Etude paramétrique 83

Comme pour le calcul de la durée du cycle, nous ferons l’hypothèse d’un courant constant. De plus, afin de rester cohérent, les différentes configurations étudiées se baseront sur le stack étudié expérimentalement dans le chapitre suivant et nous choisirons alors comme cas de référence :

- Un stack de 70 cellules d’une surface active de 220 cm², d’un volume de compartiment anodique de 0.25 l.

- Un réservoir d’un volume de 5 l, ordre de grandeur du volume du stack complet.

- Le seuil de pression haut 1.4 bar et le seuil de pression bas 1.2 bar, la pression haute est relativement proche de la pression cathodique 1.5 bar et la pression basse est choisie afin de respecter un écart de pression inferieur à 0.5 bar entre les deux compartiments du stack pour protéger la membrane.

- Une température du compartiment anodique et du réservoir de 70°C, on ne considère pas d’échange thermique dans le réservoir.

- Une pression de tarage 0.03 bar des deux clapets anti-retour ; valeur issue d’un clapet anti retour standard commercial [3].

- Q max égal à 1.5 fois le débit consommé pour le courant nominal de 100A, par la suite nommé Qca_100A.

Ce cas de référence nous servira de base pour étudier l’influence du courant, de la température du réservoir, du débit max traversant l’électrovanne et enfin celle du volume du réservoir. Nous étudierons cela suivant trois axes : la durée du cycle, la durée des phases deux et quatre de celui-ci et la stœchiométrie interne dans le stack lors de la phase 4, celle-ci nous informant de l’intensité de la « purge » subie. Mais dans un premier temps nous allons vérifier l’allure de cycle donnée par ce modèle.

- 84 - IV.3.2.1. Cycle de recirculation

En utilisant les paramètres énoncés ci–dessus, nous trouvons l’allure suivante.

Figure 4 : Allure de cycle issue de la modélisation analytique pour I=100A

Conditions de la simulation

Courant Température Qmax Vréservoir

100A 70°C 1.5 Qca_100A 5l

Nous pouvons voir que les phases durant lesquelles les clapets sont fermés (phase 1 et 3) sont très courtes en comparaison des phases où le réservoir se remplit et se vide (phase 2 et 4). Malgré tout cela nous retrouvons le comportement attendu. Nous remarquons également que la durée du cycle est de quelques secondes et que la phase 4 est relativement longue par rapport au cycle. La « purge » sera donc fréquente et longue. Etudions l’évolution de cette purge lorsque l’on fait varier le courant.

- 85 - IV.3.2.2. Influence du courant

Nous avons fait l’hypothèse d’un courant constant, ce qui est cohérent avec l’utilisation attendue de ce système. Il est malgré tout possible d’envisager le fonctionnement de la pile sous différents courants suivant la puissance électrique nécessaire. Cela aura, par exemple, pour effet de faire varier la production et le passage d’eau dans la pile et donc les besoins en recirculation. La prochaine figure présente l’évolution de la durée du cycle des phases 2 et 4 de celui-ci, et de la stœchiométrie interne dans le stack λ durant la phase 4 suivant le courant produit par la pile, cette dernière nous permet d’observer la violence de la « purge ».

Figure 5 : Evolution de la durée du cycle et de différentes phases du cycle ainsi que de la stœchiométrie interne

λ dans le stack durant la phase 4 en fonction du courant produit par le stack

Conditions de la simulation

Courant Température Qmax Vréservoir

Variable 70°C 1.5 Qca_100A 5l

Lorsque le courant est faible, le cycle est long et la phase de remplissage du réservoir est courte. En contre-partie, le débit de remplissage du réservoir permet alors d’avoir des « purges » courtes,

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violentes et peu fréquentes. A l’inverse, lorsque le courant est important, le cycle est rapide et la phase de remplissage est plus longue. Ici, il y a des « purges » plus fréquentes mais moins violentes. Dans le chapitre précédent, nous avons discuté la difficulté à prévoir la réponse du stack à des purges périodiques, il sera donc nécessaire de tester le système expérimentalement pour voir si cette modulation du cycle, suivant le courant produit, a un impact sur la gestion de l’eau. On peut de plus s’interroger sur un risque d’assèchement de la membrane au vu de la stœchiométrie interne dans le stack pour des courants faibles même si la durée de la phase de sur-débit est courte.

Etudions maintenant l’influence de la température du réservoir.

IV.3.2.3. Influence de la température

L’hydrogène peut voir sa température varier au cours du cycle. Ainsi, si la température du réservoir est différente de celle du stack, il est pertinent de s’interroger sur l’effet de ce changement de température, celui-ci pouvant, de plus, de permette une meilleur évacuation de l’eau hors de la pile. En effet, si le gaz recirculé subit des variations de température, il aura tendance à se charger en humidité dans le compartiment anodique puis, lors de son refroidissement dans le réservoir, l’eau présente sous forme de vapeur dans le gaz recirculé se condensera et il y aura une évacuation d’eau par ce moyen.

La figure 6 présente l’évolution de différents paramètres du cycle pour différentes températures du réservoir.

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Figure 6 : Evolution de la durée du cycle et de différentes phases du cycle ainsi que de la stœchiométrie interne

λ dans le stack durant la phase 4 en fonction de la température du réservoir

Conditions de la simulation

Courant Température Qmax Vréservoir

100A Variable 1.5 Qca_100A 5l

Nous pouvons constater une influence faible sur le comportement du système de recirculation. Dans ces conditions, il est pertinent de s’interroger sur la mise en place d’un refroidissement actif du réservoir, un ventilateur par exemple, afin d’améliorer la gestion de l’eau dans le système de recirculation. Cela permettra de refroidir les gaz anodiques dans le réservoir et donc de condenser l’eau présente sous forme gazeuse.

Etudions maintenant l’influence du débit traversant l’électrovanne.

IV.3.2.4. Influence du Qmax

Moduler le débit traversant l’électrovanne va permettre d’avoir des purges plus ou moins violentes, mais aussi, plus ou moins longues.

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La figure 7 présente les résultats de l’étude conduite sur l’influence de ce débit. Le débit est exprimé sous la forme du taux de débit nominal d’hydrogène consommé dans la pile, Qca_100A.

Figure 7 : Evolution de la durée du cycle et de différentes phases du cycle ainsi que de la stœchiométrie interne

λ dans le stack durant la phase 4 en fonction du débit maximum

Conditions de la simulation

Courant Température Qmax Vréservoir

100A 70°C Variable 5l

Nous pouvons constater que, plus le débit est important, plus les purges sont violentes, fréquentes mais courtes. A l’inverse lorsque le débit est faible, les purges sont longues, espacées et faibles. Comme précédemment, il faudra voir quelle est la meilleure solution d’un point de vue expérimental. Il est en effet possible, comme nous l’avons vu précédemment, de provoquer des assèchements de la pile lors de purges trop violentes par exemple.

- 89 - IV.3.2.5. Influence du volume du réservoir

Le volume du réservoir est un paramètre important lorsque l’on considère l’intégration du système. Il est évident que ce système ne sera pas viable si le réservoir doit être trop gros pour fonctionner notamment en comparaison du système de recirculation par pompe. Il est donc nécessaire de s’interroger sur l’influence du volume du réservoir sur le comportement des purges subies par le stack.

La figure 8 ci-dessous donne les résultats obtenus lors de cette étude.

Figure 8 : Evolution de la durée du cycle et de différentes phases du cycle ainsi que de la stœchiométrie dans le stack durant la phase 4 en fonction du volume du réservoir

Conditions de la simulation

Courant Température Qmax Vréservoir

100A 70°C 1.5 Qca_100A Variable

Comme on pouvait si attendre, plus le réservoir est gros, plus il mettra de temps à se remplir et à se vider. Les purges seront alors plus longues mais plus espacées.

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