CN115161704A - 一种基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明实施例提供一种基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法及系统，方法包括：获取通过采集装置采集的用以进行冷媒流量衡算的相关参数，并基于所述相关参数，进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值；通过比较实测冷媒流量与所述冷媒流量理论值，控制执行机构的动作，以调节冷媒流量。基于理论计算，提前更改冷媒流量或温差，使得电解槽槽温平稳运行；同时，可以提高电解槽运行温度的控制精度和灵敏度，避免槽温出现大幅波动，提高电解槽运行的安全性和稳定性。

Description

一种基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法

技术领域

本发明涉及水电解制氢氧技术领域，特别涉及一种基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法。

背景技术

水电解制氢氧属于将电能转化为化学能的反应过程，工业电解槽由于运行条件的限制，其电解过程的能量转化效率不能达到100％，这部分未转化的电能会转化为热量。当电解槽槽体散热功率小于发热功率时，电解槽温度会逐渐升高，表现为电解槽出口的电解液温度高于进口的温度。为了维持电解槽正常工作，需对电解槽的运行温度进行控制。

传统的水电解槽槽温控制方式大致有两种。一种为槽前温控制方法，控制逻辑为：设定槽前温，同时监测槽前温度，根据槽前实际温度与槽前设定温度来决定冷却系统的动作，进而调节槽前温度，该方法未能考虑电解槽功率波动带来的影响，导致槽后温变化较大，电解槽运行不稳定，电解过程能耗较高。另一种为槽后温控制方法，控制逻辑为：设定槽后温，同时监测槽后温度，根据槽后实际温度与槽后设定温度来决定冷却系统的动作，进而调节槽后温度，该方法由于槽后温的监测相对于电解液的换热存在滞后性，导致槽前温和槽后温波动均较大，电解槽性能不稳定，电解过程能耗较高。

发明内容

本发明实施例提供了一种基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法及系统，其基于理论计算，提前更改冷媒流量或温差，使得电解槽槽温平稳运行；同时，可以提高电解槽运行温度的控制精度和灵敏度，避免槽温出现大幅波动，提高电解槽运行的安全性和稳定性。

本发明实施例提供一种基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，包括：

获取通过采集装置采集的用以进行冷媒流量衡算的相关参数，并基于所述相关参数，进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值；

在每个迭代周期开始时，比较实测冷媒流量与所述冷媒流量理论值，控制执行机构的动作，以调节冷媒流量。

在本发明的一些实施例中，所述相关参数至多包括槽前温、槽后温、电解槽表面温度、气液处理单元各容器、管道、阀门和仪表的表面温度、环境温度、电解槽总电压、总电流、电解液流量、冷媒流量、冷媒进口温度和冷媒出口温度的参数。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，包括：

计算所述电解槽的发热功率；

其中，

W_发为电解槽发热功率；

V_m为电解槽第m个小室的小室电压；

V_n为工作状态下水的热中性电压；

I_m为电解槽第m个小室的小室电流；

m为电解槽的小室数量。

为简化计算，可将小室电压V_m由平均小室电压V_cell代替，V_n取值1.48，公式简化为：

W_发＝(V_cell-1.48)×I_cell×m，

V_cell为电解槽的平均小室电压；

I_cell为电解槽的平均小室电流；若所述电解槽为串联电解槽，则串联电解槽的小室电压V_cell等于总电压V除以小室数m，小室电流I_cell等于总电流I；

电解槽发热功率记为W_发，则，

W_发＝(V_cell-1.48)×I_cell×m；

W_发串＝(V_cell-1.48)×I_cell×m＝(V÷m-1.48)×I×m＝VI-1.48mI；

其中，W_发串为串联电解槽的发热功率；

若所述电解槽为并联电解槽，则并联电解槽小室电压V_cell等于总电压V除以小室数m乘以2，小室电流I_cell等于总电流I除以2，则有，

W_发并＝(V_cell-1.48)×I_cell×m＝(V÷m×2-1.48)×I÷2×m＝VI-0.74mI

其中，W_发并为并联电解槽的发热功率。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，包括：

计算系统散热功率，具体地，

散热功率W_散分为电解槽、容器、管道以及部分附件分别与周围环境的对流散热W_对以及与周围环境的辐射散热W_辐

W_散＝W_对+W_辐

其中，W_对＝W_柱对+W_端对，具体地，

W_柱对＝h_柱*A_柱*△T_x

其中，x分别为2、3、4、5；

槽体表面温度与环境温度差△T₂＝T₂-T₁，其中，T₁为环境温度，T₂为槽体表面温度；

氢分离器表面温度与环境温度差△T₃＝T₃-T₁，其中，T₃为氢分离器表面温度；

氧分离器表面温度与环境温度差△T₄＝T₄-T₁，其中，T₄为氧分离器表面温度；

换热器表面温度与环境温度差△T₅＝T₅-T₁，其中，T₅为换热器表面温度；

散热面积分为圆柱侧面面积A_柱＝π*D*L；

散热系数h_柱＝Nu*λ/D，其中，D为横置圆柱体的侧面特征长度；

努塞尔数Nu＝C*(Gr*Pr)ⁿ；

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T_x)/ν²；

体积膨胀系数β＝1/(273+t)；

定性温度t＝(T₁+T_x)/2；

对于低温水电解设备，槽体表面温度及容器表面温度T_x范围为50℃-110℃，环境温度T₁范围为5℃-40℃，带入上式定性温度t为27.5℃-75℃；

将定性温度t的值带入式β＝1/(273+t)，β值的范围为0.0029-0.0033；

△T_x值的范围为10℃-105℃；

重力加速度取值9.8；

在定性温度范围内，空气粘度ν取值为0.00001897m²/s；

对于电解槽及容器的圆柱侧面，将β、g、△T_x、ν以及电解槽或容器直径D的值带入格拉晓夫数Gr＝(βgD³△Tx)/ν²，结果分以下三种情况：

若求得格拉晓夫数在10⁴-5.76×10⁸之间，表面对流散热为层流，C取0.48，n取0.25；

若求得格拉晓夫数在5.76×10⁸-4.65×10⁹之间，表面对流散热为过渡区，C取0.0445，n取0.37；

若求得格拉晓夫数＞4.65×10⁹，表面对流散热为湍流，C取0.1，n取1/3；

将β值取0.0031，空气导热系数λ取值0.029W/(m*K)；普朗克数Pr取值0.697；至此，W对简化为电解槽或容器长度L，直径D，槽体或容器表面温度T_x，环境温度T₁的函数；

层流时，取W_柱对＝3.8282LD^0.75(T_x-T₁)^1.25；

过渡区时，取W_柱对＝3.0372LD^1.11(T_x-T₁)^1.37；

湍流时，取W_柱对＝3.5056LD(T_x-T₁)^4/3；

W_端对＝h_端*A_端*△T_x；

其中，槽体表面温度与环境温度差△T₂＝T₂-T₁；

氢分离器表面温度与环境温度差△T₃＝T₃-T₁；

氧分离器表面温度与环境温度差△T₄＝T₄-T₁；

换热器表面温度与环境温度差△T₅＝T₅-T₁；

端面面积A_端＝2*1/4π*D²＝0.5π*D²；

散热系数h_端＝Nu*λ/D，其中，D为横置圆柱体的端面特征长度；

努塞尔数Nu＝C*(Gr*Pr)ⁿ；

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△Tx)/ν²；

体积膨胀系数β＝1/(273+t)；

定性温度t＝(T₁+T_x)/2；

对于低温水电解设备，槽体表面温度及容器表面温度T_x范围为50℃-110℃，环境温度T₁范围为5℃-40℃，带入上式定性温度t为27.5℃-75℃；

将定性温度t的值带入式β＝1/(273+t)，β值的范围为0.0029-0.0033；

△T_x值的范围为10℃-105℃；

重力加速度取值9.8；

在定性温度范围内，空气粘度ν取值0.00001897m²/s；

对于电解槽及容器的端面，将β、g、△T_x、ν以及电解槽或容器直径D的值带入格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²，结果分以下三种情况：

若求得格拉晓夫数在10⁴-3×10⁹之间，表面对流散热为层流，C取0.59，n取0.25；

若求得格拉晓夫数在3×10⁹-2×10¹⁰之间，表面对流散热为过渡区，C取0.0292，n取0.39；

若求得格拉晓夫数＞2×10¹⁰，表面对流散热为湍流，C取0.11，n取1/3；

将β值取0.0031，空气导热系数λ取值0.029W/(m*K)；普朗克数Pr取值0.697；至此，W对简化为电解槽或容器长度L，直径D，槽体或容器表面温度T_x，环境温度T₁的函数；

层流时，取W_端对＝2.3539D^1.75(T_x-T₁)^1.25；

过渡区时，取W_端对＝1.42586D^2.17(T_x-T₁)^1.39；

湍流时，取W_端对＝1.94897D²(T_x-T₁)^4/3；

W_辐＝A*ε*σ*{[(T_x+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}；

其中，散热面积A＝π*D*L+2*1/4π*D²＝π*D(L+0.5D)；

其中，黑体辐射系数σ取值5.67W/(m²·K⁴)；根据电解槽表面特性，黑度ε取值0.85，代入辐射散热公式，W_辐为电解槽长度L_槽，直径D_槽，槽体表面温度T₂，环境温度T₁的函数；

W_辐＝15.141(L_槽+0.5D_槽)*D_槽*{[(T₂+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}；

根据容器及管道表面特性，黑度ε取值0.07，代入辐射散热公式，W_辐为容器长度L_x，直径D_x，容器表面温度T_x，环境温度T₁的函数；

W_辐＝1.247(L_x+0.5D_x)*D_x*{[(T_x+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}；

W_散为电解槽、容器或管道长度L_x，直径D_x，槽体、容器或管道表面温度T_x，环境温度T₁的函数。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

对电解槽后变温热功率的计算，具体如下：

基于实测槽后温与槽后设定温存在的偏差，调节槽后电解液到槽后设定温，产生变温功率W_变，根据热量衡算公式Q_液＝m_液c_液△t_槽，等式两边同时除以时间，得：

W_变＝q_液ρ_液c_液△t_槽

△t_槽＝T_槽后-T_槽后设

综上，W_变为电解槽槽后温T_槽后、槽后设定温T_槽后设、电解液热容c_液、电解液密度ρ_液、电解液体积流量q_液的函数。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算氢氧气带走热量功率，其中，

公式两边同时除以时间T(单位S)，得

同理

综上，W_H2为电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、氢气密度ρ_H2、氢气恒容比热容C_H2、氢气出口温度T₆的函数；

W_O2为电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、氧气密度ρ_O2、氧气恒容比热容C_O2、氧气出口温度T₇的函数。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算原料水带来热量功率：

W_H2O＝m_H2O×C_H2O×△T₈；

其中，水的质量流量可以根据理论计算

或者用流量计计量V_H2O，m_H2O＝V_H2O×ρ_H2O；

综上，W_H2O为电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、原料水进口温度T₈，原料水比热容C_H2O的函数或者电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、原料水进口体积流量V_H2O、原料水密度ρ_H2O、原料水进口温度T₈、原料水比热容C_H2O的函数。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算系统净热功率，具体为：

W_净＝W_发+W_变+W_H2O-W_散-W_H2-W_O2

综上，W_净为电解槽电压V、电流I、小室数m、电解槽、容器或管道长度L_x、直径D_x、表面温度T_x、环境温度T₁、电解槽槽后温T_槽后、槽后设定温T_槽后设、电解液热容c_液、密度ρ_液、体积流量q_液、电流效率η₀、氢气密度ρ_H2、氢气恒容比热容c_H2、氢气出口温度T₆、氧气密度ρ_O2、氧气恒容比热容c_O2、氧气出口温度T₇、原料水进口温度T₈、原料水比热容c_H2O、或者为选取原料水进口体积流量V_H2O、原料水密度ρ_H2O的函数。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算冷媒流量，具体如下：

根据热量衡算公式Q_冷＝m_冷c_冷△T₉，等式两边同时除以时间，得：

W_净＝q_冷ρ_冷c_冷△T₉

q_冷＝W_净÷(ρ_冷c_冷△T₉)

q_冷为冷媒体积流量，ρ_冷为冷媒密度，c_冷为冷媒比热容，△T₉为冷媒进出口温差，△T₉＝T₁₀-T₉

综上，冷媒体积流量q_冷为电解槽电压V、电流I、小室数m、电解槽、容器或管道长度L_x、直径D_x、表面温度T_x、环境温度T₁、电解槽槽后温T_槽后、槽后设定温T_槽后设、电解液热容c_液、密度ρ_液、体积流量q_液、电流效率η₀、氢气密度ρ_H2、氢气恒容比热容c_H2、氢气出口温度T₆、氧气密度ρ_O2、氧气恒容比热容c_O2、氧气出口温度T₇、原料水进口温度T₈、原料水比热容c_H2O、冷媒密度ρ_冷、冷媒比热容c_冷、冷媒进口温度T₉、冷媒出口温T₁₀或者为选取原料水进口体积流量V_H2O、原料水密度ρ_H2O的函数。

本发明实施例还提供了一种基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制系统，包括：

数据采集装置，其用于采集用以进行冷媒流量衡算的相关参数；

控制单元，其用于基于所述相关参数，进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，在每个迭代周期开始时，通过比较实测冷媒流量与所述冷媒流量设定值，控制执行机构的动作，以调节冷媒流量；

执行机构，其用于接收所述控制单元的控制指令，调节冷媒流量。

本发明实施例提供的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法及系统，具有以下优点：区别于现行的电解槽槽温被动型控制，即，槽温变化已经发生之后，系统才能做出调节槽温的指令，而本发明提供的电解槽运行温度控制方法属于主动型控制，当电解槽及周围环境的运行参数发生变化时，此时槽温并未立即反应出来变化，但本发明可以基于理论计算，提前更改冷媒流量或温差，使得电解槽槽温平稳运行；同时，可以提高电解槽运行温度的控制精度和灵敏度，避免槽温出现大幅波动，提高电解槽运行的安全性和稳定性，尤其适应功率波动的电源，比如可再生能源发电导致的宽功率波动，该发明可以有效的维持电解槽温度稳定；由于电解槽温度相对稳定，可适当提高电解槽的运行温度，可降低电解过程的能耗；更好地适应电解槽输入功率的宽幅波动，相比传统电解槽温度控制方法更具优势，水电解制氢氧系统具有更好的槽温稳定性及更低的能耗。

附图说明

图1为本发明实施例的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法的中串联电解槽的结构示意图；

图2为本发明实施例的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法的中并联电解槽的结构示意。

具体实施方式

为使本领域技术人员能够更好的理解本发明的技术方案，下面结合附图和具体实施方式对本发明做进一步的说明。

在本说明书中可使用词组“在一种实施例中”、“在另一实施例中”、“在又一实施例中”、“在一实施例中”、“在一些实施例中”或“在其它实施例中”，均可指代根据本发明的相同或不同实施例中的一个或多个。

此后参照附图描述本发明的具体实施例；然而，应当理解，所发明的实施例仅仅是本发明的实施例，其可采用多种方式实施。熟知和/或重复的功能和结构并未详尽描述以根据用户的历史的操作，判明真实的意图，避免不必要或多余的细节使得本发明模糊不清。因此，本发明的具体的结构性和功能性细节并非意在限定，而仅仅作为权利要求的基础和代表性基础用于教导本领域技术人员以实质上任意合适的详细结构多样性地使用本发明。

本发明实施例提供了一种基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，包括：

获取通过数据采集装置采集的通过采集装置采集的用以进行冷媒流量衡算的相关参数，并基于所述相关参数，进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值；

在每个迭代周期开始时，通过比较实测冷媒流量与所述冷媒流量设定值，控制执行机构的动作，以调节冷媒流量。

其中，在计算所述冷媒流量理论值时，可依据公式：

q_冷＝W_净÷(ρ_冷c_冷△T₉)，进行计算，

所述相关参数至多包括槽前温、槽后温、电解槽表面温度、气液处理单元各容器、管道、阀门和仪表的表面温度、环境温度、电解槽总电压、总电流、电解液流量、冷媒流量、冷媒进口温度和冷媒出口温度的参数。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，包括：

计算所述电解槽的发热功率；

其中，

W_发为电解槽发热功率；

V_m为电解槽第m个小室的小室电压；

V_n为工作状态下水的热中性电压；

I_m为电解槽第m个小室的小室电流；

m为电解槽的小室数量。

为简化计算，可将小室电压V_m由平均小室电压V_cell代替，V_n取值1.48，公式简化为：

W_发＝(V_cell-1.48)×I_cell×m，

V_cell为电解槽的平均小室电压；

I_cell为电解槽的平均小室电流；

若所述电解槽为串联电解槽，则串联电解槽的小室电压V_cell等于总电压V除以小室数m，小室电流I_cell等于总电流I；

电解槽发热功率记为W_发，则，

W_发＝(V_cell-1.48)×I_cell×m；

W_发串＝(V_cell-1.48)×I_cell×m＝(V÷m-1.48)×I×m＝VI-1.48mI；

其中，W_发串为串联电解槽的发热功率；

若所述电解槽为并联电解槽，则并联电解槽小室电压V_cell等于总电压V除以小室数m乘以2，小室电流I_cell等于总电流I除以2，则有，

W_发并＝(V_cell-1.48)×I_cell×m＝(V÷m×2-1.48)×I÷2×m＝VI-0.74mI

其中，W_发并为并联电解槽的发热功率。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，包括：

计算系统散热功率，具体地，

散热功率W_散分为电解槽、容器、管道以及部分附件分别与周围环境的对流散热W_对以及与周围环境的辐射散热W_辐

W_散＝W_对+W_辐

其中，W_对＝W_柱对+W_端对，具体地，

W_柱对＝h_柱*A_柱*△T_x

其中，x分别为2、3、4、5；

槽体表面温度与环境温度差△T₂＝T₂-T₁，其中，T₁为环境温度，T₂为槽体表面温度；

氢分离器表面温度与环境温度差△T₃＝T₃-T₁，其中，T₃为氢分离器表面温度；

氧分离器表面温度与环境温度差△T₄＝T₄-T₁，其中，T₄为氧分离器表面温度；

换热器表面温度与环境温度差△T₅＝T₅-T₁，其中，T₅为换热器表面温度；

散热面积分为圆柱侧面面积A_柱＝π*D*L；

散热系数h_柱＝Nu*λ/D，其中，D为横置圆柱体的侧面特征长度；

努塞尔数Nu＝C*(Gr*Pr)ⁿ；

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T_x)/ν²；

体积膨胀系数β＝1/(273+t)；

定性温度t＝(T₁+T_x)/2；

对于低温水电解设备，槽体表面温度及容器表面温度T_x范围为50℃-110℃，环境温度T₁范围为5℃-40℃，带入上式定性温度t为27.5℃-75℃；

将定性温度t的值带入式β＝1/(273+t)，β值的范围为0.0029-0.0033；

△T_x值的范围为10℃-105℃；

重力加速度取值9.8；

在定性温度范围内，空气粘度ν取值为0.00001897m²/s；

对于电解槽及容器的圆柱侧面，将β、g、△T_x、ν以及电解槽或容器直径D的值带入格拉晓夫数Gr＝(βgD³△Tx)/ν²，结果分以下三种情况：

若求得格拉晓夫数在10⁴-5.76×10⁸之间，表面对流散热为层流，C取0.48，n取0.25；

若求得格拉晓夫数在5.76×10⁸-4.65×10⁹之间，表面对流散热为过渡区，C取0.0445，n取0.37；

若求得格拉晓夫数＞4.65×10⁹，表面对流散热为湍流，C取0.1，n取1/3；

将β值取0.0031，空气导热系数λ取值0.029W/(m*K)；普朗克数Pr取值0.697；至此，W对简化为电解槽或容器长度L，直径D，槽体或容器表面温度T_x，环境温度T₁的函数；

层流时，取W_柱对＝3.8282LD^0.75(T_x-T₁)^1.25；

过渡区时，取W_柱对＝3.0372LD^1.11(T_x-T₁)^1.37；

湍流时，取W_柱对＝3.5056LD(T_x-T₁)^4/3；

W_端对＝h_端*A_端*△T_x；

其中，槽体表面温度与环境温度差△T₂＝T₂-T₁；

氢分离器表面温度与环境温度差△T₃＝T₃-T₁；

氧分离器表面温度与环境温度差△T₄＝T₄-T₁；

换热器表面温度与环境温度差△T₅＝T₅-T₁；

端面面积A_端＝2*1/4π*D²＝0.5π*D²；

散热系数h_端＝Nu*λ/D，其中，D为横置圆柱体的端面特征长度；

努塞尔数Nu＝C*(Gr*Pr)ⁿ；

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△Tx)/ν²；

体积膨胀系数β＝1/(273+t)；

定性温度t＝(T₁+T_x)/2；

对于低温水电解设备，槽体表面温度及容器表面温度T_x范围为50℃-110℃，环境温度T₁范围为5℃-40℃，带入上式定性温度t为27.5℃-75℃；

将定性温度t的值带入式β＝1/(273+t)，β值的范围为0.0029-0.0033；

△T_x值的范围为10℃-105℃；

重力加速度取值9.8；

在定性温度范围内，空气粘度ν取值0.00001897m²/s；

对于电解槽及容器的端面，将β、g、△T_x、ν以及电解槽或容器直径D的值带入格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²，结果分以下三种情况：

若求得格拉晓夫数在10⁴-3×10⁹之间，表面对流散热为层流，C取0.59，n取0.25；

若求得格拉晓夫数在3×10⁹-2×10¹⁰之间，表面对流散热为过渡区，C取0.0292，n取0.39；

若求得格拉晓夫数＞2×10¹⁰，表面对流散热为湍流，C取0.11，n取1/3；

将β值取0.0031，空气导热系数λ取值0.029W/(m*K)；普朗克数Pr取值0.697；至此，W对简化为电解槽或容器长度L，直径D，槽体或容器表面温度T_x，环境温度T₁的函数；

层流时，取W_端对＝2.3539D^1.75(T_x-T₁)^1.25；

过渡区时，取W_端对＝1.42586D^2.17(T_x-T₁)^1.39；

湍流时，取W_端对＝1.94897D²(T_x-T₁)^4/3；

W_辐＝A*ε*σ*{[(T_x+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}；

其中，散热面积A＝π*D*L+2*1/4π*D²＝π*D(L+0.5D)；

其中，黑体辐射系数σ取值5.67W/(m²·K⁴)；根据电解槽表面特性，黑度ε取值0.85，代入辐射散热公式，W_辐为电解槽长度L_槽，直径D_槽，槽体表面温度T₂，环境温度T₁的函数；

W_辐＝15.141(L_槽+0.5D_槽)*D_槽*{[(T₂+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}；

根据容器及管道表面特性，黑度ε取值0.07，代入辐射散热公式，W_辐为容器长度L_x，直径D_x，容器表面温度T_x，环境温度T₁的函数；

W_辐＝1.247(L_x+0.5D_x)*D_x*{[(T_x+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}；

W_散为电解槽、容器或管道长度L_x，直径D_x，槽体、容器或管道表面温度T_x，环境温度T₁的函数。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

对电解槽后变温热功率的计算，具体如下：

基于实测槽后温与槽后设定温存在的偏差，调节槽后电解液到槽后设定温，产生变温功率W_变，根据热量衡算公式Q_液＝m_液c_液△t_槽，等式两边同时除以时间，得：

W_变＝q_液ρ_液c_液△t_槽

△t_槽＝T_槽后-T_槽后设

综上，W_变为电解槽槽后温T_槽后、槽后设定温T_槽后设、电解液热容c_液、电解液密度ρ_液、电解液体积流量q_液的函数。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算氢氧气带走热量功率，其中，

公式两边同时除以时间T(单位S)，得

同理

综上，W_H2为电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、氢气密度ρ_H2、氢气恒容比热容C_H2、氢气出口温度T₆的函数；

W_O2为电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、氧气密度ρ_O2、氧气恒容比热容C_O2、氧气出口温度T₇的函数。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算原料水带来热量功率：

W_H2O＝m_H2O×C_H2O×△T₈；

其中，水的质量流量可以根据理论计算

或者用流量计计量V_H2O，m_H2O＝V_H2O×ρ_H2O；

综上，W_H2O为电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、原料水进口温度T₈，原料水比热容C_H2O的函数或者电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、原料水进口体积流量V_H2O、原料水密度ρ_H2O、原料水进口温度T₈、原料水比热容C_H2O的函数。

在本实施例中，还包括可以忽略不计的热量，氢氧气中的水蒸气和液滴带走的热量忽略不计、管道阀门散失的热量忽略不计、电解液、氢气、氧气与系统摩擦发热功率忽略不计。电解液循环泵发热对电解液的加热忽略不计。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算系统净热功率，具体为：

W_净＝W_发+W_变+W_H2O-W_散-W_H2-W_O2

综上，W_净为电解槽电压V、电流I、小室数m、电解槽、容器或管道长度L_x、直径D_x、表面温度T_x、环境温度T₁、电解槽槽后温T_槽后、槽后设定温T_槽后设、电解液热容c_液、密度ρ_液、体积流量q_液、电流效率η₀、氢气密度ρ_H2、氢气恒容比热容c_H2、氢气出口温度T₆、氧气密度ρ_O2、氧气恒容比热容c_O2、氧气出口温度T₇、原料水进口温度T₈、原料水比热容c_H2O、或者为选取原料水进口体积流量V_H2O、原料水密度ρ_H2O的函数。

在本发明的一些实施例中，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算冷媒流量，具体如下：

根据热量衡算公式Q_冷＝m_冷c_冷△T₉，等式两边同时除以时间，得：

W_净＝q_冷ρ_冷c_冷△T₉

q_冷＝W_净÷(ρ_冷c_冷△T₉)

q_冷为冷媒体积流量，ρ_冷为冷媒密度，c_冷为冷媒比热容，△T₉为冷媒进出口温差，△T₉＝T₁₀-T₉

综上，冷媒体积流量q_冷为电解槽电压V、电流I、小室数m、电解槽、容器或管道长度L、直径D、表面温度T_x、环境温度T₁、电解槽槽后温T_槽后、槽后设定温T_槽后设、电解液热容c_液、密度ρ_液、体积流量q_液、电流效率η₀、氢气密度ρ_H2、氢气恒容比热容c _H2、氢气出口温度T₆、氧气密度ρ_O2、氧气恒容比热容c _O2、氧气出口温度T₇、原料水进口温度T₈、原料水比热容c_H2O、冷媒密度ρ_冷、冷媒比热容c_冷、冷媒进口温度T₉、冷媒出口温T₁₀或者为选取原料水进口体积流量V_H2O、原料水密度ρ_H2O的函数。

至此，冷媒体积流量q_冷可根据系统中各个参数的变化而实时变化，从而实现电解槽运行温度的稳定控制。

本发明实施例还提供了一种基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制系统，包括：

数据采集装置，其用于采集用以进行冷媒流量衡算的相关参数；

控制单元，其用于基于所述相关参数，进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，在每个迭代周期开始时，通过比较实测冷媒流量与所述冷媒流量设定值，控制执行机构的动作，以调节冷媒流量；

执行机构，其用于接收所述控制单元的控制指令，调节冷媒流量。

其中，所述相关参数至多包括槽前温、槽后温、电解槽表面温度、气液处理单元各容器表面温度、管道温度、环境温度、电解槽总电压、总电流、电解液流量、冷媒流量、冷媒进口温度和冷媒出口温度的参数。

在上述实施例中，所述数据采集装置主要为温度采集装置、电压采集装置、电流采集装置和流量采集装置，温度采集装置一般采用铂电阻，该温度采集装置可将温度信号发送给控制单元；电压采集装置采用电压电流转换器，该电压采集装置可将直流电压信号传送给控制单元；电流采集装置采用分流器或霍尔传感器，采集电流信号后传送给控制单元；流量采集装置采用流量计，该流量采集装置可将流量信号发送给控制单元；

同时，在本实施例中，所述控制单元，至少包括PLC，安全栅、继电器、和电气转换器。

换热单元可以是列管式换热器。

在本实施例中，所述的冷媒是工业冷却水，工业冷却水进入列管式换热器，将电解液热量带走。

冷却的执行机构是调节阀，可连续调节冷媒流量。

所述迭代周期可以根据实际情况自定义。

通过上述实施例可知，本发明实施例提供的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，区别于现行的电解槽槽温被动型控制，即，槽温变化已经发生之后，系统才能做出调节槽温的指令，而本发明上述实施例提供的电解槽运行温度控制方法属于主动型控制，当电解槽及周围环境的运行参数发生变化时，此时槽温并未立即反应出来变化，但本发明可以基于理论计算，提前更改冷媒流量或温差，使得电解槽槽温平稳运行；同时，可以提高电解槽运行温度的控制精度和灵敏度，避免槽温出现大幅波动，提高电解槽运行的安全性和稳定性，尤其适应功率波动的电源，比如可再生能源发电导致的宽功率波动，该发明可以有效的维持电解槽温度稳定；由于电解槽温度相对稳定，可适当提高电解槽的运行温度，可降低电解过程的能耗；更好地适应电解槽输入功率的宽幅波动，相比传统电解槽温度控制方法更具优势，水电解制氢氧系统具有更好的槽温稳定性及更低的能耗。

为了便于对上述技术方案进行理解，下面结合具体实施例进一步进行阐述，其中，如图1所示，图1为串联电解槽，如图2所示，图2为并联电解槽，具体地，图中标记分别为1、电解槽，2、电解槽总电压监测点，3、电解槽总电流监测点，4、电解槽表面温度监测点，5、电解槽槽后温监测点，6、原料水进口温度监测点，7、原料水进口流量监测点，8、环境温度监测点，9、氧分离器，10、氧分离器表面温度监测点，11、氧气出口温度监测点，12、氢气出口温度监测点，13、氢分离器表面温度监测点，14、氢分离器，15、换热器，16、换热器表面温度监测点，17、冷媒出口温度监测点，18、冷媒进口温度监测点，19、冷媒进口流量监测点，20、冷媒流量调节装置，21、电解液流量监测点，22、电解液槽前温度监测点。

在实施例1中，用户使用了一台并联电解槽，设定的槽后温度T_槽后设＝95℃，小室数m＝360，电解槽直径D＝2米，L＝4.7米，电解槽使用30％氢氧化钾溶液，ρ_液＝1.29kg/L，c_液＝3100J/kg·℃，数据采集装置测得：冷媒流量迭代周期S＝60S，电压V＝336V，电流I＝13500A，电解液流量q_液＝22.22L/s，电解槽表面温度T₂＝85℃，环境温度T₁＝25℃，氢分离器表面温度T₃＝85℃，氧分离器表面温度T₄＝85℃，换热器表面温度T₅＝40℃，氢气出口温度T₆＝30℃，氧气出口温度T₇＝30℃，原料水进口温度T₈＝25℃，电解槽槽后温T_槽后＝90℃，原料水流量q_水＝0.278L/s。冷媒进口温度T_冷进＝35℃，冷媒处口温度T_冷出＝40℃，冷媒体积流量q_冷＝21L/S。(在传统的控制方法中，比如通过比较槽后温设定值与槽后温，通过PID来调节冷媒调节阀的开度，由于此时槽后温90℃和设定值95℃差值比较大，冷媒阀此时仍未开启，本发明通过冷媒流量衡算，冷媒已经开始进入冷却器，已经开始槽温调节)。

1、电解槽发热功率计算，电解槽为并联电解槽：

W_发并＝VI-0.74mI

＝336×13500-0.74×360×13500

＝939600(W)

2、系统散热功率的计算

(1)电解槽散热功率计算

电解槽定性温度t＝(T₁+T₂)/2＝(85+25)/2＝55℃,△T₂＝T₁-T₂＝60℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+55)＝0.00305

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²＝(0.00305*9.8*2³*60)/0.00001897²＝3.99×10¹⁰

判断为湍流区，代入湍流区公式

电解槽和环境对流散热功率

W_槽柱对＝3.5056LD(T₁-T₂)^4/3

＝3.5056×4.7×2×(85-25)^4/3

＝7740(W)

W_端对＝1.94897D²(T_x-T₁)^4/3

＝1.94897×2²×(85-25)^4/3

＝1831(W)

W_槽对＝W_槽柱对+W_端对＝7740+1831＝9571(W)

电解槽和环境辐射散热功率

W_辐＝15.141(L_槽+0.5D_槽)*D_槽*{[(T₂+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}

＝15.141×(4.7+0.5×2)×2×{[(85+273)/100)]⁴-[(25+273)/100]⁴}

＝14740(W)

W_槽散＝W_槽对+W_槽辐

＝9571+14740

＝24311(W)

(2)氢分离器散热功率计算

氢分离器直径D_氢分＝1.1米，长L_氢分＝3.714米，氢分离器表面温度T₃＝85℃，环境温度T1＝25℃。

求得定性温度t＝(T₁+T₂)/2＝(85+25)/2＝55℃,氢分离器表面温度T₃与环境温度T1差△T₃＝T₁-T₂＝60℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+55)＝0.00305

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²＝(0.00305*9.8*1.1³*60)/0.00001897²＝6.63×10⁹

对氢分离器圆柱侧面，判断为湍流区，代入湍流区公式

W_氢分柱对＝3.5056LD(T₃-T₂)^4/3

＝3.5056×3.714×1.1×(85-25)^4/3

＝3364(W)

对氢分离器端面，判断为过渡区，代入过渡区公式

W_氢分端对＝1.42586D^2.17(T₃-T₁)^1.39

＝1.42586×1.1^2.17×(85-25)^1.39

＝519(W)

W_氢分对＝W_氢分柱对+W_氢分端对＝3364+519＝3883(W)

氢分离器辐射散热功率

W_氢分辐＝1.247(L_氢分+0.5D_氢分)*D_氢分*{[(T₃+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}

＝1.247×(3.714+0.5×1.1)×1.1×{[(85+273)/100)]⁴-[(25+273)/100]⁴}

＝499(W)

W_氢分散＝W_氢分对+W_氢分辐

＝3883+499

＝4382(W)

(3)氧分离器散热功率计算

氧分离器直径D_氧分＝1.1米，长L_氧分＝3.714米，氧分离器表面温度T₄＝85℃，环境温度T1＝25℃。

求得定性温度t＝(T₄+T₁)/2＝(85+25)/2＝55℃,氧分离器表面温度T₄与环境温度T1差△T₄＝T₄-T₁＝60℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+55)＝0.00305

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²＝(0.00305*9.8*1.1³*60)/0.00001897²＝6.63×10⁹

对氧分离器圆柱侧面，判断为湍流区，代入湍流区公式

W_氧分对＝3.5056LD△T₄ ^4/3

＝3.5056×3.714×1.1×55 ^4/3

＝3364(W)

对氧分离器端面，判断为过渡区，代入过渡区公式

W_氧分端对＝1.42586D^2.17(T₄-T₁)^1.39

＝1.42586×1.1^2.17×(85-25)^1.39

＝519(W)

W_氧分对＝W_氧分柱对+W_氧分端对＝3364+519＝3883(W)

氧分离器辐射散热功率

W_氧分辐＝1.247(L_氧分+0.5D_氧分)*D_氧分*{[(T₃+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}

＝1.247×(3.714+0.5×1.1)×1.1×{[(85+273)/100)]⁴-[(25+273)/100]⁴}

＝499(W)

W_氧分散＝W_氧分对+W_氧分辐

＝3883+499

＝4382(W)

(4)换热器散热功率计算

换热器有两台，换热器直径D_换热＝0.59米，长L_换热＝2.5米，换热器表面温度T₅＝40℃，环境温度T₁＝25℃。

求得定性温度t＝(T₅+T₁)/2＝(40+25)/2＝32.5℃,换热器表面温度T₅与环境温度T₁差△T₅＝T₅-T₂＝15℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+32.5)＝0.00327

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T₅)/ν²＝(0.00327*9.8*0.59³*15)/0.00001897²＝2.74×10⁸

对换热器圆柱侧面，判断为层流区，代入层流区公式

W_换柱对＝3.8282L_换热D_换热 ^0.75△T₅ ^1.25

＝3.8282×2.5×0.59×15 ^1.25

＝167(W)

对换热器端面，判断为层流区，代入层流区公式

W_换端对＝2.3539D^1.75(T₅-T₁)^1.25

＝2.3539×0.59^1.75×(40-25)^1.25

＝27.6(W)

W_换对＝W_换柱对+W_换端对＝167+27.6＝194.6(W)

换热器辐射散热功率

W_辐＝1.247(L+0.5D)*D*{[(T_x+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}

＝1.247×(2.5+0.5×0.59)×0.59×{[(40+273)/100)]⁴-[(25+273)/100]⁴}

＝35(W)

W_换散＝2×(W_换对+W_换辐)

＝2×(194.6+35)

＝459(W)

W_散＝W_槽散+W_氢分散+W_氧分散+W_换散

＝24311+4382+4382+459

＝33534(W)

3、电解槽后变温热功率的计算

W变＝q液ρ液c液△t槽

＝q液ρ液c液(T_槽后-T_槽后设)

＝22.22L/s×1.29kg/L×3100J/kg·℃×(90℃-95℃)

＝-444289(W)

4、氢氧气带走热量功率

5、原料水带来热量功率

W_H2O＝q_水ρ_水c_水△T₈

＝0.278×1kg/L×4200J/kg℃×25℃

＝29190(W)

6、系统净热功率的计算

系统净热功率为发热功率与散热功率的差值。

W_净＝W_发+W_变+W_H2O-W_散-W _H2-W_O2

＝939600-444289+29190-33534-7416-3890

＝479661(W)

7、冷媒流量的计算

根据热量衡算公式Q_冷＝m_冷c_冷△t_冷，等式两边同时除以时间，得：

W_净＝q_冷ρ_冷c_冷△t_冷

△t_冷＝5℃

q_冷设＝W_净÷(ρ_冷c_冷△t_冷)

＝479661÷(1×4200×5)

＝22.841L/S

控制系统比较q_冷设＝22.841L/S与实测q_冷＝21L/S，控制系统控制冷媒流量控制器20动作，增大冷媒阀门开度，使得冷媒流量向22.841L/S靠拢。同时控制逻辑中的计时器开始计时。在S＜60s时，q_冷设＝22.841L/S不变，控制系统通过比较q_冷与q_冷设来控制冷媒流量控制器20的开度，进而调节T_前逐渐向T_前设收敛。

在实施例2中，

当S＝60s时进入下一个周期，此时采集到的数据如下：

设定的槽后温度T_槽后设＝95℃，小室数m＝360，电解槽直径D＝2米，L＝4.7米，电解槽使用30％氢氧化钾溶液，ρ_液＝1.29kg/L，c_液＝3100J/kg·℃，数据采集装置测得：冷媒流量迭代周期S＝60S，电压V＝324V，电流I＝10500A，电解液流量q_液＝22.22L/s，电解槽表面温度T2＝85℃，环境温度T1＝25℃，氢分离器表面温度T₃＝85℃，氧分离器表面温度T₄＝85℃，换热器表面温度T₅＝40℃，氢气出口温度T₆＝30℃，氧气出口温度T₇＝30℃，原料水进口温度T₈＝25℃，电解槽槽后温T_槽后＝95.1℃，原料水流量q_水＝0.216L/s。冷媒进口温度T_冷进＝35℃，冷媒出口温度T_冷出＝40℃，冷媒体积流量q_冷＝22.84L/S。

在传统的控制方法中，比如通过比较槽后温设定值与槽后温，通过PID来调节冷媒调节阀的开度，由于此时槽后温95.1℃已经超过设定值95℃，冷媒阀调节阀开度比较大，本发明通过冷媒流量衡算，使得调节阀开度处在一个合理位置。

1、电解槽发热功率计算，电解槽为并联电解槽带入

W_发并＝VI-0.74mI

＝324×10500-0.74×360×10500

＝604800(W)

2、系统散热功率的计算

(1)电解槽散热功率计算

电解槽定性温度t＝(T₁+T₂)/2＝(85+25)/2＝55℃,△T₂＝T₁-T₂＝60℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+55)＝0.00305

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²＝(0.00305*9.8*2³*60)/0.00001897²＝3.99×10¹⁰

对电解槽圆柱侧面，判断为湍流区，代入湍流区公式

W_槽柱对＝3.5056LD(T₁-T₂)^4/3

＝3.5056×4.7×2×(85-25)^4/3

＝7740(W)

对电解槽端面，判断为湍流区，代入湍流区公式

W_端对＝1.94897D²(T_x-T₁)^4/3

＝1.94897×2²×(85-25)^4/3

＝1831(W)

W_槽对＝W_槽柱对+W_端对＝7740+1831＝9571(W)

电解槽和环境辐射散热功率

W_槽辐＝15.141(L+0.5D)*D*{[(T₂+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}

＝15.141×(4.7+0.5×2)×2×{[(85+273)/100)]⁴-[(25+273)/100]⁴}

＝14740(W)

W_槽散＝W_槽对+W_槽辐

＝9571+14740

＝24311(W)

(2)氢分离器散热功率计算

氢分离器直径D_氢分＝1.1米，长L_氢分＝3.714米，氢分离器表面温度T₃＝85℃，环境温度T1＝25℃。

求得定性温度t＝(T₁+T₂)/2＝(85+25)/2＝55℃,氢分离器表面温度T₃与环境温度T1差△T₃＝T₁-T₂＝60℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+52.5)＝0.00305

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²＝(0.00305*9.8*1.1³*60)/0.00001897²

＝6.63×10⁹

对氢分离器圆柱侧面，判断为湍流区，代入湍流区公式

W_氢分柱对＝3.5056LD(T₃-T₂)^4/3

＝3.5056×3.714×1.1×(85-25)^4/3

＝3364(W)

对氢分离器端面，判断为过渡区，代入过渡区公式

W_氢分端对＝1.42586D^2.17(T₃-T₁)^1.39

＝1.42586×1.1^2.17×(85-25)^1.39

＝519(W)

W_氢分对＝W_氢分柱对+W_氢分端对＝3364+519＝3883(W)

(3)氧分离器散热功率计算

氧分离器直径D_氧分＝1.1米，长L_氧分＝3.714米，氧分离器表面温度T₄＝85℃，环境温度T1＝25℃。

求得定性温度t＝(T₁+T₂)/2＝(85+25)/2＝55℃,氧分离器表面温度T₄与环境温度T1差△T₄＝T₁-T₂＝60℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+55)＝0.00305

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²＝(0.00305*9.8*1.1³*60)/0.00001897²

＝6.63×10⁹

对氧分离器圆柱侧面，判断为湍流区，代入湍流区公式

W_氧分对＝3.5056LD△T₄ ^4/3

＝3.5056×3.714×1.1×55 ^4/3

＝3364(W)

对氧分离器端面，判断为过渡区，代入过渡区公式

W_氧分端对＝1.42586D^2.17(T₄-T₁)^1.39

＝1.42586×1.1^2.17×(85-25)^1.39

＝519(W)

W_氧分对＝W_氧分柱对+W_氧分端对＝3364+519＝3883(W)

氧分离器辐射散热功率

W_氧分辐＝1.247(L_氧分+0.5D_氧分)*D_氧分*{[(T₃+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}

＝1.247×(3.714+0.5×1.1)×1.1×{[(85+273)/100)]⁴-[(25+273)/100]⁴}

＝499(W)

W_氧分散＝W_氧分对+W_氧分辐

＝3883+499

＝4382(W)

(4)换热器散热功率计算

换热器有两台，换热器直径D_换热＝0.59米，长L_换热＝2.5米，换热器表面温度T₅＝40℃，环境温度T1＝25℃。

求得定性温度t＝(T₅+T₂)/2＝(40+25)/2＝32.5℃,换热器表面温度T₅与环境温度T1差△T₅＝T₅-T₂＝15℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+32.5)＝0.00327

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T₅)/ν²＝(0.00327*9.8*0.59³*15)/0.00001897²

＝2.74×10⁸

对换热器圆柱侧面，判断为层流区，代入层流区公式

W_换柱对＝3.8282L_换热D_换热 ^0.75△T₅ ^1.25

＝3.8282×2.5×0.59×15 ^1.25

＝167(W)

对换热器端面，判断为层流区，代入层流区公式

W_换端对＝2.3539D^1.75(T₅-T₁)^1.25

＝2.3539×0.59^1.75×(40-25)^1.25

＝27.6(W)

W_换对＝W_换柱对+W_换端对＝167+27.6＝194.6(W)

换热器辐射散热功率

W_辐＝1.247(L+0.5D)*D*{[(T_x+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}

＝1.247×(2.5+0.5×0.59)×0.59×{[(40+273)/100)]⁴-[(25+273)/100]⁴}

＝35(W)

W_换散＝2×(W_换对+W_换辐)

＝2×(194.6+35)

＝459(W)

W_散＝W_槽散+W_氢分散+W_氧分散+W_换散

＝24311+4382+4382+459

＝33534(W)

3、电解槽后变温热功率的计算

W变＝q液ρ液c液△t槽

＝q液ρ液c液(T_槽后-T_槽后设)

＝22.22L/s×1.29kg/L×3100J/kg·℃×(95.1℃-95℃)

＝8886(W)

4、氢氧气带走热量功率

5、原料水带来热量功率

W_H2O＝q_水ρ_水c_水△T₈

＝0.216×1kg/L×4200J/kg℃×25℃

＝22680(W)

6、系统净热功率的计算

系统净热功率为发热功率与散热功率的差值。

W_净＝W_发+W_变+W_H2O-W_散-W _H2-W_O2

＝604800+8886+22680-33534-5768-3026

＝594038(W)

7、冷媒流量的计算

根据热量衡算公式Q_冷＝m_冷c_冷△t_冷，等式两边同时除以时间，得：

W_净＝q_冷ρ_冷c_冷△t_冷

△t_冷＝5℃

q_冷设＝W_净÷(ρ_冷c_冷△t_冷)

＝594038÷(1×4200×5)

＝28.29L/S

控制系统比较q_冷设＝28.29L/S与实测q_冷＝22.84L/S，控制系统控制冷媒流量控制器20动作，增大冷媒阀门开度，使得冷媒流量向28.29L/S靠拢。同时控制逻辑中的计时器归零从新开始计时，在S＜60s时，q_冷设＝28.29L/S不变，控制系统通过比较q_冷与q_冷设来控制冷媒流量控制器20的开度，调节q_冷逐渐向q_冷设收敛，使得系统达到热平衡，进而调节T_槽后逐渐向T_槽后设收敛。

在实施例3中，

当S＝60s时进入下一个周期，此时采集到的数据如下：

设定的槽后温度T_槽后设＝95℃，小室数m＝360，电解槽直径D＝2米，L＝4.7米，电解槽使用30％氢氧化钾溶液，ρ_液＝1.29kg/L，c_液＝3100J/kg·℃，数据采集装置测得：冷媒流量迭代周期S＝60S，电压V＝306V，电流I＝7000A，电解液流量q_液＝22.22L/s，电解槽表面温度T2＝85℃，环境温度T1＝25℃，氢分离器表面温度T₃＝85℃，氧分离器表面温度T₄＝85℃，换热器表面温度T₅＝40℃，氢气出口温度T₆＝30℃，氧气出口温度T₇＝30℃，原料水进口温度T₈＝25℃，电解槽槽后温T_槽后＝95.1℃，原料水流量q_水＝0.144L/s。冷媒进口温度T_冷进＝35℃，冷媒出口温度T_冷出＝40℃，冷媒体积流量q_冷＝28.29L/S。

在传统的控制方法中，比如通过比较槽后温设定值与槽后温，通过PID来调节冷媒调节阀的开度，由于此时槽后温95.1℃已经超过设定值95℃，冷媒阀调节阀开度比较大，本发明通过冷媒流量衡算，使得调节阀开度处在一个合理位置。

1、电解槽发热功率计算，电解槽为并联电解槽带入

W_发并＝VI-0.74mI

＝306×7000-0.74×360×7000

＝277200(W)

2、系统散热功率的计算

(1)电解槽散热功率计算

电解槽定性温度t＝(T₁+T₂)/2＝(85+25)/2＝55℃,△T＝T₁-T₂＝60℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+55)＝0.00305

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²＝(0.00305*9.8*2³*60)/0.00001897²

＝3.99×10¹⁰

对电解槽圆柱侧面，判断为湍流区，代入湍流区公式

W_槽柱对＝3.5056LD(T₁-T₂)^4/3

＝3.5056×4.7×2×(85-25)^4/3

＝7740(W)

对电解槽端面，判断为湍流区，代入湍流区公式

W_端对＝1.94897D²(T_x-T₁)^4/3

＝1.94897×2²×(85-25)^4/3

＝1831(W)

W_槽对＝W_槽柱对+W_端对＝7740+1831＝9571(W)

电解槽和环境辐射散热功率

W_槽辐＝15.141(L+0.5D)*D*{[(T₂+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}

＝15.141×(4.7+0.5×2)×2×{[(85+273)/100)]⁴-[(25+273)/100]⁴}

＝14740(W)

W_槽散＝W_槽对+W_槽辐

＝9571+14740

＝24311(W)

(2)氢分离器散热功率计算

氢分离器直径D_氢分＝1.1米，长L_氢分＝3.714米，氢分离器表面温度T₃＝85℃，环境温度T1＝25℃。

求得定性温度t＝(T₁+T₂)/2＝(85+25)/2＝55℃,氢分离器表面温度T₃与环境温度T1差△T₃＝T₁-T₂＝60℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+52.5)＝0.00305

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²＝(0.00305*9.8*1.1³*60)/0.00001897²

＝6.63×10⁹

对氢分离器圆柱侧面，判断为湍流区，代入湍流区公式

W_氢分柱对＝3.5056LD(T₃-T₂)^4/3

＝3.5056×3.714×1.1×(85-25)^4/3

＝3364(W)

对氢分离器端面，判断为过渡区，代入过渡区公式

W_氢分端对＝1.42586D^2.17(T₃-T₁)^1.39

＝1.42586×1.1^2.17×(85-25)^1.39

＝519(W)

W_氢分对＝W_氢分柱对+W_氢分端对＝3364+519＝3883(W)

(3)氧分离器散热功率计算

氧分离器直径D_氧分＝1.1米，长L_氧分＝3.714米，氧分离器表面温度T₄＝85℃，环境温度T1＝25℃。

求得定性温度t＝(T₁+T₂)/2＝(85+25)/2＝55℃,氧分离器表面温度T₄与环境温度T1差△T₄＝T₁-T₂＝60℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+55)＝0.00305

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²＝(0.00305*9.8*1.1³*60)/0.00001897²

＝6.63×10⁹

对氧分离器圆柱侧面，判断为湍流区，代入湍流区公式

W_氧分对＝3.5056LD△T₄ ^4/3

＝3.5056×3.714×1.1×55 ^4/3

＝3364(W)

对氧分离器端面，判断为过渡区，代入过渡区公式

W_氧分端对＝1.42586D^2.17(T₄-T₁)^1.39

＝1.42586×1.1^2.17×(85-25)^1.39

＝519(W)

W_氧分对＝W_氧分柱对+W_氧分端对＝3364+519＝3883(W)

氧分离器辐射散热功率

W_氧分辐＝1.247(L_氧分+0.5D_氧分)*D_氧分*{[(T₃+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}

＝1.247×(3.714+0.5×1.1)×1.1×{[(85+273)/100)]⁴-[(25+273)/100]⁴}

＝499(W)

W_氧分散＝W_氧分对+W_氧分辐

＝3883+499

＝4382(W)

(4)换热器散热功率计算

换热器有两台，换热器直径D_换热＝0.59米，长L_换热＝2.5米，换热器表面温度T₅＝40℃，环境温度T1＝25℃。

求得定性温度t＝(T₅+T₂)/2＝(40+25)/2＝32.5℃,换热器表面温度T₅与环境温度T1差△T₅＝T₅-T₂＝15℃

求得体积膨胀系数β＝1/(273+t)＝1/(273+32.5)＝0.00327

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T₅)/ν²＝(0.00327*9.8*0.59³*15)/0.00001897²

＝2.74×10⁸

对换热器圆柱侧面，判断为层流区，代入层流区公式

W_换柱对＝3.8282L_换热D_换热 ^0.75△T₅ ^1.25

＝3.8282×2.5×0.59×15 ^1.25

＝167(W)

对换热器端面，判断为层流区，代入层流区公式

W_换端对＝2.3539D^1.75(T₅-T₁)^1.25

＝2.3539×0.59^1.75×(40-25)^1.25

＝27.6(W)

W_换对＝W_换柱对+W_换端对＝167+27.6＝194.6(W)

换热器辐射散热功率

W_辐＝1.247(L+0.5D)*D*{[(T_x+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}

＝1.247×(2.5+0.5×0.59)×0.59×{[(40+273)/100)]⁴-[(25+273)/100]⁴}

＝35(W)

W_换散＝2×(W_换对+W_换辐)

＝2×(194.6+35)

＝459(W)

W_散＝W_槽散+W_氢分散+W_氧分散+W_换散

＝24311+4382+4382+459

＝33534(W)

3、电解槽后变温热功率的计算

W变＝q液ρ液c液△t槽

＝q液ρ液c液(T_槽后-T_槽后设)

＝22.22L/s×1.29kg/L×3100J/kg·℃×(95.1℃-95℃)

＝8886(W)

4、氢氧气带走热量功率

5、原料水带来热量功率

W_H2O＝q_水ρ_水c_水△T₈

＝0.144×1kg/L×4200J/kg℃×25℃

＝15120(W)

6、系统净热功率的计算

系统净热功率为发热功率与散热功率的差值。

W_净＝W_发+W_变+W_H2O-W_散-W _H2-W_O2

＝277200+8886+15120-33534-3845-2017

＝261810(W)

7、冷媒流量的计算

根据热量衡算公式Q_冷＝m_冷c_冷△t_冷，等式两边同时除以时间，得：

W_净＝q_冷ρ_冷c_冷△t_冷

△t_冷＝5℃

q_冷设＝W_净÷(ρ_冷c_冷△t_冷)

＝261810÷(1×4200×5)

＝12.467L/S

控制系统比较q_冷设＝12.467L/S与实测q_冷＝28.29L/S，控制系统控制冷媒流量控制器20动作，减小冷媒阀门开度，使得冷媒流量向12.467L/S靠拢。同时控制逻辑中的计时器归零从新开始计时，在S＜60s时，q_冷设＝12.467L/S不变，控制系统通过比较q_冷与q_冷设来控制冷媒流量控制器20的开度，调节q_冷逐渐向q_冷设收敛，使得系统达到热平衡，进而调节T_槽后逐渐向T_槽后设收敛。

尽管本发明的内容已经通过上述优选实施例作了详细介绍，但应当认识到上述的描述不应被认为是对本发明的限制。在本领域技术人员阅读了上述内容后，对于本发明的多种修改和替代都将是显而易见的。因此，本发明的保护范围应由所附的权利要求来限定。

Claims (10)

1.一种基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，其特征在于，包括：

获取通过采集装置采集的用以进行冷媒流量衡算的相关参数，并基于所述相关参数，进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值；

在每个迭代周期开始时，比较实测冷媒流量与所述冷媒流量理论值，控制执行机构的动作，以调节冷媒流量。

2.根据权利要求1所述的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，其特征在于，

所述相关参数至多包括槽前温、槽后温、电解槽表面温度、气液处理单元各容器、管道、阀门和仪表的表面温度、环境温度、电解槽总电压、总电流、电解液流量、冷媒流量、冷媒进口温度和冷媒出口温度的参数。

3.根据权利要求2所述的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，其特征在于，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，包括：

计算所述电解槽的发热功率；

其中，

W_发为电解槽发热功率；

V_m为电解槽第m个小室的小室电压；

V_n为工作状态下水的热中性电压；

I_m为电解槽第m个小室的小室电流；

m为电解槽的小室数量；

将小室电压V_m由平均小室电压V_cell代替，V_n取值1.48，公式简化为：

W_发＝(V_cell-1.48)×I_cell×m，

V_cell为电解槽的平均小室电压；

I_cell为电解槽的平均小室电流；若所述电解槽为串联电解槽，则串联电解槽的小室电压V_cell等于总电压V除以小室数m，小室电流I_cell等于总电流I；

电解槽发热功率记为W_发，则，

W_发＝(V_cell-1.48)×I_cell×m；

W_发串＝(V_cell-1.48)×I_cell×m＝(V÷m-1.48)×I×m＝VI-1.48mI；

其中，W_发串为串联电解槽的发热功率；

若所述电解槽为并联电解槽，则并联电解槽小室电压V_cell等于总电压V除以小室数m乘以2，小室电流I_cell等于总电流I除以2，则有，

W_发并＝(V_cell-1.48)×I_cell×m＝(V÷m×2-1.48)×I÷2×m＝VI-0.74mI

其中，W_发并为并联电解槽的发热功率。

4.根据权利要求3所述的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，其特征在于，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，包括：

计算系统散热功率，具体地，

散热功率W_散分为电解槽、容器、管道以及部分附件分别与周围环境的对流散热W_对以及与周围环境的辐射散热W_辐

W_散＝W_对+W_辐

其中，W_对＝W_柱对+W_端对，具体地，

W_柱对＝h_柱*A_柱*△T_x

其中，x分别为2、3、4、5；

槽体表面温度与环境温度差△T₂＝T₂-T₁，其中，T₁为环境温度，T₂为槽体表面温度；

氢分离器表面温度与环境温度差△T₃＝T₃-T₁，其中，T₃为氢分离器表面温度；

氧分离器表面温度与环境温度差△T₄＝T₄-T₁，其中，T₄为氧分离器表面温度；

换热器表面温度与环境温度差△T₅＝T₅-T₁，其中，T₅为换热器表面温度；

散热面积分为圆柱侧面面积A_柱＝π*D*L；

散热系数h_柱＝Nu*λ/D，其中，D为横置圆柱体的侧面特征长度；

努塞尔数Nu＝C*(Gr*Pr)ⁿ；

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T_x)/ν²；

体积膨胀系数β＝1/(273+t)；

定性温度t＝(T₁+T_x)/2；

对于低温水电解设备，槽体表面温度及容器表面温度T_x范围为50℃-110℃，环境温度T₁范围为5℃-40℃，带入上式定性温度t为27.5℃-75℃；

将定性温度t的值带入式β＝1/(273+t)，β值的范围为0.0029-0.0033；

△T_x值的范围为10℃-105℃；

重力加速度取值9.8；

在定性温度范围内，空气粘度ν取值为0.00001897m²/s；

对于电解槽及容器的圆柱侧面，将β、g、△T_x、ν以及电解槽或容器直径D的值带入格拉晓夫数Gr＝(βgD³△Tx)/ν²，结果分以下三种情况：

若求得格拉晓夫数在10⁴-5.76×10⁸之间，表面对流散热为层流，C取0.48，n取0.25；

若求得格拉晓夫数在5.76×10⁸-4.65×10⁹之间，表面对流散热为过渡区，C取0.0445，n取0.37；

若求得格拉晓夫数＞4.65×10⁹，表面对流散热为湍流，C取0.1，n取1/3；

将β值取0.0031，空气导热系数λ取值0.029W/(m*K)；普朗克数Pr取值0.697；至此，W_对简化为电解槽或容器长度L，直径D，槽体或容器表面温度T_x，环境温度T₁的函数；

层流时，取W_柱对＝3.8282LD^0.75(T_x-T₁)^1.25；

过渡区时，取W_柱对＝3.0372LD^1.11(T_x-T₁)^1.37；

湍流时，取W_柱对＝3.5056LD(T_x-T₁)^4/3；

W_端对＝h_端*A_端*△T_x；

其中，槽体表面温度与环境温度差△T₂＝T₂-T₁；

氢分离器表面温度与环境温度差△T₃＝T₃-T₁；

氧分离器表面温度与环境温度差△T₄＝T₄-T₁；

换热器表面温度与环境温度差△T₅＝T₅-T₁；

端面面积A_端＝2*1/4π*D²＝0.5π*D²；

散热系数h_端＝Nu*λ/D，其中，D为横置圆柱体的端面特征长度；

努塞尔数Nu＝C*(Gr*Pr)ⁿ；

格拉晓夫数Gr＝(βgD³△Tx)/ν²；

体积膨胀系数β＝1/(273+t)；

定性温度t＝(T₁+T_x)/2；

对于低温水电解设备，槽体表面温度及容器表面温度T_x范围为50℃-110℃，环境温度T₁范围为5℃-40℃，带入上式定性温度t为27.5℃-75℃；

将定性温度t的值带入式β＝1/(273+t)，β值的范围为0.0029-0.0033；

△T_x值的范围为10℃-105℃；

重力加速度取值9.8；

在定性温度范围内，空气粘度ν取值0.00001897m²/s；

对于电解槽及容器的端面，将β、g、△T_x、ν以及电解槽或容器直径D的值带入格拉晓夫数Gr＝(βgD³△T)/ν²，结果分以下三种情况：

若求得格拉晓夫数在10⁴-3×10⁹之间，表面对流散热为层流，C取0.59，n取0.25；

若求得格拉晓夫数在3×10⁹-2×10¹⁰之间，表面对流散热为过渡区，C取0.0292，n取0.39；

若求得格拉晓夫数＞2×10¹⁰，表面对流散热为湍流，C取0.11，n取1/3；

将β值取0.0031，空气导热系数λ取值0.029W/(m*K)；普朗克数Pr取值0.697；至此，W_端对简化为电解槽或容器长度L，直径D，槽体或容器表面温度T_x，环境温度T₁的函数；

层流时，取W_端对＝2.3539D^1.75(T_x-T₁)^1.25；

过渡区时，取W_端对＝1.42586D^2.17(T_x-T₁)^1.39；

湍流时，取W_端对＝1.94897D²(T_x-T₁)^4/3；

W_辐＝A*ε*σ*{[(T_x+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}；

其中，散热面积A＝π*D*L+2*1/4π*D²＝π*D(L+0.5D)；

其中，黑体辐射系数σ取值5.67W/(m²·K⁴)；根据电解槽表面特性，黑度ε取值0.85，代入辐射散热公式，W_辐为电解槽长度L，直径D，槽体表面温度T₂，环境温度T₁的函数；

W_辐＝15.141(L+0.5D)*D*{[(T₂+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}；

根据容器及管道表面特性，黑度ε取值0.07，代入辐射散热公式，W_辐为电解槽长度L_x，直径D_x，容器表面温度T_x，环境温度T₁的函数；

W_辐＝1.247(L_x+0.5D_x)*D_x*{[(T_x+273)/100)]⁴-[(T₁+273)/100]⁴}；

W_散为电解槽、容器或管道长度L_x，直径D_x，槽体、容器或管道表面温度T_x，环境温度T₁的函数。

5.根据权利要求4所述的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，其特征在于，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

对电解槽后变温热功率的计算，具体如下：

基于实测槽后温与槽后设定温存在的偏差，调节槽后电解液到槽后设定温，产生变温功率W_变，根据热量衡算公式Q_液＝m_液c_液△t_槽，等式两边同时除以时间，得：

W_变＝q_液ρ_液c_液△t_槽

△t_槽＝T_槽后-T_槽后设

综上，W_变为电解槽槽后温T_槽后、槽后设定温T_槽后设、电解液热容c_液、电解液密度ρ_液、电解液体积流量q_液的函数。

6.根据权利要求5所述的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，其特征在于，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算氢氧气带走热量功率，其中，

公式两边同时除以时间T(单位S)，得

同理

综上，W_H2为电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、氢气密度ρ_H2、氢气恒容比热容C_H2、氢气出口温度T₆的函数；

W_O2为电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、氧气密度ρ_O2、氧气恒容比热容C_O2、氧气出口温度T₇的函数。

7.根据权利要求6所述的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，其特征在于，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算原料水带来热量功率：

W_H2O＝m_H2O×C_H2O×△T₈；

其中，水的质量流量根据理论计算

或者用流量计计量V_H2O，m_H2O＝V_H2O×ρ_H2O；

综上，W_H2O为电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、原料水进口温度T₈，原料水比热容C_H2O的函数或者电解槽小室电流I_cell、小室数m、电流效率η₀、原料水进口体积流量V_H2O、原料水密度ρ_H2O、原料水进口温度T₈、原料水比热容C_H2O的函数。

8.根据权利要求7所述的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，其特征在于，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算系统净热功率，具体为：

W_净＝W_发+W_变+W_H2O-W_散-W_H2-W_O2

综上，W_净为电解槽电压V、电流I、小室数m、电解槽、容器或管道长度L_x、直径D_x、表面温度T_x、环境温度T₁、电解槽槽后温T_槽后、槽后设定温T_槽后设、电解液热容c_液、密度ρ_液、体积流量q_液、电流效率η₀、氢气密度ρ_H2、氢气恒容比热容c_H2、氢气出口温度T₆、氧气密度ρ_O2、氧气恒容比热容c_O2、氧气出口温度T₇、原料水进口温度T₈、原料水比热容c_H2O、或者为选取原料水进口体积流量V_H2O、原料水密度ρ_H2O的函数。

9.根据权利要求8所述的基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制方法，其特征在于，所述进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，还包括：

计算冷媒流量，具体如下：

根据热量衡算公式Q_冷＝m_冷c_冷△T₉，等式两边同时除以时间，得：

W_净＝q_冷ρ_冷c_冷△T₉

q_冷＝W_净÷(ρ_冷c_冷△T₉)

q_冷为冷媒体积流量，ρ_冷为冷媒密度，c_冷为冷媒比热容，△T₉为冷媒进出口温差，△T₉＝T₁₀-T₉

综上，冷媒体积流量q_冷为电解槽电压V、电流I、小室数m、电解槽、容器或管道长度L_x、直径D_x、表面温度T_x、环境温度T₁、电解槽槽后温T_槽后、槽后设定温T_槽后设、电解液热容c_液、密度ρ_液、体积流量q_液、电流效率η₀、氢气密度ρ_H2、氢气恒容比热容c_H2、氢气出口温度T₆、氧气密度ρ_O2、氧气恒容比热容c_O2、氧气出口温度T₇、原料水进口温度T₈、原料水比热容c_H2O、冷媒密度ρ_冷、冷媒比热容c_冷、冷媒进口温度T₉、冷媒出口温T₁₀或者为选取原料水进口体积流量V_H2O、原料水密度ρ_H2O的函数。

10.一种基于冷媒流量调节的电解槽运行温度控制系统，其特征在于，包括：

数据采集装置，其用于采集用以进行冷媒流量衡算的相关参数；

控制单元，其用于基于所述相关参数，进行冷媒流量衡算，得到冷媒流量理论值，在每个迭代周期开始时，通过比较实测冷媒流量与所述冷媒流量设定值，控制执行机构的动作，以调节冷媒流量；

执行机构，其用于接收所述控制单元的控制指令，调节冷媒流量。

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