlenmesi ve dokunun ihtiyacı ölçüsünde beslenmesi şeklinde tanımlanmaktadır. Bunun nedeni kalbin tüm dokulara eş zamanlı olarak aynı oranda debi artışı sağlayamayacak olmasıdır. Örneğin dokuların kan akımı ihtiyacı efor durumunda (vücut koşma veya spor gibi aktivite halindeyken) istirahat durumuna göre 20-30 kat olabilmektedir. Fakat kalp debisi istirahat durumundakinin yalnızca 4-7 katına kadar yükselebilmektedir. Bu noktada doku içindeki damarlar ihtiyacın az olduğu yerde azalıp ihtiyacın fazla olduğu yerde genişleyerek kanın ihtiyaç duyulan bölgeye lokal olarak yönlendirilmesi sağlanmaktadır (Guyton, A.C.; Hall 2011). Kanın ihtiyaca göre yönlendirilmesi şeklinde ortaya çıkan refleks, yakıt pillerinde giriş manifolduna yakın 73 kanal kesitinde aşırı yüksek reaksiyon aktivitesi çıkışa yakın kanal kesitinde ise reaktant yetersizliği nedeni ile konsantrasyon kayıplarının görülmesi durunu ortadan kaldırmak için kullanılabilecek bir yaklaşımdır. Tasarım detaylarının belirlenmesi için temel dolaşım ilkesinin yüksek rakım hipoksisi refleksleri ile birlikte ele alınması faydalı olacaktır. Yüksek rakımda atmosferdeki oksijen kısmi basıncı azalmakta olup; özellikle 2500 m’den daha yüksek rakımda oksijenin kana geçişi kısıtlanarak damar içi oksijen saturasyonu (konsantrasyon) belirgin ölçüde düşmektedir (Moore et al. 2011, Naeije 2010). Hipoksi durumunda vücudun erken aşamadaki adaptasyonu, kalbin pompalama hacmini artırmadan atım sayısını yükselterek dokulara pompalanan kan miktarını artırmaktır. Buna karşın erken safhada vücuttaki toplam kan kütlesi ve ortalama damar içi basınç değişmeyip uzun vadede kademeli olarak artmaktadır (Y. Liu et al. 2014). Öte yandan hipokside serebrovasküler sistem (dolaşım sisteminin beyin dokusunu besleyen kısmı) damarları, kandaki oksijenin 40-45 mmHg’nin altına düşmesiyle genişleyerek hayati olmayan uzak dokulardaki kanın da beyne gönderilmesi sayesinde beynin kanlanmasını %40 oranında artırmaktadır (Lucas et al. 2011). Hipoksi refleksinin dolaşım sisteminin farklı bölümlerindeki cevabından anlaşılacağı gibi kanın ihtiyaç duyulan bölgelere ihtiyaçla orantılı olarak dağıtılması mekanizması daha belirgin bir şekilde ortaya çıkmaktadır. Hipokside özellikle kalbin kan debisini artırmasına rağmen; serebrovasküler sistem damarlarının genişleyerek basıncın aşırı artışı artmasının önüne geçilmiştir. Aşırı basınç artışının beyin dokusu özelinde sinir deformasyonuna yol açma potansiyeli bulunmasına benzer şekilde; yakıt pilinde de membran üzerinden kısa devre reaktant akışlarının oluşması ve hızlı reaksiyon bölgeleri ortaya çıkararak dengesiz sıcaklık artışı oluşmasına neden olma potansiyeli bulunmaktadır. Ara beslemeli dört geçişli serpantin akış alanı kardiyo vasküler sistem refleksleri dikkate alınarak geliştirilmiş ilk biyo benzeşimli akış alanı modelidir. Şekil 3.2’de ön, arka, perspektif ve ara besleme rezervuar detay görünüşlerinde görüldüğü gibi ara beslemeli akış alanı; akış kanallarını toplam akış uzunluğunun 1/3 ve 2/3’lük bölümlerinde birer rezervuar içine toplayıp tekrar aynı sayıda kanala bölen iki adet ara rezervuara sahiptir. Ara rezervuarlar üzerinde sisteme ek reaktant girişi yapılmasını sağlayacak besleme portları bulunmaktadır. Yakıt pili kanalları kardiyo vasküler sistem damarları gibi anlık 74 olarak kesit değişimi yapma yeteneğine sahip olmadığı için; rekatant akışışını bölmek amacıyla tasarımda kanal uzunluğu boyunca ek reaktant girişleri planlanmıştır. Pile gönderilmesi planlanan toplam rekatant miktarının tek bir girişten beslenmesi, giriş manifolduna yakın bölgede yüksek basınç merkezi oluşmasına yol açmaktadır. Reaktantlar akış uzunluğu boyunca tüketildiği için çıkışa doğru kanal içi reaktant basıncı düşmektedir. Düşen reaktant basıncı konsantrasyon kayıpları oluşturmanın yanında; kanal içinde oluşabilecek su moleküllerinin kanal dışına sürülmesi için gereken itici gücün kaybolmasına neden olmaktadır. Ara besleme yaklaşımı ile reaktantların farklı noktalardan beslenmesi akıntı halinde oluşan suyun tahliyesini kolaylaştırmak amacıyla da benimsenmiştir. Şekil 3.2. Ara beslemeli akış alanına sahip bipolar plaka tasarımı 75 Bipolar plaka termokupl kabloları için yer sağlamak amacıyla 3 mm kalınlığında seçilmiştir. Kanal genişliğinin derinliğe oranı literatürde serpantin akış alanları için yaygın olan 1:1’dir. Ayrıca omuz çıkıntısı genişliği yine kanal genişliği ile aynı ölçüdedir. Kanal genişliği, derinliği ve omuz genişliği ölçüleri 1 mm’dir. Tasarımı yapılan akış alanında kanal geçiş sayısı dörttür. Kanal sayısının dörtlü seçilmesinin nedeni, ilgili akış alanının geniş aktif yüzey alanına sahip pillere uygulanması aşamasında işlevini daha düşük basınç kaybıyla gerçekleştirebilmesi içindir. Plakanın arka yüzeyinde pil içi sıcaklığı membrana en yakın mesafeden ölçebilmek için termokupl kanalları aşılmıştır. Testler sırasında iç sıcaklığın akış uzunluğunun ilk 1/3, 1/2 ve 2/3 lük bölümlerinden üç ayrı ölçüm alınması sağlanmıştır. Böylece çevre sıcaklığını pil sıcaklığı olarak kabul etmek yerine pilin membrana en yakın noktasındaki sıcaklıklar ölçülerek daha gerçekçi değerlerle işlem yapılması sağlanmıştır. Giriş manifolduna ek olarak iki ayrı ara besleme portuna sahip tasarımda ana girişten ve ara besleme portlarından hangi oranda reaktant besleneceği deneyler ile optimize edilerek en verimli debi oranları belirlenmiştir. Karbon polimer kompozit malzemeden imal edilmiş ara beslemeli akış alanına sahip bipolar plaka Şekil 3.3’te verilmiştir. Şekil 3.3. Ara beslemeli karbon polimer kompozit bipolar plaka 76 3.1.2. Bal peteği akış alanı tasarımı İdealleştirilmiş geometrisi eş kenar altıgen olarak bilinen bal peteği yapısı günümüzde mimari, malzeme bilimi ve tabakalı kompozitler gibi birçok alanda kullanılmaktadır. Ağırlıklı olarak malzemelerin mekaniğinde kullanılan bal peteği formunun özellikleri ile ilgili ilk tespitler 1800’lü yıllarda yapılmıştır. Bal peteği şeklinin diğer çokgenlere göre yüzey alanı/kenar uzunluğu oranı en yüksek olan geometrik şekil olduğu bildirilmiştir (VARRO et al. 1929). Bu özelliğin arılara daha az balmumu salgısı kullanarak daha geniş depolama hacmi sağladığı düşünülmektedir (Darwin 1859). Bal peteği yapısının, akış alanı oluşturmak için biyo benzeşim kökeni olarak seçilmesinin nedeni yüzey alanı/çevre uzunluğu oranının büyük olmasıdır. Geniş yüzey alanı reaktantı dağıtacak altıgen havuzlar şeklinde planlanarak aktif alanla reaktant arsında daha geniş bir doğrudan temas yüzeyi elde edilmesi için kullanılmıştır. Bal peteği akış alanları Şekil 3.4’te ön görünüşte verildiği gibi; reaktant gazların aktif yüzey boyunca homojen bir şekilde dağıtılmasını sağlayacak, 0.5 mm derinliğinde eş kenar altıgen formda havuzlara sahiptir. Altıgen havuzlar, merkezinden 1 mm çapındaki portlarla plakanın arka yüzündeki iç havuza bağlanmaktadır. İç havuz, reaktantları rezerve olarak tutmakta olup; plaka ön yüzündeki altıgen havuzlarda reaktant tükendiğinde plaka arkasındaki havuzlardan plaka ön yüzüne beslenmektedir. Bu tasarım ile reaktantların aktif yüzeye ulaşmadan önce lokal kayıplar yada akış yolu boyunca tüketilmeleri gibi kayıplar yaşanmaksızın tüm yüzeye eşit bir şekilde iletilmesi sağlanmıştır. Plaka ön yüzündeki altıgen havuzlarla kanallar arasında plaka üzerinde doğrudan bir bağlantı bulunmamaktadır. Reaktantların altıgen havuzlarla kanallar arasındaki geçişi sadece GDT üzerinden mümkündür. Kanallara ulaşan akışkanlar plaka kenarlarına dizilmiş olan kanal içi gaz portlarından plaka arka yüzündeki dış havuza geçmektedir. Bu şekilde pil performansını artıran omuz altı konveksiyon mekanizmasının güçlendirilmesi hedeflenmiştir. Kanal derinliği ve genişliği 1 mm’dir. 77 Şekil 3.4. Bal peteği akış alanına sahip bipolar plaka teknik çizimleri Tasarımda altıgen kanalların dizilimi her kenarın komşuluğunda yine bir altıgen havuz olacak şekilde radyal formdadır. Bu dizilim şekli arı kovanlarındaki bal peteği dizilimi ile aynı olacak şekilde programlanmıştır. Kanal derinlikleri 1 mm ve altıgen formlu havuzlar ise 0.5 mm olarak belirlenmiştir. Altıgen havuzların kanallara göre saha sığ imal edilmesinin amacı plakaların mukavemetini korumasının yanında reaktantların aktif yüzeye daha hızlı bir şekilde intikal etmesini sağlamaktır. Bal peteği akış alanlı karbon- polimer kompozit bipolar plaka Şekil 3.5’te verilmiştir. 78 Şekil 3.5. Karbon kompozit bal peteği akış alanı 4.2. Malzeme Seçimi ve Deney Numunelerinin Hazırlanması Akış alanlarının testlerinde kullanılmak üzere iki tipte akım toplama plakası, bir çift üniversal destek plakası imal edilmiştir. Akım toplama plakaları 0.8 mm kalınlığında yüksek saflıkta bakır levhadan işlenerek elde edilmiştir. Akım toplama plakaları Şekil 3.6 da verilmiştir. Şekil 3.6. Akım toplama plakaları 79 Deneylerde membran elektrot grubu olarak 27.5 µm kalınlığında Nafion XL membran ve 410µm kalınlığında WS1005 karbon kumaş hidrofobik gaz dağıtım tabakası kullanılmıştır. Elektrotların anot ve katot tarafındaki platinyum yükleme miktarı 0.5 mg/cm2dir. Şekil 3.7a’da verilen membran elektrot grubu Aktif alan ölçüleri 7.1cmx7.1cm’dir. Membran ve elektrot grubu sıcak pres altında basınca maruz bırakılarak bir araya getirildiği için aktivasyon işlemine tabi tutulmuştur. Membranın nemlendirilmesi için suya yatırma yöntemi de uygulanmakta olup; bu yöntem, katmanların delaminasyonuna yol açtığı için tercih edilmemiştir. Aktivasyon için üretici tarafından belirlenen reçetedeki tekrarlı yükleme adımları, pil gerilim değerinin değişmediği en yüksek değere kadar tekrarlanmıştır. a b Şekil 3.7. Membran elektrot bileşeni (a) ve destek plakası (b) Destek plakası, membran elektrot bileşiminin contalarla birlikte bipolar plakalar arasında sıkıştırılması ve akım toplama plakalarının BPP ile temas halinde tutulması için kullanılmaktadır. Deneylerde kullanılan destek plakası Şekil 3.7 b’de görüldüğü gibi 25 mm kalınlığında A1050 Alüminyum malzemeden hazırlanmıştır. Destek plakası ile akım toplama plakaları arasındaki sızdırmazlık, gaz bağlantı kanalları çevresine yerleştirilen kauçuk oringlerle sağlanmıştır. Destek plakası ve akım toplama plakası arasında elektrik akımı geçişini keserek pilin kısa devre olmasının önlemek amacıyla; destek plakalarının iç yüzeyi şeffaf poliüretan filmle kaplanmıştır. Ayrıca yakıt pilinin bir araya getirilmesi için plaka kenarlarında 10 adet M10 cıvata kanalı hazırlanmıştır. Destek plakası 80 geleneksel modelden farklı olarak birden fazla girişe sahiptir. Bu sayede destek plakaları ara beslemeli, bal peteği ve standart dört kanallı serpantin akış alanı için ortak kullanıma sahip olacak şekilde tasarlanmıştır. Bipolar plakalar Tübitak MAM tarafından üretilen 3 mm ve 6 mm kalınlığındaki karbon-polimer kompozit ticari levhalardan imal edilmiştir. Deneylerin yapıldığı tek hücreli PEM yakıt pilinin montaj tarifini gösteren üç boyutlu bilgisayar çizimi Şekil 3.8 a’da verilmiştir. Ayrıca yakıt pilinin imal edilerek montajlanmış hali Şekil 3.8b’de görülmektedir. a b Şekil 3.8. Tek hücreli yakıt pili montaj modeli (a) ve fiziksel numune (b) 81 4.3. Deney Düzeneği, Hazırlık ve Ölçüm Prosedürü Yeni biyo benzeşimli akış alanlarına sahip deney numunelerinin testi için Şekil 3.9’da görülen Arbin marka yakıt pili test istasyonu kullanılmıştır. Test istasyonu, %99 saflıkta hidrojen tankına v azot tankına bağlı olup; test numunesinin anot tarafını hidrojen gazıyla beslemektedir. Katot tarafı test istasyonunun laboratuvar merkezi basınçlı hava hattından aldığı havayı, ayar değerlerine koşullandırmasından sonra beslemektedir. Azot gazı testler arasında geçişler yapılırken pilin varsa su akıntısı veya yabancı gaz etkilerinden kurtarılarak; her bir testin eş durumda başlanmasında kullanılmaktadır. Elektronik yük ünitesine sahip olan test ünitesi, akım-gerilim eğrilerini potansiyostatik (gerilim bağlı) veya galvanostatik (gerilim bağlı) olarak elde edebilmektedir. Bu tez çalışması kapsamında deneyler potansiyostatik olarak yapılmıştır. Deneylerde kullanılan test istasyonu bilgisayar kontrollü olup; debi kontrolü, nemlendirme sıcaklığı kontrolü, akım gerilim kontrolü yüksek hassasiyetle gerçekleştirilebilmektedir. Şekil 3.9 Arbin yakıt pili test istasyonu Yakıt pili numunesini test edileceği sıcaklığa getirmek ve test sırasında pili istenen sıcaklıkta sabit tutmak için; hem ısıtma hem de soğutma özelliği bulunan Espec SH-221 marka iklimlendirme kabini kullanılmıştır. İklimlendirme kabini ısı pompalı olup, kabin 82 içi sıcaklığı -20 ℃ ile +150 ℃ arasındaki sıcaklıklara ayarlanabilmektedir. Sıcaklık koşullandırmasının yanında iklimlendirme kabini ortam nemini de istenen değere hazırlama özelliğine sahiptir. Fakat bu çalışma kapsamında testleri yapılan yakıt pili açık katotlu bir tasarım olmadığı için; nemlendirme özelliği kullanılmamıştır. Test numunesi Şekil 3.10 a’da görülen iklimlendirme kabinin içine Şekil 3.10 b’de görüldüğü gibi yerleştirilerek gaz ve elektriksel bağlantıları yapılmıştır. Şekil 3.10. Espec SH-221 iklimlendirme kabini (a) ve test numunesinin kabin içine yerleşimi (b) Testlere başlamadan önce Arbin test istasyonuna gaz girişini sağlayan vanalar açılarak sisteme gaz geçişi sağlanmıştır. Test istasyonunda reaktant nemlendirmesi için distile su tankı kontrol edilerek gerekiyorsa takviye yapılır. Nemlendirici sıcaklığı, reaktant sıcaklığı ve işletme basınçlarının ayar değerlerine ulaşmasına kadar sistemin denge haline gelmesi beklenir. Bu süre yaklaşık olarak 35 dakikadır. Diğer yandan iklimlendirme kabini içindeki test numunesinin iç katmanlarının sıcaklığının test matrisinde belirlenen değere ulaşması sağlanır. İklimlendirme kabinindeki numunenin istenen koşullara ulaşması, ayar sıcaklığına bağlı olarak 38 dakika ile 84 dakika arasında değişmektedir. 83 Yakıt pili numunesini bir araya getirirken uygulanan sıkma torku hem omuz çıkıntılarının GDT tabakasına temas etmesini ve akım toplanmasını sağlamak hem de contalar ve katmanlar arasındaki teması kuvvetlendirerek gaz sızdırmazlığını garantilemek açısından öneme sahip bir parametredir. Buna karşın sıkma torkunun fazla uygulanması, GDT tabakasının daha düşük bir kalınlığa zorlanarak gözenekliliğinin azalması ve tabakalar arasında gaz geçişinin kısıtlanmasına yol açabilmektedir. Test numunelerinin deneye hazırlanması sırasında pil bileşenlerini bir araya getirmek için uygulanan sıkma torku her farklı akış alanına sahip test numuneleri için deneysel olarak belirlenmiştir. Sıkma torku belirlenirken pil numunesinin sızdırmazlığı ve güç çıkışı parametre olarak kullanılmıştır. Tüm pil numunelerinde sızdırmazlığın 2 N.m tork ve üzerinde sağlandığı görülmüştür. Pillerin sıkma torkuna karşı gösterdikleri performans çıktısı 3 Atm basınç ve 45℃ pil sıcaklığında gerçekleştirilmiştir. Tork artışı her ölçümde 1 N.m olarak uygulanmıştır. Serpantin ve ara beslemeli akış alanlarına sahip numunelerde güç çıkışının 7 N.m torka kadar artış gösterirken 8 N.m tork değerinde azaldığı belirlenmiştir. Serpantin ve ara beslemeli akış alanında sıkma torku 7 N.m olarak uygulanmıştır. Bal peteği akış alanında güç çıkışının 5 N.m tork değerine kadar artarken 6 N.m torkta düşüş gösterdiği tespit edilmiştir. Bu nedenle sıkma torku bal peteği akış alanına sahip numune testlerinde 5 N.m olarak uygulanmıştır. Bal peteği ve serpantin akış alanına sahip yakıt pillerinin güç çıkışlarının torkla değişim oranı grafiği Şekil 3.11’de verilmiştir. Serpantin Bal Peteği 20 15 10 5 0 2 3 4 5 6 7 8 9 Sıkma Torku (N.m) Şekil 3.11. Serpantin ve Bal Peteği akış alanları için güç artış oranı ve sıkma torku eğrileri 84 Güç Artış Oranı (%) Gerilim – akım eğrilerinin çıkarılması işlemi, test istasyonu içindeki elektronik yük ünitesi tarafından gerilim değerleri değiştirilerek gerçekleştirilmektedir. Gerilim değerleri ortalama olarak 0.02 V basamaklar halinde değiştirilmekte olup; her bir gerilim değişiminden sonra 15 ila 30 saniye aralığında beklenmektedir. Her bir gerilim değişimi arasındaki bekleme süresi 15 saniye olarak ayarlanmış olsa da; gerilim değişimi sonunda akım değerinin stabil hale gelme süresi ayar değerini aştığı zaman, yazılım tarafından bekleme süresi uzatılmaktadır. Benzer şekilde; aktivasyon kayıplarının baskın olduğu açık devre gerilimine yakın gerilim değerlerinde (Açık devre geriliminin yaklaşık 0.1 volt uzağına kadar) gerilim değiştirme basamakları yazılım tarafından daha da küçültülmüştür. Aktivasyon kaybı baskın bölgede gerilim değiştirme basamaklarının küçültülmesi, ilgili bölgenin grafikte daha akıcı ve belirgin bir görünüme kavuşmasını sağlamıştır. Literatürde yakıt pili test prosedürü, sıklıkla gerilim değişim basamağı 0.1 volt ve bekleme süresi 5 dakika olarak uygulanmıştır. Buna karşın; bu tez çalışması kapsamında uygulanan test prosedüründe gerilim değiştirme basmağı 0,01 A/cm2 şeklinde daha küçük değişimler halinde uygulandığı için; pilin her geçişten sora dengeye ulaşma süresi kısaltılarak pil stabilitesi artırılmıştır. Deneylerin yapıldığı düzenek şematik olarak Şekil 3.12’de verilmiştir. Şema üzerinde yeşil renkli olarak gösterilen ek hidrojen hatları ile mavi renkte gösterilen ek hava hattı; akışın farklı girişlere yönlendirilmeden önce bölündüğü ara besleme testleri için kullanılmıştır. Dört kanallı serpantin ve bal peteği akış alanı testlerinde yakıt pili, tek girişten beslenmektedir. 85 Bilgisayar Elektronik Yük Ünitesi Debimetre + - Nemlendirici PEM Yakıt Pili Gaz Isıtıcı Anod Çıkışı Kısılma Vanası Katot Çıkışı Kısılma Vanası Test İstasyonu İklimlendirme çemberi Şekil 3.12. Deney düzeneği şematik gösterimi 86 H2 Hava N2 3.4. Akış Alanlarına Uygulanan Test koşulları ve Deney Matrisleri Deneysel çalışmalar kapsamında dört kanallı paralel serpantin akış alanı, ara rezervuarlı dört kanallı serpantin akış alanı, biyo benzeşim kriterlerine göre geliştirilen ara beslemeli akış alanı ve bal peteği akış alanları test edilmiştir. Sadece akış alanı değişikliğinden kaynaklanan farkların belirlenebilmesi için tüm numunelerde Çizelge 3.1’de liste halinde verilen bazı bileşenler ve operasyon koşulları sabit tutulmuştur. Deneysel olarak test edilen pillerde aktif yüzey alanı 50 cm2 dir. Pil testlerinde katot tarafında nemlendirme uygulanmamıştır. Böylece akış alanı tasarımı yapılan pillerin, katot tarafı nemlendirici içermeyen bir sistemdeki çalışma koşullarının oluşturulması amaçlanmıştır. Yakıt pillerinde işletme basıncının artışı ile pil performansının arttığı teorik olarak bilinmekle beraber; mobil sistem uygulamalarında reaktantların atmosfer basıncının üstündeki basınçlara sıkıştırılması parazit güç tüketimine neden olabileceği için sık tercih edilen ve arzulanan bir işletme yaklaşımı değildir. Öte yandan anot tarafı 70℃ ‘de sürekli nemlendirilmiştir. Anot ve katot tarafından beslenen reaktant sıcaklıkları 70℃’ de sabit tutulmuştur. KT’a uygulanan Pt yüklemesi anot ve katot tarafında 0.5 mg/cm2 olacak şekilde simetrik uygulanmıştır. Testler sırasında hidrojen gazı debisi 1.2 slpm ve hava debisi 2 slpm olarak belirlenmiştir. Çizelge 3.1. Deneylerde ortak kullanılan özellik ve parametreler Aktif Alan 50 cm2 Anot Nemlendirici Sıcaklığı 70℃ Katot Nemlendirici Sıcaklığı - Anot Reaktant Sıcaklığı 70℃ Katot Reaktant Sıcaklığı 70℃ Anot Reaktant Debisi 1.2 slpm Katot Reaktant Debisi 2 slpm Membran Tipi Nafion XL GDT Tipi Carbon Kumaş Pt yükleme (Anot/Katot simetrik) 0.5 mg/cm2 3.4.1. Dört kanallı paralel serpantin akış alanı deney matrisi Dört kanallı paralel serpantin akış alanı üç farklı pil sıcaklık ve üç farklı reaktant basınç değeri için parametrik olarak test edilmiştir. Bu sayede yeni tasarımların performanslarının konumlandırılabileceği bir referans performans skalası elde edilmiştir. 87 Ortak İşletme Parametreleri Dört kanallı paralel serpantin akış alanı test edilirken pil sıcaklıkları 20℃, 45℃ ve 70℃ sıcaklıkları seçilmiştir. Literatürdeki çalışmalar incelendiğinde pil sıcaklıklarının genellikle ideal çalışma sıcaklığına yakın olacak şekilde 60 ila 80℃ arasında seçildiği görülmüştür. Bu tez çalışmasın kapsamında sıvı su akıntısı etkilerinin daha belirgin bir şekilde izlenebilmesi ve taşıtların soğuk iklim koşullarında çalışması sırasında karşılaşılabilecek durumlarla ilgili bir kestirim yapılması yapılabilmesi için 20℃’lik düşük bir sıcaklık kullanılmıştır. Basıncın sıvı su akıntısı ve membran kuruması üzerine etkileri ile ilgili bir referans oluşturulabilmesi için; testler atmosfer basıncının üzerinde üç farklı basınçta gerçekleştirilmiştir. Dört kanallı paralel serpantin akış alanı için yapılan deneysel koşulları gösteren test matrisi Çizelge 3.2’de verilmiştir. Çizelge 3.2. Dört kanallı paralel serpantin akış alanına sahip model test matrisi 1 2 3 İşletme Basıncı Atm Atm Atm Pil Sıcaklığı 20℃ x x x 45℃ x x x 70℃ x x x 3.4.2. Ara rezervuarlı dört kanallı serpantin akış alanı ve ara beslemeli akış alanı deney matrisi Ara beslemeli serpantin akış alanının ikincil ara besleme noktalarından reaktant beslemesi yapılmadığı hali, ara rezervuarlı akış alanını temsil etmektedir. Ara rezervuarlı akış alanı, geniş aktif yüzey alanının besleyen çok kanallı serpantin akış alanı üzerinde kanallar arasındaki basınç farkını dengelemek için kullanılan bir yöntemdir. Ara besleme işleminden önce ara rezervuarlı akış alanı üzerinde de testler gerçekleştirilmiştir. Yakıt pili sıcaklığı seçilirken; pilde sıvı su akıntısının etkilerinin görüleceği kadar düşük fakat ideal çalışma sıcaklığı yakınlığında bir sıcaklık değer olarak 45℃ belirlenmiştir. Dört kanallı serpantin akış alanı testleri incelendiğinde 45℃’lik çalışma sıcaklığının, su akıntısı ve kuruma arasında her iki etkiyi de temsil eden ortalama bir değer olduğu görülmüştür. Testler sırasında ters basınç olarak 1 atm uygulanmıştır. Dört kanallı serpantin akış alanı sonuçlarına göre 1 atm basınç değeri sıvı su akıntısı etkilerinin kuruma etkileri ile beraber gözlenmesine olanak tanıdığı için tercih edilmiştir. 88 Ara beslemeli akış alanında ara besleme bölgelerinde toplam debi, farklı oranlarda bölünerek en verimli reaktant besleme rejimi deneysel olarak optimize edilmiştir. Reaktant besleme oranlarının anot ve katot tarafından simetrik uygulanması, anot tarafında farklı oranlarda ara besleme yapılırken katot tarafında sadece ana girişten reaktant beslenmesi ve katot tarafında farklı oranlarda ara besleme yapılırken anot tarafında sadece ana girişten reaktant beslenmesi olmak üzere üç farklı düzeyde testler yapılmıştır. Uygulanan testler Çizelge 3.3’de verilmiştir. Testler sonucunda elde edilen performans verileri ışığında optimum performans koşulları belirlenmiştir. Çizelge 3.3. Simetrik ve asimetrik ara besleme debi rejimleri Anot Tarafı Besleme Katot Tarafı Besleme Oranları (%) Oranları (%) 1. Giriş 2. Giriş 3. Giriş 1. Giriş 2. Giriş 3. Giriş 100 0 0 100 0 0 90 10 0 90 10 0 80 20 0 80 20 0 70 30 0 70 30 0 70 20 10 70 20 10 60 20 20 60 20 20 40 30 30 40 30 30 100 0 0 80 20 0 100 0 0 70 30 0 100 0 0 60 20 20 100 0 0 40 30 30 80 20 0 100 0 0 70 30 0 100 0 0 60 20 20 100 0 0 40 30 30 100 0 0 3.4.3. Bal peteği akış alanı ve ara beslemeli akış alanı deney matrisi Bal peteği akış alanına sahip yakıt pili numuneleri 45℃ pil sıcaklığı için test edilmiştir. Deney numunesi 1 atm, 2 atm ve 3 atm olmak üzere üç farklı ters basınç kademesinde performans testlerine tabi tutulmuştur. Bal peteği akış alanı, serpantin ve ara beslemeli akış alanı karakterinden farklı olarak, akış alanına giren reaktantların çıkışa kadar kanal içinde seyrederek ulaştığı bir mimariye sahip değildir. Bal peteği akış alanında iç içe 89 Asimetrik Asimetrik Simetrik Besleme Anot Katot geçişli tip akış alanlarında olduğu gibi; akış alanına giriş yapan reaktantlar, GDT tabakasından geçerek çıkış manifolduna bağlı kanal bölümüne ulaşmakta ve akış alanını terk etmektedir. Bu nedenle akış alanının giriş manifolduna bağlı kanal bölümünde yüksek basınç merkezi oluşurken çıkış manifolduna bağlı kanal bölümünde düşük basınç merkezi oluşmaktadır. Bal peteği akış alanında altıgen formlu havuzlar ile altıgen havuzlar çevresindeki kanalların aktif yüzeyde kapladığı alan birbirinden farklı olduğu için; yüksek basınç merkezini havuz ve kanal tarafı olarak farklı bölümlerde oluşturmak için iki farklı akış düzeni belirlenmiştir. Doğru akım düzeni olarak adlandırılan düzende, altıgen havuzları besleyen plaka arkasındaki iç havuz giriş manifolduna bağlıyken; petekler çevresindeki kanalları toplayan dış havuz çıkış portuna bağlıdır. Bu sayede bal peteği şeklindeki daha geniş yüzey alanına sahip bölümde yüksek basınç merkezi oluşturulmuştur. Ters akım düzeninde ise dış havuz giriş manifolduna bağlıyken; iç havuz çıkış manifolduna bağlıdır. Bal peteği akış alanına ait test matrisi Çizelge 3.4’te verilmiştir. Çizelge 3.4. Bal peteği akış alanı test matrisi Doğru Akım İşletme Basıncı Simetrik 1 Atm 2 Atm 3Atm Anot/Katot Ters Akım İşletme Basıncı Simetrik 1 Atm 2 Atm 3Atm Anot/Katot 3.5. Sayısal Modelin Hazırlanması PEM yakıt pilli geliştirme çalışmalarının önemli basamaklarından biri yakıt pilinin bilgisayar ortamında oluşturularak sayısal çözümünün yapılmasıdır. Yakıt pili bileşenlerinin maliyetlerinin yüksek olması; sayısal modellemenin, tasarım ve imalat arasında önemli bir basamak olarak konumlandırılmasına neden olmuştur. Yakıt pili performansının bilgisayar ortamında sayısal değerlendirilmesi prosedürü; geometrik modelin oluşturulması, oluşturulan geometrik modelin sonlu büyüklükte hacim elemanlara bölünerek ağ yapısının oluşturtulması ve sınır şartlarının belirlenerek çözücü ayarlarının yapılarak çözümü olmak üzere üç temel aşamadan oluşmaktadır. Çözümü yapılan yakıt pili modelinin performans çıktıları, kullanılan paket programın sunduğu 90 araçlarla incelenerek performans değerlendirmesi yapılmaktadır. Bu tez çalışmasında yakıt pili performansının değerlendirmesi Ansys Fluent programı içinde bir alt modül olarak kullanılan PEM Fuelcell Module ile yapılmıştır. Ana çözücü Fluent olsa da PEM Fuel Cell Module eklentisi; yakıt pili içindeki elektrokimyasal parametrelerin pil içerisindeki akışkan hareketlerinin sonucu olarak ortaya çıkan basınç, hız, reaktant akısı gibi parametrelerin pil elektrokimyasına entegre edilmesi ve elektrokimyasal sonuçlarının hesaplanmasını sağlamıştır. Çözümler iki ayrı iş istasyonu kullanılarak yapılmıştır. İş istasyonlarından biri Dell marka çift işlemcili intel Xeon E5 2643 3.3 Ghz işlemci, 64 GB ECC RAM, 1TB 7200 Rpm harddisk özelliklerine sahiptir. Analizlerde kullanılan diğer bilgisayar Supermiro marka çift işlemcili intel Xeon E5 2630 2.3 Ghz işlemci, 32 GB ECC RAM ve 240 GB SSD harddisk özelliklerine sahiptir. Bu tez çalışmasında yakıt pilini oluşturan bileşenler Catia V5 programı kullanılarak üç boyutlu olarak modellenmiştir. Sayısal çözüm için hazırlanan modelin temelini ise Catia V5 ortamında hazırlanan üç boyutlu geometrik modeller oluşturmuştur. Ansys Workbench içinde bulunan Design Modeller modülü modelleme yapmak için kullanılan bir araç olsa da; üçüncü parti tasarım programlarının sunduğu esnek araçlar, daha pratik ve esnek bir şekilde tasarım yapılmasına olanak tanımaktadır. Ana tasarım Catia V5 ortamında yapılırken modeli sadeleştirmek ve çözüme uygun hale getirmek için yapılan küçük ölçekli düzenlemeler Design Modeller ortamında yapılmıştır. Deneylerde kullanılan ve sayısal ortamda performans değerlendirmesi yapılan dört kanallı serpantin, ara beslemeli serpantin ve bal peteği akış alanına sahip yakıt pillerine ait bileşenlerin geometrik özellikleri Çizelge 3.5’de verilmiştir. Çizelge 3.5. Yakıt pil modellerinin geometrik özellikleri 91 Akış Alanı Tipine Göre Değerler Geometrik Parametreler Serpantin Ara Beslemeli Bal Peteği Aktif Alan 50 cm2 50 cm2 50 cm2 26.24 Kanal İzdüşüm Alanı cm2 30.08 cm2 30.45 cm2 Omuz İzdüşüm Alanı 24.17 20.33 19.96 Toplam Bipolar Plaka Kalınlığı 3 mm 3 mm 6 mm Bal Peteği Cep Derinliği - - 0.5 mm Kanal Derinliği 1 mm 1 mm 1 mm Kanal Genişliği 1 mm 1 mm 1 mm Omuz Genişliği 1 mm 1 mm 1 mm GDT Kalınlığı 410 µm 410 µm 410 µm KT Kalınlığı 10 µm 10 µm 10 µm Membran Kalınlığı 27.5 µm 27.5 µm 27.5 µm Sayısal çözümde kullanılan geometriler asıl tasarımdan farklılıklar içermektedir. Asıl tasarımdan farklı olarak sayısal çözümü yapılacak model, bipolar plakaların ve diğer pil katmanlarının sadece aktif yüzey iz düşüm alanı büyüklüğündeki kısmını içermektedir. Amaç çözümde belirleyici olmayan; conta, hizalama deliği ve membran fazlalık açınım uzunluğu gibi bölümleri modelden çıkararak daha az bir sayısal ağ eleman sayısı ile hızlı bir çözüm yapabilmektir. Şekil 3.13 a’da dört kanallı serpantin akış alanına sahip pilin çözüm geometrisi ve Şekil 3.13 b’de ara beslemeli akış alanına sahip pilin opak görünüşü verilmiştir. Ara beslemeli akış alanının modelinde, düzenli ağ yapısı elde etmek için geometrik olarak bölünmüş alanlar görülmektedir. Gerçek üçboyutlu geometrik modelde giriş ve çıkış manifoldları eğrisel kenarlara sahip bir geometri iken; ağ yapısı oluşturulurken düzensiz eleman şekil ve geçişlerine neden olacağı için manifoldlar sadeleştirilerek kare prizma şekline getirilmiştir. Bunun yanında pilin mukavemetini artıracak veya imalat sırasında kaçınılmaz olan eğrisel kenar geçişleri silinerek köşeli forma dönüştürülmüştür. Bu kapsamda aslında slot delik formlu ara besleme yuvaları Şekil 3.13 b’de görüldüğü gibi dikdörtgene dönüştürülmüştür. Reaktant giriş ve çıkış bölgeleri ve ara besleme noktaları şekil üzerinde görülmektedir. 92 a b Şekil 3.13. Yakıt pili dört geçişli serpantin şeffaf sayısal çözüm geometrisi (a) ve ara beslemeli yakıt pili opak sayısal çözüm geometrisi (b) 3.5.1. Sayısal modelin eleman sayısından bağımsızlaştırılması Yakıt pili modelinin sayısal çözümü, modeli oluşturan hacimlerin birim hacim elemanlar oluşturacak şekilde bölünerek; matematiksel denklemlerin, oluşan ağ yapısı üzerinde iteratif olarak çözülmesi ile gerçekleştirilmektedir. Ağ yapısını oluşturan eleman boyutu ve sayısının belirlenmesi; ağ yapısının modeli temsil edebilirliği, işlem süresi ve sonuç doğruluğu kısıtları altında belirlenmektedir. Eleman boyutunun küçük tutulması, ağ yapısının çözünürlüğünü artırarak modelin aslına daha uygun temsil etmeni sağlamanın yanında hesaplama hatalarının azalmasını sağlamaktadır. Öte yandan artan eleman sayısı 93 işlem yükünü artırarak hesaplama süresinin uzamasına neden olmaktadır. Bu nedenle ağ yapısını oluşturan eleman boyutu ve sayısı belirlenirken işlem süresi ve çözüme yakınsaklık birlikte dikkate alınarak düzenleme yapılmaktadır. Bu çalışmada sayısal çözümü yapılmakta olan model çok sayıda katman ve farklı mekanizmaların işlediği farklı hacimsel bölümlerden meydana gelmektedir. Eleman sayısı belirlenirken ağ çözünürlüğünün, pili oluşturan katman yüzeylerinin normali doğrultusunda artırılması stratejisi uygulanmıştır. Hacimsel elemanlara bölünerek ağ yapısı oluşturulmuş model Şekil 3.14’te verilmiştir. Şekil 3.14. Ağ yapısı oluşturulmuş sayısal pil modeli Başlangıçta membran, KT ve GDT dahil her bir katman kalınlığı iki birim elemana bölünmüştür. Bu işlem sonunda elde edilen eleman sayısı 647264 dür. Elde edilen ağ yapısı ile 2 Atm basınç, 45℃ pil sıcaklığında ve diğer operasyon koşuları önceki bölümde belirtilen ortak operasyon koşulları altında 0.4 volt gerilim değeri için analiz yapılmıştır. Analiz sırasında iki iterasyon arasında geçen süre, akım değeri, hidrojen, oksijen ve su arasındaki hata değerleri kaydedilmiştir. Aynı işlemler üç, dört ve beş ağ katmanlı olarak tekrarlanarak analizlere devam edilmiştir. Membran, KT ve GDT tabakalarının dört katmana bölünmesi ile elde edilmiş ağ yapısı kesitleri Şekil 3.15 a ve b’de verilmiştir. 94 a b Şekil 3.15. Dört katmanlı ağ yapısına sahip sayısal model kesiti Eleman sayısının artması, işlemci yükünü artırarak, işlem süresinin uzaması ile sonuçlanmıştır. Öte yandan eleman sayısının artması ile akım değerinin sabitlendiği değerler arsındaki fark azalırken reaktant ve ürünler arasındaki hata miktarları da azalmaktadır. En düşük hatanın ve akım değerindeki değişimin, beş katmanlı olarak hazırlanan ve 748084 elemandan oluşan çözümde elde edildiği görülürken; yine en yüksek işlem süresinin de 8 saniye ile yine bu koşulda ortaya çıktığı görülmüştür. Çizelge 3.6’da eleman sayısına karşılık akım değeri, çözüm süresi ve reaktant hataları verilmiştir. Dört katmanlı çözüm ile beş katmanlı çözüm sonuçlarından; akımlar arasındaki farkın 95 0.02 A, hidrojen hatasının 7.98·10-6 Oksijen hatasının 7.30·10-6 ve su hatasının 1.25·10- 5 olduğu görülmüştür. Tabakaların dört katmana bölünmesi ile ede edilen ağ yapısının, işlem doğruluğu ve analiz süresi kısıtları altında kabul edilebilir çözünürlüğü sağladığına karar verilmiştir. Çizelge 3.6. Ağ eleman sayısına karşılık akım, hata ve süre değerlerinin değişimi Reaktant Hataları İterasyon Eleman Akım Değeri H2 O2 H2O Süresi Sayısı (A) (sn) 2 Katman 445624 0,3087 1,62E-05 9,87E-06 5,67E-05 2 3 Katman 546444 0,6752 2,34E-05 8,02E-06 1,88E-05 3 4 Katman 647264 0,6307 7,98E-06 7,30E-06 1,25E-05 5 5 Katman 748084 0,6107 4,79E-06 6,27E-06 1,05E-05 8 3.5.2. Sayısal modelin iterasyon sayısından bağımsızlaştırılması Sayısal hesaplamalarla elde edilecek sonucun iterasyon sayısından bağımsızlaştırılması işlemi için pilden alınan akım yoğunluğu ve hidrojen, oksijen, su hataları parametre olarak referans alınmıştır. Literatürden edinilen bilgiler ve yapılan analizlerden edinilen deneyimler ışığında; akım yoğunluğu değerinin nihai değere oturmadan önce bir süre pozitif hata ile ilerlediği yani akım yoğunluğu çıktısının arttığı anlaşılmıştır. Daha sonra akım yoğunluğu değerinin negatif hataya dönerek nihai değere oturmaya başladığı görülmüştür. Şekil 3.16’da görüldüğü gibi akım yoğunluğu değerinin iterasyon sayısına göre verildiği grafikte bir tepecikten sonra eğrinin yatay yönelim göstermesi beklenmektedir. Bir tepecik formasyonu ile kendini gösteren pozitif hatadan negatif hataya geçiş sağlandıktan sonra; iterasyonlar arasında akım yoğunluğu değerlerinin değişiminin 0.034 A/cm2’nin altına düşmesi, doğruluk seviyesi olarak yeterli kabul edilmiştir. 15000’inci iterasyona gelindiğinde kabul edilebilir fark değerine ulaşılmış olup; işlem zamanın da iktisatlı kullanımı dikkate alınarak çözümlemelerin 15000 iterasyon basamağında gerçekleştirilmesi kararlaştırılmıştır. Yine aynı grafikte hidrojen, oksijen ve su türlerine ait hata değerlerinin her bir iterasyonla değişimi verilmiş olup; yaklaşık 12000 inci adımda kabul edilebilir hata değerinin altına düşmüş oldukları tespit edilmiştir. Buna karşın akım yoğunluğu değerindeki fark istenen değerin altına düşmediği için; iterasyon sayısının tespitinde akım yoğunluğu değeri belirleyici olmuştur. 96 Akım yoğunluğu H2 O2 H2O 0,8 6,E-04 0,7 5,E-04 0,6 0,5 4,E-04 0,4 3,E-04 0,3 2,E-04 0,2 0,1 1,E-04 0 0,E+00 0 5000 10000 15000 20000 İterasyon Sayısı Şekil 3.16. Akım yoğunluğu değeri ve H2, O2, H2O hatalarının iterasyon sayısı ile değişimi 3.5.3 Sayısal model çözüm denklemleri ve sayısal model bileşen parametreleri Ansys Fluent PEM Fuel Cell Module içinde hesaplamalar; yakıt pili içinde aynı anda gerçekleşen farklı mekanizmalara ait matematik denklemlerin eş zamanlı olarak çözülmesi ile yapılmaktadır. Bunun yanında temel modellere ek olarak sıvı su üretimi ve transferi, gözenekli tabakalarda maddelerin transferi modelleri de çözdürülmektedir. PEM yakıt pili modülü içinde temelini anot ve katot tarafında gerçekleşen reaksiyonların oluşturduğu elektrokimyasal model, farklı çalışma grupları tarafından geliştirilen modellerin yazılıma entegre edilmesi ile elde edilmiştir (Kulikovsky 1999, Mazumder ve Cole 2003, Um et al. 2000). Üçüncü bölümde detaylı olarak anlatılan yakıt pili elektrokimyasına ait denklemler ve enerji denklemine ek olarak; Denklem 3.1’deki süreklilik ve Denklem 3.2’deki momentum denklemleri çözülmektedir. 𝜕𝜌 + ∇ ∙ (𝜌𝑣) = 0 (3.1) 𝜕𝑡 Burada ?⃗? akışkanların hız alan vektörünü, 𝑆𝑚 ise kaynak terimi temsil etmektedir. 𝜕(𝜌𝑣) + 𝛻 ∙ (𝜌𝑣𝑣) = −∇𝑝 + ∇(𝜇∇v) + 𝑆 𝑑𝑡 𝑚 (3.2) Buradan µ karışımın viskozitesi, p statik basınç, ρ özgül ağırlık Sm momentum kaynak terimi temsil etmektedir. 97 Akım Değeri (A/cm2) İterasyonlar Arası Hata PEM yakıt pilinin sayısal modellemesinde kütlenin korunumu ve momentum korunumu denklemlerine ek olarak;  Enerjinin korunumu  Türlerin korunumu  Yükün korunumu Denklemleri de çözülmektedir. İlgili denklemler; yakıt pili modelini oluşturan BPP, gaz kanalları, GDT, KT ve membranı temsil eden bölümlerden uygun olanlar için çözülmektedir. Denklem 3.3’de verilen enerjinin korunumu denklemi yakıt pili modelini oluşturan tüm bölümler için çözülmektedir. Reaksiyon sonucu pil içinde oluşan, akışkanlarla taşınan, katmanların sahip olduğu elektriksel direnç nedeni ile oluşan ısı ile beraber pil dış yüzeyinden gerçekleşen ısı geçişi sonucu ortaya çıkan sıcaklık değişimlerinin çözümlenmesinde kullanılmaktadır. ∂T (ρcp) + (ρc ) (v ∙ ∇T) = ∇ ∙ (k ∇T) + S (3.3) etkin ∂t p eff etkin e Burada; cp: Karışımın ortalama özgül ısısı, J/kgK T: Sıcaklık, K k: Isıl iletkenlik, W/mK Sc: Enerji kaynak terimi Denklem 3.4’de verilen türlerin korunumu denklemi, pil içindeki kimyasal bileşenlerin her birinin ayrı ayrı korunumunu ifade etmektedir. Türlerin korunumu denklemleri; bir çoğu gözenekli katmanlardan oluşan yakıt pili modelinde reaktantların gözenekli katmanlar arasındaki geçişi sırasında ortaya çıkan değişimlerin çözümünü de barındırmaktadır. ∂(ερxi) + ∇ ∙ (vερx ∂t i ) = ∇ ∙ (ρDi,etkinxi) + Ss,i (3.4) Burada; ℇ: Gözeneklilik 98 xi: Türlerin kütlesel oranı. i indisi hidrojen, oksijen, su buharı, azot, sıvı su gibi bileşenlerin her birini ifade eder. Di,etkin: Türlerin her biri için gözeneklilik ve bükümlülüğün bir fonksiyonu olarak hesaplanan etkin difüzyon katsayısı Etkin difüzyon katsayısı Denklem 3.5’teki gibi hesaplanabilir. Di,etkin = D τ iε (3.5) Burada; τ: Bükümlülük Pil içerisinde elektriksel yükün transferi yük korunum denklemleri ile ifade edilmektedir. Elektriksel yük geçişi Denklem 3.6’da verilen elektriksel yük korunum denklemi ile ifade edilirken; membran üzerinde gerçekleşen iyon geçişi Denklem 3.7’de verilen iyonik yük korunumu denklemi ile ifade edilmektedir. ∇ ∙ (κk,etkin∇Ek) = SE,k (3.6) ∇ ∙ (κm,etkin∇Em) = SE,m (3.7) Burada; κk,etkin: Katı bileşenin (GDT gibi) elektriksel iletkenliği, S/cm κm,etkin: Elektrolitin (Mebran ve katalizör gibi) iyonik iletkenliği, S/cm Ek: Katı bileşenin potansiyeli, volt Em: Elektrolit potansiyeli, volt SE: Hacimsel akım transferi kaynak terimi Sayısal çözümler için hazırlanan modelde kullanılan referans değerler ve bileşenlere ait fiziksel ve kimyasal özellik parametreleri Çizelge 3.7’de verilmiştir. Referans değerler belirlenirken literatürde yaygın kabul görmüş değerler ve bu tez kapsamında yapılan deneysel çalışmalar sırasında yapılan çıkarımlar sonucunda belirlenmiştir. Bileşenlere ait fiziksel ve kimyasal özellik parametreleri, bileşen üreticileri tarafından sağlanan veriler kullanılarak elde edilmiştir. Sayısal modelde uygulanan işletme parametreleri deneysel çalışmada verilen ortak işletme parametreleri çizelgesinde verilenlerle aynıdır. 99 Çizelge 3.7. Sayısal model referans parametreleri ve bileşen özellikleri Parametre İlgili Bölüm Birim Anot Katot Refereans Akım Yoğunluğu 10000 20 A/m2 Rerans konsantrasyon 1 1 kmol/m3 Konsantrasyon Katsayısı 0.5 1 Değişim Katsayısı (a) 1 1 Değişim Katsayısı (b) 1 1 Açık Devre Gerilimi 0.98 Volt Toplan Sızıntı Akımı 0 Amper Çok Faz Parametreleri GDT için gözenek tıkama 2.5 Transfer yükü için gözenek tıkama 2.5 Bağıl Geçirgenlik için Katsayı 3 KT Parametreleri Gözeneklilik 0.5 0.5 12 12 Viskoz Direnç 1·10 1·10 1/m2 Yüzey/Hacim Oranı 200000 200000 1/m Membran Parametreleri Eşdeğer Ağırlık 1100 kg/mol Proton İletkenliği Katsayısı 1 Proton İletkenliği Üssü 1 GDT Parametreleri Gözeneklilik 0.5 0.5 Viskoz Direnç 1·1012 1·1012 1/m2 100 4. BULGULAR 4.1. Dört Kanallı Serpantin Akış Alanında Pil Sıcaklığı-Performans İlişkisi Dört kanallı serpantin akış alanında sıcaklığın performans üzerine etkileri 20◦C, 45◦C ve 70◦C pil sıcaklıkları için her bir işletme basınç değerleri sabit tutularak deneysel olarak araştırılmıştır. 20℃ pil sıcaklığı için maksimum güç yoğunluğu, 0,34 A/cm2 akım yoğunluğunda 0,135 W/cm2 olarak ölçülürken 45℃ pil sıcaklığı için 0,37 A/cm2 de 1,55 W/cm2 ve 70℃ pil sıcaklığı için 0,39 A/cm2 de 0,156 W/cm2 olarak ölçülmüştür. Şekil 4.1’de dört kanallı serpantin akış alanına sahip tek hücreli yakıt pilinin 1 atm simetrik işletme basıncı altında farklı sıcaklıklardaki gerilim-akım yoğunluğu (I-V) ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu eğrileri verilmiştir. Yakıt pilinden elde edilen maksimum güç yoğunlukları ele alındığında en düşük güç yoğunluğunun 20◦C pil sıcaklığında elde edildiği tespit edilmiştir. Pil sıcaklığı 45◦C ve 70◦C’ ye yükseltildiğinde 20◦Clik güç yoğunluğuna göre sırayla %15,1 ve %15,8 daha yüksek güç yoğunluğu elde edildiği belirlenmiştir. 1 Atm 1,2 0,18 0,16 1 0,14 0,8 0,12 0,1 0,6 0,08 0,4 0,06 0,04 0,2 0,02 0 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 20C I-V 45C I-V 70C I-V 20C Güç 45C Güç 70C Güç Şekil 4.1. 1 atm işletme basıncı altında farklı pil sıcaklıkları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri I-V eğrisinin 0,1 ile 0,3 A/cm2 akım yoğunluğu aralığındaki bölümünde 70℃ pil sıcaklığında yapılan ölçümle elde edilen gerilim değerinin 45℃ pil sıcaklığı ile yapılan ölçüm değerlerinden daha düşük olduğu gözlenmiştir. Omik kayıpların baskın olduğu 101 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/cm2) akım bölgesinde gözlenen bu senaryo, 70℃ pil sıcaklığında işletilen pile ait membranın kuruma eğilimine girdiğine işaret etmektedir. Kuruma eğilimine giren membranın iyonik iletkenliğinin düşmesi, omik kayıp bölgesinde gerilimdeki düşüşe yol açarak membran kurumasının bir göstergesi olarak ortaya çıkmaktadır. Halihazırda katot tarafı nemlendirilmeden yapılan bu ölçümlerde; pilin düşük akım yoğunluğu bölgesinde işletilmesi membran nemlendirmesi için gereken su üretimin de düşük olmasına neden olmuş ve kuruma etkilerini şiddetlendirmiştir. Şekil 4.2’ de pilden okunan maksimum gerilim değeri olan açık devre gerilimi ile her bir akım yoğunluğunda okunan gerilim değeri arasındaki farklarla elde edilmiş gerilim kaybı-akım yoğunluğu grafiği görülmektedir. 70℃ pil sıcaklığında yapılan testlerde gerilim kaybının 45℃ pil sıcaklığı ölçümlerinden daha yüksek olduğu gözlemlenmektedir. Buna karşın akım yoğunluğunun artması ile birlikte pilde reaksiyon ürünü şeklinde üretilen su miktarının arttığı ve suyun kuruma etkilerini azaltması sonucu; gerilim kaybının azaldığı gözlemlenmiştir. 20 C 45 C 70 C 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 Akım Yoğunluğu (A/cm2) Şekil 4.2. 1 atm işletme basıncı altında farklı pil sıcaklıkları için gerilim kaybının akım yoğunluğu ile değişimi Şekil 4.3a ve b’ de, membran orta katmanından 0,2 A/cm2 akım yoğunluğunda alınan proton iletkenliği değerlerine ait konturlar sırayla 45℃ pil sıcaklığı için ve 70℃ pil sıcaklığı için verilmiştir. 45℃ pil sıcaklığında proton iletkenliğinin okunan en yüksek değeri 8,217 siemens/m iken 70℃ pil sıcaklığında bu değer 8,037 siemens/m’ ye düşmektedir. Proton iletkenliğinin pilin genel performansı üzerine etkilerinin ve membran kuruma etkilerinin daha net anlaşılabilmesi için; proton iletkenlik değerinin yüzey ve membran hacim ortalamaları cinsinden ele almak faydalı olacaktır. Proton 102 ∆V=Vmaks-V (Volt) iletkenlik değerinin membran toplam kalınlığının ortasındaki yüzey ortalaması 45℃ pil sıcaklığı için 5,491 siemens/m iken 70℃ pil sıcaklığında bu değer 5,460 siemens/m dir. Membran kalınlığı boyunca proton iletkenliği farklı olabileceği için okunan proton iletkenliğinin hacim ortalaması değerleri de incelenmiş olup; 45℃ ve 70℃ pil sıcaklıkları için sırayla 5,463 ve 5,435 siemens/m dir. a b Şekil 4.3. 0,2 A/cm2 akım yoğunluğunda membran orta katmanında 45℃ (a) ve 70℃ (b) pil sıcaklıklarındaki proton iletkenliği konturları. 70℃ ve 45℃ pil sıcaklığında 1atm işletme basıncında sadece anot tarafında nemlendire uygulanarak işletilen yakıt pilinin 0,2 A/cm2 akım yoğunluğunda işletilmesi durumunda elde edilen membran orta yüzeyindeki su muhteviyatı konturları Şekil 4.4 a ve b de sırayla 103 70℃, 45℃ için verilmiştir. Ayrıca Şekil 4.4 c’de membran orta yüzeyi su muhteviyat farkları kontur olarak verilmiştir. Konturlardan anlaşılacağı gibi membran proton iletkenliğinin daha düşük olduğu 70℃ pil sıcaklığında membran su muhteviyatının yüksek olduğu kırmızı renkle işaretli alanın 45℃’lik pil sıcaklığı koşullarına göre daha küçük bir alan kapladığı görülmektedir. Fark konturlarında anot giriş manifoldu çevresinde ve alt orta bölümde su muhteviyatı farkının belirginleştiği görülmektedir. Su muhteviyatı değerlerinin yüzey ortalaması 70℃ pil sıcaklığı için 8,612 iken 45℃ pil sıcaklığı için 8,885 olarak ölçülmüştür. Membran kalınlığı boyunca su muhteviyatı değerlerinin farklı olabileceği dikkate alındığında; toplam membran hacminin sahip olduğu ortalama membran su muhteviyatının ele alınması faydalı olacaktır. 70℃ pil sıcaklığında mebran hacminin ortalama su muhteviyatı değeri 8.507 iken 45℃ için bu değer 8,776’dır. Membran kuruma etkilerinin; düşük basınç ve düşük akım yoğunluğunda işletilmekte olan bir yakıt pilinde sıcaklıkla birlikte artış gösterdiği anlaşılmaktadır. 104 a b c Şekil 4.4. 0,2 A/cm2 akım yoğunluğunda membran orta katmanında 45℃ (a) ve 70℃ (b) pil sıcaklıklarındaki su muhteviyatı konturları ve fark konturu (c) Yakıt pili performansının pil sıcaklığı ile ilişkisi 2 atm sabit işletme basıncı altında ele alındığında; sıcaklıklara göre elde edilen performans eğrileri Şekil 4.5’te verilmiştir. 20℃ pil sıcaklığında yapılan ölçümlerde en düşük güç yoğunluğu çıktısı 0,33 A/cm2 akım yoğunluğunda 0,138 W/cm2 olarak ede edilirken; 45℃ de yapılan ölçümlerde %22 ve en yüksek güç yoğunluğunun elde edildiği 70℃ de yapılan ölçümlerde %40 güç yoğunluğu artışı gözlenmiştir. Sıcaklığın performans üzerindeki etkilerinin, işletme basıncının artışı ile birlikte daha belirgin hale geldiği anlaşılmıştır. Öte yandan, 70℃ pil sıcaklığında görülen kuruma etkilerinin azaldığı tespit edilmiştir. 105 2 Atm 1,2 0,2 0,18 1 0,16 0,14 0,8 0,12 0,6 0,1 0,08 0,4 0,06 0,04 0,2 0,02 0 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 20C I-V 45C I-V 70C I-V 20C Güç 45C Güç 70C Güç Şekil 4.5. 2 atm işletme basıncı altında farklı pil sıcaklıkları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri Özel olarak membranın proton iletkenliği ve su muhteviyatı ile ilgilenilmediği durumda membranın ohmik direnci hakkında bu parametreler kullanılarak bir kestirim yapmak yerine; membran ohmik direncine ulaşmak için membran kesitindeki akım yoğunluğu ile ohmik ısı kaynağı terimleri pratik bir araç olarak kullanılabilir. Su kaybetmesi nedeni ile proton iletkenliğini kaybeden membranın iç direnci de yükselmekte ve üzerinden akım geçtiğinde akımın karesi ile orantılı olarak daha yüksek ohmik direnç ısısı üretme eğilimine girmektedir. Şekil 4.6’da 2 atm sabit işletme basıncı altında ve 0,2 A/cm2 akım yoğunluğunda 45℃ ve 70℃ pil sıcaklığı için membran orta yüzeyinde ohmik ısı kaynağı dağılımları verilmiştir. 106 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/cm2) Şekil 4.6. 2 atm sabit işletme basıncı gerilimi altında ve 0,2 A/cm2 akım yoğunluğunda 45℃ ve 70℃ pil sıcaklığı için membran orta yüzeyinde ohmik ısı kaynağı dağılımları Şekil 4.6’da görüldüğü gibi kurumaya bağlı direnci artan membran, üzerinden geçen akıma bağlı olarak 70℃ pil sıcaklığında işletilen pilin membranında yerel olarak daha yüksek ısı açığa çıktığı görülmektedir. Fakat bu durum tek başına membran kuruması hakkında net bir kanıya varılması için yeterli değildir. Membran yüzeyi boyunca artan ısı kaynağı teriminin tek bileşeni, Denklem 4.1’de görüldüğü gibi, sadece membran direnci olmayıp; ısı kaynağı terimi akımın karesi ile de doğru orantılıdır. O halde ohmik ısı kaynağı terimini akım şiddetinden bağımsızlaştırarak membran ohmik direncini elde etmek için ifadenin membran kesitindeki akım yoğunluğunun karesi ile sadeleştirilmesi, membran ohmik direncine erişilmesini sağlamıştır. Sadeleştirme işlemine geçilmeden önce birim metreküp hacim başına hesaplanan ortalama ohmik ısı üretim miktarı, 1,408·10-6 m3 olan membran hacmi ile çarpılmıştır. Öte yandan membran orta kesitinden birim m2 başına hesaplanan ortalama akım yoğunluğu membran aktif yüzey alanı olan 5,041·10-3 m2 ile çarpılarak boyutsal bütünlük sağlanmıştır. ?̇? = 𝑖2 ∙ 𝑅 (4.1) 2 atm sabit işletme basıncı altında membran ohmik direnci 45℃ pil sıcaklığı için 6,525·10-3ohm olarak hesaplanırken 70℃ pil sıcaklığı için 6,849·10-3 ohm olarak hesaplanmıştır. Elde edilen sonuçlardan da anlaşılabileceği gibi pilin 70℃ sıcaklıkta işletilmesi durumunda membran ortalama direnci 45℃ pil sıcaklığında işletilen duruma 107 göre daha yüksektir. Membran direnç değerleri her ne kadar birbirine yakın olsa da; 70℃ pil sıcaklığında membran kuruma etkilerinin hala devam ettiği görülmektedir. Performansın sıcaklıkla değişimi olgusunun, en yüksek işletme basıncı olan 3 atm de test edilmesi ile elde edilen performans eğrileri Şekil 4.7’ de verilmiştir. En düşük maksimum güç yoğunluğu değeri yine 20℃ pil sıcaklığında 0,33 A/cm2 kaydedilirken; performans artışı 45℃ pil sıcaklığına çıkıldığında %15 ve 70℃ pil sıcaklığına çıkıldığında %54 olarak gözlenmiştir. 3 Atm 1,2 0,25 1,0 0,2 0,8 0,15 0,6 0,1 0,4 0,05 0,2 0,0 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 20C I-V 45C I-V 70C I-V 20C Güç 45C Güç 70C Güç Şekil 4.7. 3 atm işletme basıncı altında farklı pil sıcaklıkları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri Farklı sıcaklıklarda test edilen yakıt pilinde, 0,135 W/cm2 ile 0,139 W/cm2 arasında değişen değerlerle, en düşük güç yoğunluğu çıktısının belirgin bir şekilde 20℃ pil sıcaklığında gözlenmiştir. I-V eğrilerinde neredeyse lineer seyreden omik kayıp bölgesinin sonlanıp artan eğimli bir yay formasyonu şeklinde gözlenen konsantrasyon kaybı yoğun bölge, 20℃’ lik pil sıcaklığına sahip testlerde daha düşük akım yoğunluklarında gözlenmiştir. Buna karşın pil sıcaklığının, reaktantların nemlendirildiği sıcaklık değeri olan 70℃’ ye yaklaşması ile birlikte konsantrasyon kayıpları daha yüksek akım yoğunluklarında ortaya çıkmıştır. Bunun nedeni, anot tarafından beslenen nemlendirilmiş reaktant içindeki su buharının daha soğuk olan pil bileşenlerinin yüzeyinde yoğuşarak; reaktantların KT tabakasına ulaşmasını engellemesi şeklinde açıklanabilmektedir. Deneyler sonucunda nemlendirme sıcaklığının, pil sıcaklığına yakın bir değerde seçilmesinin, su akıntısının önüne geçilmesine katkı sağlayacağı anlaşılmıştır. 108 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/cm2) 20℃ sıcaklıkta yapılan testlerde sıvı su akıntısı etkileri görülmesine rağmen; Şekil 4.2’de görülen gerilim kayıpları eğrisinin lineer formda devam etmesi, membranın suya doyduğunu ve kuruma kaynaklı bir iyonik direnç artışı yaşanmadığına işaret etmektedir. 4.2. Dört Kanallı Serpantin Akış Alanında İşletme Basıncı-Performans İlişkisi Dört kanallı serpantin akış alanına sahip yakıt pili numunesinin performans ve işletme basıncı ilişkisi 1atm, 2 atm ve 3 atm basınç değerleri ile yapılan testler sonucunda elde edilmiştir. Katot tarafı nemlendirilmeden testleri yapılan bu çalışmada 20℃ sabit pil sıcaklığında basınca bağlı performans eğrileri Şekil 4.7’ de verilmiştir. Sabit sıcaklıkta 1 atm işletme basıncından 2 atm işletme basıncına geçildiğinde güç yoğunluğu artışının %0.81 olduğu görülmüştür. Öte yandan 1 atm işletme basıncından 3 atm işletme basıncına çıkıldığında ise; güç yoğunluğundaki artışın %1.04 olduğu belirlenmiştir. Nernst eşitliğinden bilindiği üzere; işletme basıncının artışı ile birlikte yakıt pili performansının düzenli olarak artması beklenmektedir. Buna karşın; basınçla birlikte performans artışı oldukça düşük seviyelerde gerçekleşmiştir. Yüksek işletme basıncının su buharının doyma sıcaklığını düşürmesi nedeni ile, sıvı su akıntısının şiddeti artmış olup; beklenen performans artışı gözlenememiştir. Önceki bölümde izah edildiği gibi 20℃ gibi nemlendirici doyma sıcaklığından daha düşük sıcaklıkta olan yakıt pilinde halihazırda devam eden sıvı su akıntısı probleminin basınç artışı ile birlikte şiddetlendiği görülmüştür. 20°C 1,2 0,16 0,14 1 0,12 0,8 0,1 0,6 0,08 0,06 0,4 0,04 0,2 0,02 0 0 0 0,2 0,4 0,6 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 1 Atm I-V 2atm I-V 3Atm I-V 1 Atm Güç 2 Atm Güç 3 Atm Güç Şekil 4.7. 20℃ pil sıcaklığı altında farklı işletme basınçları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri 109 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/cm2) Yapılan sayısal analiz sonuçlarında sıvı su aktivitesi konturları, kontrol hacmi içerisindeki suyun sıvı halde olan kısmı ile ilgili en net bilgi veren araçlardan biridir. Sıvı su aktivitesi değerinin 1’ den büyük olması, kontrol hacmi içindeki su moleküllerinin sıvı halde olduğunu göstermektedir. Şekil 4.8’ de 20℃ sabit pil sıcaklığı için 1atm, 2atm ve 3 atm işletme basınçları altında anot gaz kanallarını orta yüzeyinde sıvı su aktivitesi değerinin 1,5 olduğu eş yüzey konturları verilmiştir. Şekil 4.8 a’ da verilen 1 atm işletme basıncında yoğuşma konturlarının giriş manifoldundan başlayarak pil kenarına yakın kanalların akış uzunluğu fazla olanlarda ağırlıklı olarak gözlendiği tespit edilmiştir. Basıncın 2 atm değerine yükseltilmesi ile birlikte sıvı suyun kapladığı alanın; genişleyerek birden fazla kanalı tamamen dolduracak şekilde özellikle ikinci dönüş bölgesinde yoğunlaştığı görülmüştür. Son olarak işletme basıncının 3 atm değerine yükseltilmesi, Şekil 4.8 c’ de görüldüğü gibi, sıvı su tutulumunun beşinci dönüş bölgesini de kapsayacak şekilde geniş bir alana yayılmasına neden olmuştur. Kanal içi su akıntısının artan işletme basıncı ile birlikte güçlenerek baskın hale geldiği sayısal analiz sonuçlarında da anlaşılmıştır. 110 a b c Şekil 4.8. 20℃ pil sıcaklığı altında 1atm (a), 2 atm (b) ve 3 (atm) işletme basınçları altında 1,5 sıvı su aktivite değeri eş yüzey konturları 45℃ sabit pil sıcaklığı altında farklı işletme basınçları için yapılan test sonuçlarına ait performans eğrileri Şekil 4.9’ da verilmiştir. Buna göre 1 atm basınçtan 2 atm basınca geçerken maksimum güç yoğunluğu %6,7 artarken; 3 atm işletme basıncı uygulandığında elde dilen maksimum güç yoğunluğu %9.4 oranında artmıştır. 1 atm işletme basıncından 1 atm işletme basıncından 2 atm ve 3 atm işletme basıncına geçildiğinde güç yoğunluğu eğrileri arasındaki fark belirgin bir şekilde ayırt edilirken; 2 atm işletme basıncından 3 atm işletme basıncına geçildiğinde performans artışı daha düşük olmuştur. Basınç artışı ile birlikte pildeki güç çıkışında elde edilen artış oranları yükselmesine rağmen hala sıvı su akıntısı etkilerinin mevcut olduğu tespit edilmiştir. Bu test koşulunda Nernst etkileri belirginleşmesine rağmen; 45℃’lik pil sıcaklığının hala anot tarafı nemlendirme 111 sıcaklığından düşük olması nedeni ile cidardaki yoğuşmalardan dolayı akıntı halinde olan pilde, basınç artışı ile birlikte elde edilen performans artışı sınırlı düzeyde olmuştur. 45°C 1,2 0,18 0,16 1,0 0,14 0,8 0,12 0,1 0,6 0,08 0,4 0,06 0,04 0,2 0,02 0,0 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 1 Atm I-V 2 Atm I-V 3Atm I-V 1 Atm Güç 2 Atm Güç 3 Atm Güç Şekil 4.9. 45℃ pil sıcaklığı altında farklı işletme basınçları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri 70℃ sabit pil sıcaklığı altında yapılan testlerde pil performansının basınçla değişimi grafikleri Şekil 4.10’ da verilmiştir. 1 atm işletme basıncından 2 atm işletme basıncına geçildiğinde maksimum güç yoğunluğundaki artış oranı %21,7 olarak kaydedilmiştir. 1 atm işletme basıncı 3 atm ye yükseltildiğinde, güç yoğunluğundaki artış %34,7 oranında gerçekleşmiştir. 70℃ pil sıcaklığı altında farklı işletme basınçlarında yapılan testlerde Nernst kaynaklı performans artışı belirgin bir şekilde görülmektedir. Bununla birlikte, membrandaki kuruma kaynaklı etkilerin her üç basınç seviyesinde de baş gösterdiği tespit edilmiştir. 0,1-0,4 A/cm2 aralığındaki ohmik kayıplar baskın bölgede basınç artışı ile birlikte gerilim kaybının azaldığı görülmektedir. Pil sıcaklığının yüksek olması nedeni ile ortaya çıkan kuruma etkileri, artan işletme basıncı ile baskılanmıştır. İşletme basıncının artması doyma sıcaklığını yükseltmekte ve membranın yeterince nemli kalmasını sağlamaktadır. 0,6 A/cm2 akım yoğunluğunu üzerindeki konsantrasyon kayıpları baskın bölgede sonuçlar ele alındığında, 2 atm işletme basıncı ile 3 atm işletme basıncında işletilen pillerin aynı gerilim değerlerini yakalayarak benzer davranışlar sergilediği görülmektedir. Bu durum, bütün işletme basınçları için düşük akım yoğunluklarında üretilen suyun ve anot tarafından yapılan nemlendirmenin, membranı yeterince nemli 112 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/cm2) tutmaya yeterli olmadığını göstermektedir. Buna karşın 3 atm işletme basıncında yüksek akım yoğunluğu bölgesinde suyun doyma sıcaklığının düştüğü ve üretilen su miktarının fazlalık oluşturarak yoğuşmak suretiyle konsantrasyon kayıplarına yol açtığı şeklinde açıklanmaktadır. 70°C 1,2 0,25 1,0 0,2 0,8 0,15 0,6 0,1 0,4 0,05 0,2 0,0 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 1 Atm I-V 2Atm I-V 3Atm I-V 1 Atm Güç 2 Atm Güç 3 Atm Güç Şekil 4.10. 70℃ pil sıcaklığı altında farklı işletme basınçları için gerilim-akım yoğunluğu ve güç yoğunluğu-akım yoğunluğu grafikleri PEM yakıt pillerinde maksimum güç yoğunluğunun görüldüğü akım yoğunluğu değeri sınırlayıcı akım yoğunluğu olup; kimyasal reaksiyonun gerçekleşmesi için gereken iyon akısı ile ilişkilidir. Reaksiyon bölgesine iyon akısı veya reaktant akısının yetersiz kaldığı durumlarda reaksiyon hızının düşmesi ile kendini gösteren yoksunluk durumu ortaya çıkmaktadır. Bu nedenle sınırlayıcı akım yoğunluğu su akıntısı ile ilgili bir gösterge olarak kullanılabilir. Şekil 4.11’de sınırlayıcı akım yoğunluğunun her bir sabit pil sıcaklığı için basınçla değişimi grafiği verilmiştir. 20℃ pil sıcaklığında sınırlayıcı akım yoğunluğu beklenenin aksine basıncın artışı ile birlikte düşmüştür. İşletme basıncının sınırlayıcı akım yoğunluğunu yükselttiği bilinmesine rağmen; ortaya çıkan bu senaryo daha önce de bahsedildiği gibi mevcut koşullarda bir sıvı su akıntısının göstergesi olarak tanımlanabilir. Bu sıcaklık değerinde işletme basıncındaki artış yoğuşma sıcaklığını düşürerek su akıntısını şiddetlendirmiştir. 45℃ pil sıcaklığında su akıntısı etkileri hissedilmesine rağmen; sınırlayıcı akım yoğunluğu değeri basınçla birlikte artış göstermiştir. 70℃ pil sıcaklığında 1 atm ile 2 atm işletme basıncı geçişinde akım 113 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/cm2) yoğunluğu değeri basınçla birlikte belirgin bir artış göstermiştir. Bu aralıkta bir su akıntısının olmadığı görülmektedir. Buna karşın 2 atm işletme basıncından 3 atm işletme basıncına geçildiğinde sınırlayıcı akım yoğunluğu değerinin düşmesi su akıntısının başladığının ve reaktantların katalizör tabakasına ulaşmasını engellediğinin göstergesidir. 20C 45C 70C 0,62 0,57 0,52 0,47 0,42 0,37 0,32 0,27 0,22 0,8 1,6 2,4 3,2 İşletme Basıncı (Atm) Şekil 4.11. Sınırlayıcı akım yoğunluğunun pil sıcaklığı ve işletme basıncı ile değişimi Görüldüğü gibi su akıntısından kurumaya doğru giden deney koşullarından 45℃ pil sıcaklığı ve 2 atm işletme basıncı koşulları; su akıntısı etkilerini taşırken basınç artışına bağlı Nernst etkilerinin de gözlemlenebildiği bir koşuldur. 4.2. Ara Rezervuarlı Dört Kanallı Serpantin Akış Alanının Performans Özellikleri Akış uzunluğu boyunca reaktantların tüketilmesi ve kanal içindeki kayıplar nedeni ile kanallar arasında basınç farkları ortaya çıkmaktadır. Kanallar arasında meydana gelen basınç ve konsantrasyon farkı, belli bir seviyeye kadar omuz altı konveksiyon mekanizmasını destekleyerek reaktantların aktif alana ulaşmasında katkı sağlamaktadır. Buna karşın; komşu kanallar arasındaki farkın aşırı fazlalığı, reaktantların katalizör tabakası yüzey normali doğrultusu yerine yüzeye paralel olarak akmasına ve konsantrasyon kayıplarına neden olma potansiyeline sahiptir. Kanallar arasındaki basınç ve konsantrasyon farkını dengelemek için hazırlanan ara rezervuarlı akış alanının performansı deneysel olarak incelenmiştir. 1 atm işletme basınç ve 45℃ pil sıcaklığı koşulları altında yapılan performans deneyleri sonucunda elde edilen Akım-Gerilim ve Akım-Güç eğrilerinden oluşan grafik Şekil 4.12’ de verilmiştir. 114 Sınırlayıcı Akım Yoğunluğu (A/cm2) 45 C 1 Atm Ara Rezervuar 1,20 0,18 0,16 1,00 0,14 0,80 0,12 0,1 0,60 0,08 0,40 0,06 0,04 0,20 0,02 0,00 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 Akım Yoğunluğu (A/cm2) Ara Rez. I-V Ara Rez. Güç Şekil 4.12. 45 ℃ pil sıcaklığı ve 1Atm işletme basıncında ara rezervuarlı akış alanı Akım- Gerilim ve Akım-Güç eğrileri 1 Atm işletme basıncı ve 45℃ pil sıcaklığı altında ara rezervuarlı akış alanına sahip yakıt pili üzerinde yapılan performans deneyleri sonucunda maksimum güç değerinin 0,171 W/cm2 olduğu tespit edilmiştir. Maksimum güç yoğunluğuna 0,421 Volt gerilim değerinde ulaşılırken sınırlayıcı akım yoğunluğu, 0,406 A/cm2 olmuştur. Ara rezervuarlı akış alanına sahip yakıt pili ve aynı koşullarda test edilmiş dört geçişli serpantin akış alanına sahip pillerin Akım-Gerilim ve Akım-Güç eğrileri Şekil 4.13’ de verilmiştir. 1,20 0,18 0,16 1,00 0,14 0,80 0,12 0,1 0,60 0,08 0,40 0,06 0,04 0,20 0,02 0,00 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 4 Serp I-V Ara Rez. I-V 4 Serp Güç Ara Rez. Güç Şekil 4.13. 45℃ pil sıcaklığı ve 1Atm işletme basıncında ara rezervuarlı ve dört geçişli serpantin akış alanı Akım-Gerilim ve Akım-Güç eğrileri 115 Gerilim (Volt) Gerilim (Volt) 2 Güç Yoğunluğu (W/cm2 Güç Yoğunluğu (W/cm ) Şekil 4.13’de görüldüğü gibi ara rezervuarlı akış alanına sahip yakıt pilinin maksimum güç çıkışı dört geçişli serpantin akış alanına sahip pilin güç çıkışından %10 oranında daha yüksektir. Öte yandan pil potansiyeli düşürülerek pilden çekilen akım değeri arttırılmaya devam edildiğinde; ara rezervuarlı akış alanında azalan gerilime karşılık akım değerindeki artış, dört geçişli serpantin akış alanına göre daha yavaş gerçekleşmiştir. Maksimum güç çıkışı olarak daha yüksek bir performans göstermiş olan ara rezervuarlı akış alanı; konsantrasyon kayıplarının baskın olduğu 0,2 volt pil geriliminde, dört geçişli akış alanına sahip yakıt piline göre daha düşük akım çıkışı sunmuştur. a b c Şekil 4.14. 0,4V, 45℃ 1 atm koşullarında GDT – BPP ara yüzeyinde 4 kanallı serpantin akış alanında (a) ve ara rezervuarlı akış alanında (b) oksijen konsantrasyonu ve konsantrasyonlar arasındaki fark (c) konturları 116 Şekil 4.14 a’ da 1 atm işletme basıncı, 45℃ pil sıcaklığında ve 0,4V gerilimde işletilen 4 kanallı serpantin akış alanı ve Şekil 4.14 b’de ara rezervuarlı akış alanında GDT ve BPP ara yüzeyine denk gelen katmanda Oksijen konsantrasyonu konturları verilmiştir. Ara rezervuarlı akış alanı modelinde yerel konsantrasyon değerlerinin 4 kanallı serpantin akış alanına göre daha yüksek olduğu görülmektedir. Şekil 4.14 c’ deki 4 kanallı serpantin ve ara rezervuarlı akış alanlarının aynı katmanındaki konsantrasyon farkı konturları incelendiğinde; en büyük farkın özellikle çıkış manifoldunun ters yönünde mavi renkle görülen düşük konsantrasyon bölgelerinin ortaya çıktığı görülmüştür. Şekil 4.14 b’ de görüldüğü gibi ara rezervuarlı akış alanında neredeyse 0 konsatrasyona sahip bölgelerin oluşmadığı tespit edilmiştir. İki akış alanı arasındaki performans farkının madde difüzyonu kapasitesi ve su yönetimi anlamında daha iyi anlaşılabilmesi için; Çizelge 4.1’ de her iki akış alanı için verilmiş olan GDT hacmindeki ortalama sıvı su aktivitesi, GDT- BPP ara yüzeyindeki ortalama oksijen ve su konsantrasyonu, değerlerinin incelenmesi faydalı olacaktır. Çizelge 4.1. 4 kanallı serpantin ve ara rezervuarlı akış alanlarının GDT-BPP ara yüzeyinde 0,4 V, 1 atm ve 45℃ koşullarındaki özellikler tablosu Özellikler 4 Kanal Serpantin Ara Rezervuarlı Ortalama O2 yoğ. @GDT-BPP Ara Yüzey 0,1408 0,2039 Ortalama H2O yoğ. @GDT-BPP Ara Yüzey 0,3619 0,3434 Ortalama Akım Yoğ Akısı @ GDT-BPP Ara 8156,026 10392,8 Yüzey (A/m2) GDT içinde ortalama sıvı su aktivitesi 1,89 1,74 Çizelge 4.1’deki çizelgede de görüleceği gibi GDT-BPP ara yüzeyinde oksijen konsantrasyonunun ara rezervuarlı akış alanında daha yüksekken 4 kanallı serpantin akış alanında daha düşük olması ara rezervuarlı akış alanı tasarımının reaktant dağıtımı konusunda daha üstün olduğunu göstermektedir. Öte yandan GDT-BPP ara yüzeyindeki su konsantrasyonu, 4 kanallı serpantinde ara rezervuarlı akış alanına göre daha yüksektir. Bu durumda ara rezervuarlı akış alanının daha etkin su tahliye performansına sahip olduğu çıkarımı yapılabilecekken; su miktarları arasındaki farkı pilin sunduğu akım üretiminden bağımsızlaştırmak için GDT-BPP ara yüzeyindeki elektrik akımı akısının yüzey ortalaması kontrol edilmiştir. Ara rezervuarlı akış alanında GDT-BPP ara 117 yüzeyindeki elektrik akımı akısının 4 kanallı serpantin akış alanındakinden daha büyük olmasına rağmen su konsantrasyonunun düşük olması, ara rezervuarlı akış alanının su tahliyesindeki üstünlüğü hipotezini doğrulamaktadır. Öte yandan katot tarafı GDT hacmi içindeki ortalama sıvı su aktivitesi terimi ele alındığında ara rezervuarlı akış alanı ile birlikte kullanılan GDT hacmindeki sıvı su aktivitesinin daha düşük olduğu görülmüştür. Bu durum ara rezervuarlı akış alanının daha etkin su tahliyesi sağlayabildiğini doğrular niteliktedir. 4.3. Ara Beslemeli Dört Kanallı Serpantin Akış Alanının Simetrik Besleme Düzenindeki Performans Özellikleri Ara beslemeli akış alanında reaktantların hem anot hem de katot tarafından aynı konumdaki besleme noktalarından aynı debi oranlarında beslenmesi simetrik besleme düzeni olarak adlandırılmaktadır. Toplam reaktant debisinin %90’lık kısmının birinci besleme noktasından, %10’luk kısmın ikinci ara besleme noktasından sisteme verilmesi ile kurulan 90-10-0 ara besleme düzenine sahip pilin Akım yoğunluğu–Güç yoğunluğu ve Akım yoğunluğu-Gerilim grafikleri Şekil 4.15’te verilmiştir. 90-10-0 Ara Besleme 1,20 0,2 0,18 1,00 0,16 0,14 0,80 0,12 0,60 0,1 0,08 0,40 0,06 0,04 0,20 0,02 0,00 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 90-10-0 Besleme I-V 90-10-0 Besleme Güç Şekil 4.15. 90-10-0 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri. 90-10-0 simetrik ara besleme düzenine sahip pilde maksimum güç yoğunluğu 0,421 volt gerilim ve 0,446 A/cm2 akım yoğunluğunda 0,188 W/cm2 olarak ölçülmüştür. Bu değer ara rezervuarlı akış alanından elde edilen değerden yaklaşık %9,8 oranında daha yüksektir. 118 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/cm2) Simetrik ara besleme prosedürlerinden bir diğeri; ana reaktant girişinden başlayarak birinci ve ikinci ara besleme noktalarından yapılan 80-20-0 besleme düzenidir. Şekil 4.16’da 80-20-0 besleme düzenine ilişkin Akım yoğunluğu–Güç yoğunluğu ve Akım yoğunluğu-Gerilim grafikleri verilmiştir. 80-20-0 Ara Besleme 1,20 0,2 0,18 1,00 0,16 0,14 0,80 0,12 0,60 0,1 0,08 0,40 0,06 0,04 0,20 0,02 0,00 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 80-20-0 Besleme I-V 80-20-0 Besleme Güç Şekil 4.16. 80-20-0 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri 80-20-0 ara besleme düzeninde reaktant gönderilerek test edilen ara beslemeli yakıt pilinin maksimum güç değeri, 0,42 volt gerilim değeri civarında 0,184 W/cm2 olarak ölçülmüştür. Toplam reaktant debisinin %30 luk bölümünün ana girişten toplam akış - uzunluğunun 1/3’ü kadar uzakta olan ilk ara beslemeden yakıt piline gönderildiği koşul, 70-30-0 ara besleme olarak adlandırılmıştır. 70-30-0 ara besleme koşullarına ait performans eğrileri Şekil 4.17’ de verilmiştir. Bu durumda maksimum güç 0,404 A/cm2 akım yoğunluğunda 0,191 W/cm2 olarak ölçülmüştür. 119 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/m2) 70-30-0 Ara Besleme 1,20 0,25 1,00 0,2 0,80 0,15 0,60 0,1 0,40 0,05 0,20 0,00 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 70-30-0 Besleme I-V 70-30-0 Besleme Güç Şekil 4.17. 70-30-0 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri Uygulanan simetrik ara besleme rejimlerinin diğeri 70-20-10 reaktant besleme düzenidir. Bu düzende özellikle serpantin akış alanında rastlanan çıkışa yakın bölgedeki konsantrasyon kayıplarını önüne geçilmesi hedeflenmiştir. Şekil 4.18’ de 70-20-10 simetrik besleme koşullarındaki yakıt pili performans eğrileri verilmiştir. Bu akış düzeninde maksimum güç yoğunluğu 0,45 A/cm2 akım yoğunluğunda 0,213 W/cm2 olarak ölçülmüştür. 70-20-10 Ara Besleme 1,20 0,25 1,00 0,2 0,80 0,15 0,60 0,1 0,40 0,05 0,20 0,00 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 70-20-10 Besleme I-V 70-20-10 Besleme Güç Şekil 4.18. 70-20-10 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri 120 Gerilim (Volt) Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/m2) Güç Yoğunluğu (W/m2) Simetrik besleme düzenlerinden diğeri 60-20-20 ara besleme rejimidir. Bu rejimde yakıt pilinin ana girişinden beslenen reaktant debisi toplam debinin %60’ına kadar düşürülürken; geri kalan debi iki ara besleme noktasından eşit şekilde beslenmiştir. Performans eğrileri Şekil 4.19’da verilen 60-20-20 ara besleme düzeninde pilden elde edilen maksimum güç yoğunluğu 0,173 W/cm2 olurken bu değer 0,411 A/cm2 akım yoğunluğu seviyesinde elde edilmiştir. 60-20-20 Ara Besleme 1,20 0,2 0,18 1,00 0,16 0,14 0,80 0,12 0,60 0,1 0,08 0,40 0,06 0,04 0,20 0,02 0,00 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 60-20-20 Besleme I-V 60-20-20 Besleme Güç Şekil 4.19. 60-20-20 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri Simetrik ara besleme düzeni seçeneklerinin sonuncusu 40-30-30 ara besleme rejimidir. Bu rejim ana girişten beslenen reaktant debisinin toplam debinin %50’sinden küçük olduğu koşulu değerlendirmek için test matrisine dahil edilmiştir. Şekil 4.20’ de verilen deneysel performans eğrileri incelendiğinde; maksimum güç yoğunluğu olan 0,18 W/cm2’ ye 0,46 A/cm2 akım yoğunluğunda ulaşıldığı tespit edilmiştir. 121 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/m2) 40-30-30 Ara Besleme 1,20 0,18 0,16 1,00 0,14 0,80 0,12 0,1 0,60 0,08 0,40 0,06 0,04 0,20 0,02 0,00 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 40-30-30 Besleme I-V 40-30-30 Besleme Güç Şekil 4.20. 40-30-30 oranında simetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri Simetrik ara besleme rejimlerini birlikte ele almak aradaki performans farkı ve ara besleme koşullarının pil performansı üzerine etkilerinin daha net anlaşılmasında faydalı olacaktır. Farklı ara besleme rejimlerinde 1 Atm basınç, 45 ℃ pil sıcaklığı koşulları altında yakıt pilinin akım-gerilim eğrileri Şekil 4,21 a’ da ve akım-güç eğrileri ise Şekil 4.21 b’ de verilmiştir. 60-20-20 besleme oranı ve 40-30-30 besleme oranı ile işletilen pil performansı, pilin 100-0-0 besleme oranı ile işletildiği durum olan ara rezervuarlı akış alanının performansına göre belirgin bir fark oluşturmamıştır. 80-20-0, 90-10-0 ve 70- 30-0 ara besleme oranları ile işletilen pil performansı; ara rezervuarlı pil performansına göre sıra ile %7,5, %9,8 ve %11,5 oranında daha yüksek maksimum güç çıkışı sunmuştur. Çeşitli ara besleme rejimleri arasında 70-20-10 ara besleme rejiminde işletilen yakıt plinden elde edilen maksimum güç çıkışı, ara rezervuarlı akış alanından elde edilen değerden %24 oranında daha yüksektir. Deneysel ölçümlerde ilk göze çarpan sonuç, çıkış manifolduna yakın ara besleme noktasından yapılan besleme oranının, giriş manifolduna yakın olan ara besleme noktasından yapılana yaklaşması durumunda çok noktadan ara besleme rejiminin belirgin verim artışı sağlamayacağıdır. Öte yandan, giriş manifoldundan başlayarak ikinci ara besleme noktasına kadar kademeli olarak azalan besleme debileri kullanılması halinde ara besleme rejimi ile belirgin performans artışları elde edilebileceği anlaşılmıştır. 122 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/m2) Ara Besleme I-V 1,20 1,00 0,80 0,60 0,40 0,20 0,00 0 0,2 0,4 0,6 0,8 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 90-10-0 I-V 80-20-0 I-V 70-30-0 I-V 70-20-10 I-V 60-20-20 I-V 40-30-30 I-V Ara Rez. a Ara Besleme Güç 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 0 0,2 0,4 0,6 0,8 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 70-20-10 Güç 90-10-0 Güç 80-20-0 Güç 70-30-0 Güç 60-20-20 Güç 40-30-30 Güç Ara Rez. Güç b Şekil 4.21. Farklı simetrik ara besleme oranında pile ait akımyoğunluğu-gerilim (a) ve akım yoğunluğu-güç grafikleri (b) 4.4. Ara Beslemeli Dört Kanallı Serpantin Akış Alanının Asimetrik Besleme düzenindeki Performans Özellikleri Ara besleme işleminin pilin sadece anot, sadece katot yada her iki taraftan simetrik olarak beslenmesi durumunda farklı pil performansları ortaya çıktığı görülmüştür. Asimetrik besleme işlemi, akış düzeninin farklı koşullardaki performans çıktılarını daha geniş bir alanda tanımlayabilme imkanı tanımıştır. Şekil 4.21’ de 80-20-0 besleme oranında her iki 123 Güç Yoğunluğu (W/cm2) Gerilim (Volt) taraftan simetrik, sadece katottan asimetrik ve sadece anottan asimetrik besleme koşulları altındaki performans eğrileri verilmiştir. 80-20-0 oranındaki ara besleme işleminin sadece katot tarafında gerçekleştirilirken anot tarafında reaktantların tamamının ana girişten pile gönderilmesi durumunda; maksimum güç çıkışı simetrik beslemeye göre %6,7 oranında daha yüksektir. Öte yandan katot tarafındaki besleme oranı kademelendirilmeden sadece anot tarafındaki reaktantların 80-20-0 oranında kademelendirilmesi halinde; maksimum güç çıkışının simetrik beslemeye göre %5,9 oranına daha düşük olduğu gözlenmiştir. Akışın katot tarafında kademelendirilmesinin performans üzerine etkilerinin daha baskın olduğu görülmüştür. 80-20-0 Ara Besleme 1,20 0,25 1,00 0,2 0,80 0,15 0,60 0,1 0,40 0,05 0,20 0,00 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 80-20-0 Besleme I-V 80-20-0 anot Besleme I-V 80-20-0 Kaot Besleme I-V 80-20-0 Besleme Güç 80-20-0 anot Besleme Güç 80-20-0 Katot Besleme Güç Şekil 4.21. 80-20-0 oranında simetrik ve asimetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri Şekil 4.22’ de 60-20-20 besleme oranının simetrik ve asimetrik uygulamalarına ait performans eğrileri verilmiştir.60-20-20 oranında asimetrik katot beslemesi yapıldığında maksimum güç yoğunluğunun simetrik beslemeye göre %4,7 oranında daha düşük olduğu tespit edilmiştir. Öte yandan asimetrik anot beslemesi yapıldığı koşullarda güç yoğunluğunun simetrik beslemeye göre %6,6 oranında daha yüksek çıktığı görülmektedir. 124 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/m2) 60-20-20 Ara Besleme 1,20 0,2 0,18 1,00 0,16 0,14 0,80 0,12 0,60 0,1 0,08 0,40 0,06 0,04 0,20 0,02 0,00 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 Akım Yoğunluğu (A/cm2) 60-20-20 Besleme I-V 60-20-20 Katot Besleme I-V 60-20-20 Anot Besleme I-V 60-20-20 Besleme Güç 60-20-20 Katot Besleme Güç 60-20-20 Anot Besleme Güç Şekil 4.22. 60-20-20 oranında simetrik ve asimetrik ara besleme düzeninde pil performans eğrileri 4.5. Bal Peteği Akış Alanı Performans Özellikleri Bal peteği akış alanının 1 atm işletme basıncı ve 45 ℃ pil sıcaklığı altında ters akışlı ve düz akışlı olarak yapılan performans testlerinin sonucu Şekil 4.23’ te grafik olarak verilmiştir. Düz akış rejiminde maksimum güç çıkışı yaklaşık 0,239 W/cm2 olarak 0,481 A/cm2 akım yoğunluğunda elde edilmiştir. Ters akış rejiminde maksimum güç çıkışı yaklaşık 0,158 W/cm2 olarak 0,303 A/cm2 akım yoğunluğunda elde edilmiştir. Bu durumda ters akış düzenine sahip bal peteği akış alanının düz akış rejiminde çalışma durumundakine göre yaklaşık %51 oranında daha düşük performans sağladığı görülmüştür. Grafik üzerinde HC düz akış rejimini temsil ederken HC-R terimi ters akış düzenini temsil etmektedir. 125 Gerilim (Volt) Güç Yoğunluğu (W/m2) 1 Atm Bal Peteği Ters ve Düz Akış 1,2 0,3 1,0 0,25 0,8 0,2 0,6 0,15 0,4 0,1 0,2 0,05 0,0 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 Akım Yoğunluğu (A/cm2) HC-R I-V HC I-V HC-R Güç HC Güç Şekil 4.23. Düz akışlı ve ters akışlı bal peteği akış alanının 1 atm basınç ve 45 ℃ sıcaklık koşullarındaki akım-gerilim ve akım-güç eğrileri 2 atm işletme basıncı ve 45 ℃ pil sıcaklığı altında yapılan bal peteği akış alanı performans testlerine ait grafik Şekil 4.24’ te verilmiştir. Düz akış halinde maksimum güç çıkışı 0,179 W/cm2 olarak ölçülürken; ters akışlı düzende 0,156 W/cm2 olarak ölçülmüştür. 2 Atm Bal Peteği Ters ve Düz Akış 1,2 0,3 1,0 0,25 0,8 0,2 0,6 0,15 0,4 0,1 0,2 0,05 0,0 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 Akım Yoğunluğu (A/cm2) HC-R I-V HC I-V HC-R Güç HC Güç Şekil 4.24. Düz akışlı ve ters akışlı bal peteği akış alanının 2 atm basınç ve 45 ℃ sıcaklık koşullarındaki akım-gerilim ve akım-güç eğrileri Şekil 4.25’ te düz ve ters akış düzenine göre 3 atm basınç ve 45 ℃ sıcaklıkta işletilen bal peteği akış alanına ait Akım yoğunluğu-Gerilim ve Akım yoğunluğu-Güç eğrileri 126 Gerilim (Volt) Gerilim (Volt) Güç Yoğnlu (W/cm2) Güç Yoğnlu (W/cm2) verilmiştir. Düz akış düzeninde maksimum güç 0,299 A/cm2 olarak elde edilirken ters akış düzeninde maksimum güç değeri 0,197 A/cm2 olarak elde edilmiştir. 3 Atm Bal Peteği Ters ve Düz Akış 1,2 0,35 1,0 0,3 0,25 0,8 0,2 0,6 0,15 0,4 0,1 0,2 0,05 0,0 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 Akım Yoğunluğu (A/cm2) HC-R I-V HC I-V HC-R Güç HC Güç Şekil 4.25. Düz akışlı ve ters akışlı bal peteği akış alanının 3 atm basınç ve 45 ℃ sıcaklık koşullarındaki akım-gerilim ve akım-güç eğrileri Bal peteği akış rejimleri arasında düz akışlı akış rejiminin bütün işletme basıncı koşullarında en yüksek güç yoğunluğu değerini sunduğu tespit edilmiştir. Öte yandan işletme basıncının artması ile birlikte hem düz hem de ters akış rejiminde yakıt pili performansının Nernst etkileri ile arttığı gözlemlenmiştir. 4.6. Akış Alanları ve Performans Özelliklerinin karşılaştırılması Bu tez çalışmasında ele alınan 4 kanallı serpantin, ara rezervuarlı, ara beslemeli ve bal peteği akış alanlarının performans özellikleri ele alınmıştır. Şekil 4.26’ da verilen 1 atm basınç ve 45 ℃ sıcaklık altında akış alanlarından elde edilen maksimum güç yoğunluğunun akış alanı tiplerine göre dağılımını gösteren grafik verilmiştir. Buna göre en düşük iki güç yoğunluğu 4 kanallı serpantin akış alanı ve ters akışlı bal peteği akış alanında sırayla 0,155 W/cm2 ve 0,158 W/cm2 olarak ölçülmüştür. Aynı koşullarda ara beslemeli akış düzenine geçildiğine maksimum güç yoğunluğu çıkışı 0,171 A/cm2 değerine yükselmiştir. En yüksek performansın elde edildiği düz akışlı bal peteği akış düzeninde ise maksimum güç çıkışı 0,238 W/cm2 değerine ulaşmıştır. 127 Gerilim (Volt) Güç Yoğnlu (W/cm2) Maksimum Güç Yoğunluğu 0,3 0,23899 0,25 0,212897 0,2 0,171078 0,15535 0,158329 0,15 0,1 0,05 0 0 1 2 3 4 5 6 Şekil 4.26. 4 kanallı serpantin, ara rezervuarlı, ara beslemeli ve bal peteği akış alanlarının maksimum güç değerleri. Dört kanallı serpantin akış alanı yüksek debideki reaktantların kanal içinde düşük hızlarla sürülmesine olanak tanıdığı için; yerel kayıpların düşürülmesinde katkı sağlayan ve endüstriyel olarak kullanıma sahip bir akış alanı düzenidir. Ancak bu akış düzeninde de çıkışa yakın bölgede oluşan konsantrasyon kaybı ve kanallar arasındaki aşırı konsantrasyon farkı engellenememiştir. Bu nedenle Ara beslemeli akış alanı geliştirilmiştir. Serpantin akış alanı kökeninden yola çıkılarak geliştirilen ara rezervuarlı akış alanının, kanallar arası basınç farkının giderilmesinde katkı sağladığı görülmüştür. Ayrıca kanallar içinde oluşan sıvı su damlacıklarının bir araya toplanarak daha büyük su kütleleri haline getirilmesi ve bu sayede akışla birlikte kanal dışına sürülme performansı yine ara rezervuarlı akış alanı ile sağlanmıştır. Buna karşın ara rezervuarlı akış alanı çıkışa yakın bölgedeki konsantrasyon kayıpları için geliştirmeye muhtaçtır. Ara rezervuarlı akış alanının gelişmiş formu olarak ara beslemeli akış alanı geliştirilmiştir. Bu sayede konsantrasyon kaybı yoğun olan bölgeye reaktant beslenerek hem konsantrasyon yükseltilmiş hem de su tahliye performansı geliştirilmiştir. Bal peteği akış alanı iç içe geçişli tip akış alanı orijininde geliştirilmiş olup bütün aktif yüzey boyunca dengeli reaktant dağıtımı sunmuştur. Akış kanallarının köken, amaç ve geliştirme stratejisi gibi özellikleri Çizelge 4.2’ de verilmiştir. 128 Güç Yoğunluğu (W/cm2) Çizelge 4.2. 4 kanallı serpantin, ara rezervuarlı, ara beslemeli ve bal peteği akış alanlarının karşılaştırma tablosu. Tasarımın Köken Amaç Strateji Tasarımın Tasarımın Tasarım Görseli Adı Güçlü Yönleri Gelişime Açık Yönleri 4 Kanallı Serpantin Akış Toplam debiyi Yüksek debi de Kanallar Serpantin uzunluğu tek kanal düşük basınç arası basınç (Referans boyunca yerine çoklu kaybıyla farkının Geometri) basınç kanallardan çalışmaya azlığı kayıpların sürerek imkan tanıması nedeni ile ı azaltmak akışkan hızını omuz altı düşürmek konveksiyo nun düşmesi Ara Serpantin Akış Akış Girişten çıkışa Çıkışa yakın Rezervuarlı kanalları kanallarını konsantrasyon bölgede arasındaki belli aralıklarla farkı biriken ve girişten bir rezervuar azaltılmıştır suyun çıkışa aşırı içinde bir araya tahliyesi konsantras getirerek için destek yon konsantrasyon debi ihtiyacı farkını u dengelemek dengelem ek Ara Serpantin Girişten Toplam debiyi Çıkışa yakın Ara besleme Beslemeli çıkışa akış uzunluğu bölgede su debilerinin debiyi boyunca farklı tahliye güç düzenli bölümlerden performansı ihtiyacına dağıtmak parçalı olarak artmıştır. Çıkışa göre vermek yakın bölgedeki optimize konsantrasyon edilmesi kayıpları gerekmekte giderilmiştir. dir. Bal Peteği İç içe Aktif Aktif yüzey Girişten çıkışa Bal peteği geçişli tip yüzey normali eş basınçlı boyutları boyunca doğrultusunda reaktant optimize homojen çok noktadan dağılımı edilmelidir. reaktant reaktant sağlamıştır. dağıtımı enjeksiyonu oluşturmak. 129 5. TARTIŞMA ve SONUÇ Artan çalışma sıcaklığının, hücrenin güç çıkışı üzerinde olumlu etkisi olduğu belirlenmiştir. Bununla birlikte, özellikle pilin düşük akım yoğunluğunda ve basınçta çalışması sırasında, katotun nemlendirilmemesinin, çalışma sıcaklığının ve düşük su üretiminin birleşik etkisine bağlı olarak omik direnci artırdığı gözlenmektedir. Membran kuruması özellikle 1 atm işletme basıncı 0,2 A/cm2 akım yoğunluğunda belirgin olarak gözlenmiştir. Bütün koşullar içinde, düşük elektrokimyasal aktivasyon ve akıntı nedeniyle kimyasal olarak aktif alana ulaşması engellenen reaktant akışı nedeniyle taşıt uygulamalarında sık karşılaşılabilecek 20 ℃ pil sıcaklığında en düşük sınırlayıcı akım yoğunluğu ölçülmüştür. Bu çalışmadaki ve literatürdeki deneysel sonuçlarına göre, pilin 40℃' nin altındaki düşük çalışma sıcaklıklarında nemlendirme olmadan çalıştırılabileceği düşünülmektedir. Çalışmada literatürle uyumlu olarak, yakıt pilinin düşük sıcaklıklarda işletilirken düşük akım yoğunluklarında çalıştırılması durumunda akıntı etkilerine maruz kalmadan kullanılabileceği belirlenmiştir. Çalışma sıcaklığının işletme basıncı ile birlikte yükseltilmesinin; kurumaya veya su akıntısına maruz kalmadan kullanılabilecek uygun bir çalışma rejimi olabileceği tespit edilmiştir. Öte yandan, özellikle ek bileşen fazlalığı istenmeyen otomotiv uygulamaları gibi yakıt pili uygulamalarında nemlendirmenin sadece anot tarafında yapılarak kullanılmasının mümkün olduğu tespit edilmiştir. Pilin atmosfer basıncından daha yüksek işletme basınçlarında çalıştırılacağı durumlarda su akıntısından kaçınmak için; pil sıcaklığının da basınca göre optimize edilmesi gerektiği tespit edilmiştir. Ara rezervuarlı akış alanı reaktantların GDT yüzeyi boyunca daha etkin bir şekilde dağıtılmasını sağlayarak düşük reaktant konsantrasyonuna sahip alanlar oluşmasını engellemiştir. Çok kanallı akış alanlarında yada uzun tekil kanallarda kanallar arasında yada kanalın başından sonuna kadar reaktant konsantrasyonu aşırı ölçüde farklılık gösterebilmektedir. Ara rezervuarlı akış alanında kanalların belli aralıklarla bir araya toplandıktan sonra yeniden dağıtılmasının daha dengeli reaktant dağılımını desteklediği anlaşılmıştır. Uzun kanal boylarında Ara rezervuarlı akış alanı sayesinde reaktantların yakıt pili içinde daha dengeli bir dağılıma kavuşturulması sayesinde; katot tarafında oluşan suyun daha etkili bir şekilde tahliye edildiği anlaşılmaktadır. Ara beslemeli akış alanlarının pil içinde daha dengeli reaktant dağılımı sağlamanın yanında kanal içi su tahliye özelliklerini de güçlendirdiği görülmüştür. Öte yandan ara 130 besleme işleminin simetrik ve asimetrik yapılmasının performans üzerine etkileri besleme oranları ve bölgeleri ile sıkı bir ilişki içindedir. Bu nedenle besleme oranları, besleme bölgeleri ve simetrik yada asimetrik besleme rejimleri değişkenler olacak şekilde, işletme parametreleri optimize edilerek ele alınmalıdır. Bal Peteği akış alanının bütün tasarımlar arasında en yüksek güç çıkışına sahip olan model olduğu anlaşılmıştır. Bal peteği akış alanı ile; omuz altı konveksiyon hareketlerinin artırılmış olması maksimum güç çıkışını artırırken çıkış kanal kesitin düşük olması su tahliyesini güçlendirmiştir. Bal peteği akış alanında akışkanın iç havuzdan giriş yaparak dış havuzdan sistemi terk edecek şekilde planlanan doğru akıştaki performansı diğer tasarımlar içinde en yüksek performansın alındığı işletme şekli olarak belirlenmiştir. Buna karşın reaktantların dış havuzdan giriş yaparak GDT tabakasından geçtikten sonra iç havuzu terk ettiği ters akışlı düzende maksimum güç çıkışı belirgin bir şekilde daha düşük çıkmıştır. Bu nedenle Bal Peteği akış alanının düz akışlı olarak işletilmesinin daha faydalı olacağı anlaşılmıştır. 131 KAYNAKLAR Amemiya, K. 2008. US20100075186A1. Retrieved from https://patents.google.com/patent/US20100075186/fr Asadzade, M., Shamloo, A. 2017. Design and simulation of a novel bipolar plate based on lung-shaped bio-inspired flow pattern for PEM fuel cell. International Journal of Energy Research, 41(12):, 1730–1739. https://doi.org/10.1002/er.3741 Atyabi, S. A., Afshari, E. 2019. Three-dimensional multiphase model of proton exchange membrane fuel cell with honeycomb flow field at the cathode side. Journal of Cleaner Production, 214:, 738–748. https://doi.org/10.1016/J.JCLEPRO.2018.12.293 Awin, Y., Dukhan, N. 2019. Experimental performance assessment of metal-foam flow fields for proton exchange membrane fuel cells. Applied Energy, 252:, 113458. https://doi.org/10.1016/J.APENERGY.2019.113458 Baik, K. D., Seo, I. S. 2018. Metallic bipolar plate with a multi-hole structure in the rib regions for polymer electrolyte membrane fuel cells. Applied Energy, 212:, 333– 339. https://doi.org/10.1016/J.APENERGY.2017.12.057 Bao, Z., Niu, Z., Jiao, K. 2019. Numerical simulation for metal foam two-phase flow field of proton exchange membrane fuel cell. International Journal of Hydrogen Energy, 44(12):, 6229–6244. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2019.01.086 Barbir, F. 2005. PEM fuel cells : theory and practice, Elsevier Academic. Retrieved from https://books.google.com.tr/books/about/PEM_Fuel_Cells.html?id=Bxe4vNbwyW 8C&redir_esc=y Biyikoglu, A., Oztoprak, H. 2012. Enhancement of cell characteristics via baffle blocks in a proton exchange membrane fuel cell. Sadhana, 37(2):, 207–222. https://doi.org/10.1007/s12046-011-0056-y Chen, S., Zhang, X., Liu, H. 2017. Effect of pressure difference between adjacent channels in an adjustable flow field in PEM fuel cells. International Journal of Hydrogen Energy, 42(7):, 4667–4672. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2016.10.164 Chen, T., Xiao, Y., Chen, T. 2012. The Impact on PEMFC of Bionic Flow Field with a Different Branch. Energy Procedia, 28:, 134–139. https://doi.org/10.1016/J.EGYPRO.2012.08.047 Choi, K.-S., Kim, B.-G., Park, K., Kim, H.-M. 2012. Flow control of under-rib convection enhancing the performance of proton exchange membrane fuel cell. Computers & Fluids, 69:, 81–92. https://doi.org/10.1016/J.COMPFLUID.2012.08.018 Chowdhury, M. Z., Akansu, Y. E. 2017. Novel convergent-divergent serpentine flow fields effect on PEM fuel cell performance. International Journal of Hydrogen Energy, 42(40):, 25686–25694. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2017.04.079 Chowdhury, M. Z., Timurkutluk, B. 2018. Transport phenomena of convergent and divergent serpentine flow fields for PEMFC. Energy, 161:, 104–117. https://doi.org/10.1016/J.ENERGY.2018.07.143 Cooper, N. J., Smith, T., Santamaria, A. D., Park, J. W. 2016. Experimental optimization of parallel and interdigitated PEMFC flow-field channel geometry. International Journal of Hydrogen Energy, 41(2):, 1213–1223. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2015.11.153 Darwin, C. 1859. The origin of species by means of natural selection, or, The 132 preservation of favoured races in the struggle for life., London :, : John Murray,. https://doi.org/10.5962/bhl.title.87916 Dhahad, H. A., Alawee, W. H., Hassan, A. K. 2019. Experimental study of the effect of flow field design to PEM fuel cells performance. Renewable Energy Focus, 30:, 71–77. https://doi.org/10.1016/j.ref.2019.05.002 Dingrong BaiJean-Guy ChouinardDavid Elkaïm 2004. US7524575B2. Retrieved from https://patents.google.com/patent/US7524575B2/en Dong-Hui, W., Lin-Zhi, Y., Zhong-Yu, P., Cong-Da, L., Gang, L., Qiao-Hui, L. 2017. A novel intersectant flow field of metal bipolar plate for proton exchange membrane fuel cell. International Journal of Energy Research, 41(14):, 2184–2193. https://doi.org/10.1002/er.3779 Fan, L., Niu, Z., Zhang, G., Jiao, K. 2018. Optimization design of the cathode flow channel for proton exchange membrane fuel cells. Energy Conversion and Management, 171:, 1813–1821. https://doi.org/10.1016/J.ENCONMAN.2018.06.111 Fly, A., Butcher, D., Meyer, Q., Whiteley, M., Spencer, A., Kim, C., Shearing, P. R., Brett, D. J. L., Chen, R. 2018. Characterisation of the diffusion properties of metal foam hybrid flow-fields for fuel cells using optical flow visualisation and X-ray computed tomography. Journal of Power Sources, 395:, 171–178. https://doi.org/10.1016/J.JPOWSOUR.2018.05.070 Fly, A., Meyer, Q., Whiteley, M., Iacoviello, F., Neville, T., Shearing, P. R., Brett, D. J. L., Kim, C., Chen, R. 2019. X-ray tomography and modelling study on the mechanical behaviour and performance of metal foam flow-fields for polymer electrolyte fuel cells. International Journal of Hydrogen Energy, 44(14):, 7583– 7595. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2019.01.206 Fouquet, N., Doulet, C., Nouillant, C., Dauphin-Tanguy, G., Ould-Bouamama, B. 2006. Model based PEM fuel cell state-of-health monitoring via ac impedance measurements. Journal of Power Sources, 159(2):, 905–913. https://doi.org/10.1016/j.jpowsour.2005.11.035 Frappé, E., De Bernardinis, A., Bethoux, O., Candusso, D., Harel, F., Marchand, C., Coquery, G. 2011. PEM fuel cell fault detection and identification using differential method: Simulation and experimental validation. EPJ Applied Physics, 54(2):. https://doi.org/10.1051/epjap/2011100277 G Hinds 2004. Performance and Durability of PEM Fuel Cells: A Review. NPL Report DEPC-MPE 002. Gao, Y. 2012. US20090214929A1. Retrieved from https://patents.google.com/patent/US20090214929 Ghanbarian, A., Kermani, M. J. 2016. Enhancement of PEM fuel cell performance by flow channel indentation. Energy Conversion and Management, 110:, 356–366. https://doi.org/10.1016/J.ENCONMAN.2015.12.036 Ghanbarian, A., Kermani, M. J., Scholta, J., Abdollahzadeh, M. 2018. Polymer electrolyte membrane fuel cell flow field design criteria – Application to parallel serpentine flow patterns. Energy Conversion and Management, 166:, 281–296. https://doi.org/10.1016/J.ENCONMAN.2018.04.018 Ghasemi, M., Ramiar, A., Ranjbar, A. A., Rahgoshay, S. M. 2017. A numerical study on thermal analysis and cooling flow fields effect on PEMFC performance. International Journal of Hydrogen Energy, 42(38):, 24319–24337. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2017.08.036 133 Griffith, K. R., Rock, J. A. 2002. Flow Channels for Fuel Cell. . https://doi.org/10.1074/JBC.274.42.30033.(51) Gu, Wenbin; Fly, Gerld; Mathias, M. 2004. US20050181264A1. Retrieved from https://patents.google.com/patent/US20050181264A1/en Gülzow, E., Schulze, M., Wagner, N., Kaz, T., Reissner, R., Steinhilber, G., Schneider, A. 2000. Dry layer preparation and characterization of polymer electrolyte fuel cell components. Journal of Power Sources, 86(1):, 352–362. https://doi.org/10.1016/S0378-7753(99)00451-6 Guo, N., Leu, M. C., Koylu, U. O. 2014. Bio-inspired flow field designs for polymer electrolyte membrane fuel cells. International Journal of Hydrogen Energy, 39(36):, 21185–21195. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2014.10.069 Guyton, A.C.; Hall, J. E. 2011. Guyton and Hall textbook of medical physiology / John E. Hall. Retrieved from https://books.google.com.tr/books?hl=tr&lr=&id=qyfRDwAAQBAJ&oi=fnd&pg= PP1&dq=guyton+%26+hall&ots=r16I88Ddfi&sig=tLC4Fm9rHvWgXcEYAMCa4 nT0iUo&redir_esc=y#v=onepage&q=guyton %26 hall&f=false Heidary, H., Kermani, M. J., Dabir, B. 2016. Influences of bipolar plate channel blockages on PEM fuel cell performances. Energy Conversion and Management, 124:, 51–60. https://doi.org/10.1016/J.ENCONMAN.2016.06.043 Heidary, H., Kermani, M. J., Prasad, A. K., Advani, S. G., Dabir, B. 2017. Numerical modelling of in-line and staggered blockages in parallel flowfield channels of PEM fuel cells. International Journal of Hydrogen Energy, 42(4):, 2265–2277. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2016.10.076 Imbrioscia, G. M., Fasoli, H. J. 2014. Simulation and study of proposed modifications over straight-parallel flow field design. International Journal of Hydrogen Energy, 39(16):, 8861–8867. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2013.11.079 Jamekhorshid, A., Karimi, G., Li, X. 2009. Current distribution in a polymer electrolyte membrane fuel cell under flooding conditions. Proceedings of the 7th International Conference on Fuel Cell Science, Engineering, and Technology 2009 : Proceedings of the 7th International Conference on Fuel Cell Science, Engineering, and Technology 2009, American Society of Mechanical Engineers Digital Collection: , 387–393. https://doi.org/10.1115/FuelCell2009-85155 Jeffrey Allan Rock 1998. US6099984A. Retrieved from https://patents.google.com/patent/US6099984A/en Ji, M., Wei, Z. 2009a, November 17. A review of water management in polymer electrolyte membrane fuel cells. Energies, Molecular Diversity Preservation International: , 1057–1106. https://doi.org/10.3390/en20401057 Ji, M., Wei, Z. 2009b, November 17. A review of water management in polymer electrolyte membrane fuel cells. Energies, MDPI AG: , 1057–1106. https://doi.org/10.3390/en20401057 Ju, H., Wang, C.-Y., Cleghorn, S., Beuscher, U. 2005. Nonisothermal Modeling of Polymer Electrolyte Fuel Cells. Journal of The Electrochemical Society, 152(8):, A1645. https://doi.org/10.1149/1.1943591 Kang, H. C., Jum, K. M., Sohn, Y. J. 2019. Performance of unit PEM fuel cells with a leaf-vein-simulating flow field-patterned bipolar plate. International Journal of Hydrogen Energy, 44(43):, 24036–24042. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2019.07.120 Karthikeyan, M., Karthikeyan, P., Muthukumar, M., Magesh Kannan, V., 134 Thanarajan, K., Maiyalagan, T., Chae-Won Hong, Jothi, V. R., Sung-ChulYi 2019. Adoption of novel porous inserts in the flow channel of pem fuel cell for the mitigation of cathodic flooding. International Journal of Hydrogen Energy. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2019.08.151 Karthikeyan, P., Vasanth, R. J., Muthukumar, M. 2015. Experimental investigation on uniform and zigzag positioned porous inserts on the rib surface of cathode flow channel for performance enhancement in PEMFC. International Journal of Hydrogen Energy, 40(13):, 4641–4648. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2015.01.175 Kerkoub, Y., Benzaoui, A., Haddad, F., Ziari, Y. K. 2018. Channel to rib width ratio influence with various flow field designs on performance of PEM fuel cell. Energy Conversion and Management, 174:, 260–275. https://doi.org/10.1016/J.ENCONMAN.2018.08.041 Kim, Jinyong, Luo, G., Wang, C.-Y. 2017. Modeling two-phase flow in three- dimensional complex flow-fields of proton exchange membrane fuel cells. Journal of Power Sources, 365:, 419–429. https://doi.org/10.1016/J.JPOWSOUR.2017.09.003 Kim, Junbom, Lee, S., Srinivasan, S., Chamberlin, C. E. 1995. Modeling of Proton Exchange Membrane Fuel Cell Performance with an Empirical Equation. Journal of The Electrochemical Society, 142(8):, 2670. https://doi.org/10.1149/1.2050072 Kim, M., Kim, C., Sohn, Y. 2018. Application of Metal Foam as a Flow Field for PEM Fuel Cell Stack. Fuel Cells, 18(2):, 123–128. https://doi.org/10.1002/fuce.201700180 Kim, Mansu, Jung, N., Eom, K., Yoo, S. J., Kim, J. Y., Jang, J. H., Kim, H. J., Hong, B. K., Cho, E. 2014. Effects of anode flooding on the performance degradation of polymer electrolyte membrane fuel cells. Journal of Power Sources, 266:, 332–340. https://doi.org/10.1016/j.jpowsour.2014.04.092 Kulikovsky, A. A. 1999. Modeling the Cathode Compartment of Polymer Electrolyte Fuel Cells: Dead and Active Reaction Zones. Journal of The Electrochemical Society, 146(11):, 3981. https://doi.org/10.1149/1.1392580 Larminie, J., Dicks, A. 2003. Fuel Cell Systems Explained, West Sussex, England, . https://doi.org/10.1002/9781118878330 Lee, J., Gundu, M. H., Lee, N., Lim, K., Lee, S. W., Jang, S. S., Kim, J. Y., Ju, H. 2019. Innovative cathode flow-field design for passive air-cooled polymer electrolyte membrane (PEM) fuel cell stacks. International Journal of Hydrogen Energy. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2019.07.128 Li, W., Zhang, Q., Wang, C., Yan, X., Shen, S., Xia, G., Zhu, F., Zhang, J. 2017. Experimental and numerical analysis of a three-dimensional flow field for PEMFCs. Applied Energy, 195:, 278–288. https://doi.org/10.1016/J.APENERGY.2017.03.008 Li, X. 2005. Diversification and localization of energy systems for sustainable development and energy security. Energy Policy, 33(17):, 2237–2243. https://doi.org/10.1016/j.enpol.2004.05.002 Li, X., Sabir, I. 2005a. Review of bipolar plates in PEM fuel cells: Flow-field designs. International Journal of Hydrogen Energy, 30(4):, 359–371. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2004.09.019 Li, X., Sabir, I. 2005b. Review of bipolar plates in PEM fuel cells: Flow-field designs. International Journal of Hydrogen Energy, 30(4):, 359–371. 135 https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2004.09.019 Li, X., Sabir, I., Park, J. 2007. A flow channel design procedure for PEM fuel cells with effective water removal. Journal of Power Sources, 163(2):, 933–942. https://doi.org/10.1016/j.jpowsour.2006.10.015 Lim, B. H., Majlan, E. H., Daud, W. R. W., Rosli, M. I., Husaini, T. 2017. Numerical analysis of modified parallel flow field designs for fuel cells. International Journal of Hydrogen Energy, 42(14):, 9210–9218. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2016.03.189 Liu, H.-C., Yan, W.-M., Soong, C.-Y., Chen, F. 2005. Effects of baffle-blocked flow channel on reactant transport and cell performance of a proton exchange membrane fuel cell. Journal of Power Sources, 142(1–2):, 125–133. https://doi.org/10.1016/J.JPOWSOUR.2004.09.037 Liu, H., Li, P., Juarez-Robles, D., Wang, K., Hernandez-Guerrero, A. 2014. Experimental Study and Comparison of Various Designs of Gas Flow Fields to PEM Fuel Cells and Cell Stack Performance. Frontiers in Energy Research, 2:, 2. https://doi.org/10.3389/fenrg.2014.00002 Liu, Y., Zhang, J.-H., Gao, X.-B., Wu, X.-J., Yu, J., Chen, J.-F., Bian, S.-Z., Ding, X.-H., Huang, L. 2014. Correlation between blood pressure changes and AMS, sleeping quality and exercise upon high-altitude exposure in young Chinese men. Military Medical Research, 1(1):, 19. https://doi.org/10.1186/2054-9369-1-19 Lucas, S. J. E., Burgess, K. R., Thomas, K. N., Donnelly, J., Peebles, K. C., Lucas, R. A. I., Fan, J. L., Cotter, J. D., Basnyat, R., Ainslie, P. N. 2011. Alterations in cerebral blood flow and cerebrovascular reactivity during 14 days at 5050 m. Journal of Physiology, 589(3):, 741–753. https://doi.org/10.1113/jphysiol.2010.192534 Mascha, E. 1904. Uber die Schwungfedern. Z. Wiss. Zool., 77:, 606–651. Mazumder, S., Cole, J. V. 2003. Rigorous 3-D Mathematical Modeling of PEM Fuel Cells. Journal of The Electrochemical Society, 150(11):, A1510. https://doi.org/10.1149/1.1615609 Montie, Greg; Redlich, Bruce Rodney; Leger, D. E. 2005. US20080213648A1. Retrieved from https://patents.google.com/patent/US20080213648 Moore, L. G., Charles, S. M., Julian, C. G. 2011, August 31. Humans at high altitude: Hypoxia and fetal growth. Respiratory Physiology and Neurobiology, Elsevier: , 181–190. https://doi.org/10.1016/j.resp.2011.04.017 Naeije, R. 2010. Physiological adaptation of the cardiovascular system to high altitude. Progress in Cardiovascular Diseases, 52(6):, 456–466. https://doi.org/10.1016/j.pcad.2010.03.004 Nguyen, T. V 1993. A Water and Heat Management Model for Proton-Exchange- Membrane Fuel Cells. Journal of The Electrochemical Society, 140(8):, 2178. https://doi.org/10.1149/1.2220792 Nonobe, Y. 2017. Development of the fuel cell vehicle mirai. IEEJ Transactions on Electrical and Electronic Engineering, 12(1):, 5–9. https://doi.org/10.1002/tee.22328 Pablo Martin Belchor, Paloma Barbieri, Gabriel Benetti, Evandro Mathias, Mayra Klein, João Bottin, Deyse Suman Carpenter, Maria Madalena Camargo Forte 2015. Use of Fractals Channels to Improve a Proton Exchange Membrane Fuel Cell Performance. Journal of Energy and Power Engineering, 9(8):. https://doi.org/10.17265/1934-8975/2015.08.006 Pien M. Shyhing; Warshay, M. 2008. US8313870B2. Retrieved from 136 https://patents.google.com/patent/US8313870B2/en Rahimi-Esbo, M., Ranjbar, A. A., Ramiar, A., Alizadeh, E., Aghaee, M. 2016. Improving PEM fuel cell performance and effective water removal by using a novel gas flow field. International Journal of Hydrogen Energy, 41(4):, 3023–3037. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2015.11.001 Ralph, T. R. 2006a. “Principles of Fuel Cells.” Platinum Metals Review, 50(4):, 200– 201. https://doi.org/10.1595/147106706X158789 Ralph, T. R. 2006b. “Principles of Fuel Cells.” Platinum Metals Review, 50(4):, 200– 201. https://doi.org/10.1595/147106706X158789 Ruan, H., Wu, C., Liu, S., Chen, T. 2016. Design and simulation of novel flow field plate geometry for proton exchange membrane fuel cells. Heat and Mass Transfer, 52(10):, 2167–2176. https://doi.org/10.1007/s00231-015-1737-6 Sajid Hossain, M., Shabani, B. 2018. Experimental study on confined metal foam flow passage as compact heat exchanger surface. International Communications in Heat and Mass Transfer, 98:, 286–296. https://doi.org/10.1016/J.ICHEATMASSTRANSFER.2018.09.002 Sajid Hossain, M., Shabani, B., Cheung, C. P. 2017. Enhanced gas flow uniformity across parallel channel cathode flow field of Proton Exchange Membrane fuel cells. International Journal of Hydrogen Energy, 42(8):, 5272–5283. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2016.11.042 Santamaria, A. D., Bachman, J., Park, J. W. 2013. Design strategy for a polymer electrolyte membrane fuel cell flow-field capable of switching between parallel and interdigitated configurations. International Journal of Hydrogen Energy, 38(14):, 5807–5812. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2013.01.084 Soong, C. Y., Yan, W. M., Tseng, C. Y., Liu, H. C., Chen, F., Chu, H. S. 2005. Analysis of reactant gas transport in a PEM fuel cell with partially blocked fuel flow channels. Journal of Power Sources, 143(1–2):, 36–47. https://doi.org/10.1016/J.JPOWSOUR.2004.11.055 St-Pierre, J., Wilkinson, D. P., Knights, S., Bos, M. L. 2000. Relationships between water management, contamination and lifetime degradation in PEFC. Journal of New Materials for Electrochemical Systems, 3(2):, 99–106. Retrieved from http://citeseerx.ist.psu.edu/viewdoc/download?doi=10.1.1.457.781&rep=rep1&typ e=pdf Tong, S., Bachman, J. C., Santamaria, A., Park, J. W. 2013. Experimental investigation on a polymer electrolyte membrane fuel cell (PEMFC) parallel flow field design with external two-valve regulation on cathode channels. Journal of Power Sources, 242:, 195–201. https://doi.org/10.1016/J.JPOWSOUR.2013.05.018 Um, S., Wang, C.-Y., Chen, K. S. 2000. Computational Fluid Dynamics Modeling of Proton Exchange Membrane Fuel Cells. Journal of The Electrochemical Society, 147(12):, 4485. https://doi.org/10.1149/1.1394090 US20100261087A1 2009. Retrieved from https://patents.google.com/patent/US20100261087A1/en VARRO, M. T., GUETZ, G., KEIL, H. 1929. Rerum Rusticarum Libri III, Lipsiae. Retrieved from https://books.google.com.tr/books?id=ieEmzAEACAAJ Vazifeshenas, Y., Sedighi, K., Shakeri, M. 2019. Heat transfer in PEM cooling flow field with high porosity metal foam insert. Applied Thermal Engineering, 147:, 81– 89. https://doi.org/10.1016/J.APPLTHERMALENG.2018.10.069 Velisala, V., Srinivasulu, G. N. 2018. Numerical Simulation and Experimental 137 Comparison of Single, Double and Triple Serpentine Flow Channel Configuration on Performance of a PEM Fuel Cell. Arabian Journal for Science and Engineering, 43(3):, 1225–1234. https://doi.org/10.1007/s13369-017-2813-7 Wang, C.-T., Hu, Y.-C., Zheng, P.-L. 2010. Novel biometric flow slab design for improvement of PEMFC performance. Applied Energy, 87(4):, 1366–1375. https://doi.org/10.1016/J.APENERGY.2009.05.039 Wang, X.-D., Duan, Y.-Y., Yan, W.-M., Peng, X.-F. 2008. Effects of flow channel geometry on cell performance for PEM fuel cells with parallel and interdigitated flow fields. Electrochimica Acta, 53(16):, 5334–5343. https://doi.org/10.1016/J.ELECTACTA.2008.02.095 Wang, Y., Wang, S., Wang, G., Yue, L. 2018. Numerical study of a new cathode flow- field design with a sub-channel for a parallel flow-field polymer electrolyte membrane fuel cell. International Journal of Hydrogen Energy, 43(4):, 2359–2368. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2017.11.172 Wang, Y., Yue, L., Wang, S. 2017. New design of a cathode flow-field with a sub- channel to improve the polymer electrolyte membrane fuel cell performance. Journal of Power Sources, 344:, 32–38. https://doi.org/10.1016/J.JPOWSOUR.2017.01.075 Wawdee, P., Limtrakul, S., Vatanatham, T., Fowler, M. W. 2015. Water transport in a PEM fuel cell with slanted channel flow field plates. International Journal of Hydrogen Energy, 40(9):, 3739–3748. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2015.01.037 Weger, H., Weger, M., Klaas, M., Schröder, W. 2017. Features of owl wings that promote silent flight (Vol. 7), Royal Society of London. https://doi.org/10.1098/rsfs.2016.0078 Wilson, M. S. 1993. Surface Area Loss of Supported Platinum in Polymer Electrolyte Fuel Cells. Journal of The Electrochemical Society, 140(10):, 2872. https://doi.org/10.1149/1.2220925 Wood, D. L., Yi, J. S., Nguyen, T. V 1998. Effect of direct liquid water injection and interdigitated flow field on the performance of proton exchange membrane fuel cells. Electrochimica Acta, 43(24):, 3795–3809. https://doi.org/10.1016/S0013- 4686(98)00139-X Wu, Y., Cho, J. I. S., Neville, T. P., Meyer, Q., Ziesche, R., Boillat, P., Cochet, M., Shearing, P. R., Brett, D. J. L. 2018. Effect of serpentine flow-field design on the water management of polymer electrolyte fuel cells: An in-operando neutron radiography study. Journal of Power Sources, 399:, 254–263. https://doi.org/10.1016/J.JPOWSOUR.2018.07.085 Xu, X., Yang, W., Zhuang, X., Xu, B. 2019. Experimental and numerical investigation on effects of cathode flow field configurations in an air-breathing high-temperature PEMFC. International Journal of Hydrogen Energy, 44(45):, 25010–25020. https://doi.org/10.1016/J.IJHYDENE.2019.07.237 Yan, W. M., Chen, F., Wu, H. Y., Soong, C. Y., Chu, H. S. 2004. Analysis of thermal and water management with temperature-dependent diffusion effects in membrane of proton exchange membrane fuel cells. Journal of Power Sources, 129(2):, 127– 137. https://doi.org/10.1016/j.jpowsour.2003.11.028 Zawodzinski, T. A. 1993. A Comparative Study of Water Uptake By and Transport Through Ionomeric Fuel Cell Membranes. Journal of The Electrochemical Society, 140(7):, 1981. https://doi.org/10.1149/1.2220749 ZIEHL-ABEGG Germany -Owl wing. . 138 EKLER EK 1 Özgeçmiş 139 ÖZGEÇMİŞ Adı Soyadı : Erman ÇELİK Doğum Yeri ve Tarihi : Çemişgezek / 11.11.1986 Yabancı Dil : İngilizce Eğitim Durumu Lise : Elazığ Anadolu Lisesi Lisans :Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü Yüksek Lisans : Uludağ Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Makine Mühendisliği Anabilim Dalı Termodinamik Bilim Dalı Çalıştığı Kurum/Kurumlar : Teknotasarım A.Ş. 2008-2010 Von Karman Institute for Fluid Dynamics (Kısa dönem stajyer 3 ay) 2010 Fırat Üniversitesi Teknoloji Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü 2010- devam ediyor. İletişim (e-posta) : ecelik@firat.edu.tr Yayınları : Çelik, E., & Karagöz, İ. (2020). Polymer electrolyte membrane fuel cell flow field designs and approaches for performance enhancement. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part A: Journal of Power and Energy, 234(8), 1189–1214. https://doi.org/10.1177/0957650919893543 Küpeli, S., Çelik, E., Karagöz, İ. 2020. Three dimensionel modelling and parametric analysis of a PEM fuel cell with a serpentine flow channel. ISPEC 6th International Conference on Engineering & Natural Sciences, 24-26 January, Harran University, Sanliurfa. 140