CN117153280B - 碱性电解制氢系统的仿真模型建立方法、仿真方法及系统 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种碱性电解制氢系统的仿真模型建立方法、仿真方法及系统，属于电解制氢技术领域，仿真模型建立方法包括步骤：对碱性电解系统工艺流程进行原理差异分析，基于流程各阶段物理化学机理差异将碱性电解系统分解为电解子系统、温度控制子系统、压力控制子系统和储氢子系统；基于电化学、热力学和流体力学原理及设备运行原理构建子系统动态模型；通过交互部分信息互联各个子系统动态模型，构建碱性电解制氢系统的仿真模型。本发明实现了制氢系统在不同工况及工况转换情景下运行状态的精细化仿真和分析，可对电解制氢系统启停、多点稳态运行和功率调节过程进行时域仿真分析，为制氢系统耦合电力系统运行优化提供了技术参数和安全约束参考。

Description

碱性电解制氢系统的仿真模型建立方法、仿真方法及系统

技术领域

本发明涉及一种碱性电解制氢系统的仿真模型建立方法、仿真方法及系统，属于电解制氢技术领域。

背景技术

随着传统化石能源的日益枯竭，能源利用向清洁低碳方向转型已成为社会共识，推动了高效、低碳的氢能利用规模的快速扩大。电解制氢作为氢能制备的关键技术，目前也成为可再生能源高效消纳的重要支撑手段，其中以碱性电解技术的商业化程度最高、应用范围最广，是构建电氢耦合系统和消纳可再生能源的主流选择，但其系统构成复杂、运行机理多学科交叉，运行效率、启停过程受工况影响、存在压力失控、爆炸等安全问题，需要系统动态仿真模型分析其运行特性，确保不同工况和操作条件下系统安全可靠运行。

碱性电解制氢在电力系统中可以作为灵活性调节资源，在可再生能源消纳中可以作为储能平缓峰谷波动，然而，制氢系统是一个复杂的动态系统，运行过程中受到输入工况和操作条件的约束和限制远超过典型储能。具体而言，由于系统辅机能耗受负荷率和工作温度的影响，因此运行过程中的系统效率并非固定不变；由于氢侧产气速率为氧侧的两倍，氢侧压力增速远高于氧侧，易导致氧中氢含量增大并引发爆炸风险，因此功率的调节速率应保持在一定范围内，从而保证产气速率的变化不至于引起两侧压力失衡；由于电解过程需要维持额定温度运行，系统需要一定的升温时间来实现启动运行，而该时间跨度取决于初始槽温，因此温度状态不同，系统的启动难易程度不同。

当前针对碱性电解制氢的建模，大多针对电解槽本身，采用固定逆电压、线性欧姆电压和呈对数关系的活化过电压拟合电解槽U-I曲线，构建法拉第效率模型以求解产气速率，实现电解槽的动态仿真。上述方法仅能描述电解槽在给定温度、压力条件下的工作过程，进而支撑电解槽效率、调节速率等特性，但不能反映电解系统运行过程中电解槽、温度控制、压力控制等多个子系统之间的互相关联与影响。由此可知，当前针对电解制氢系统的模型构建多用于电解效率的表征，以便将电制氢纳入整个储能系统以配合电力系统优化，因此多利用经验系数对电解槽进行数学建模并分析操作条件对于槽效率的影响。但是当前的建模方式不能准确反映制氢系统运行过程中的温度、压力、流量等运行参数的耦合变化过程，从而无法准确反应制氢系统的安全运行边界和调控参数，基于电解槽模型确定的调节限制及速率边界进行电氢耦合系统调度，可能无法满足制氢系统的安全边界。

发明内容

为了解决上述问题，本发明提出了一种碱性电解制氢系统的仿真模型建立方法、仿真方法及系统，能够实现制氢系统在不同工况及工况转换情景下运行状态的精细化仿真和分析，为制氢系统耦合电力系统运行优化提供技术参数和安全约束参考。

本发明解决其技术问题采取的技术方案是：

第一方面，本发明实施例提供的一种碱性电解制氢系统的仿真模型建立方法，包括以下步骤：

对碱性电解系统工艺流程进行原理差异分析，并基于流程各阶段物理化学机理差异将碱性电解系统分解为电解子系统、温度控制子系统、压力控制子系统和储氢子系统；

基于电化学、热力学和流体力学原理及设备运行原理构建子系统动态模型；

通过交互部分信息互联各个子系统动态模型，构建碱性电解制氢系统的仿真模型。

第二方面，本发明实施例提供的一种碱性电解制氢系统的仿真模型建立系统，包括：

系统分解模块，用于对碱性电解系统工艺流程进行原理差异分析，并基于流程各阶段物理化学机理差异将碱性电解系统分解为电解子系统、温度控制子系统、压力控制子系统和储氢子系统；

子系统动态模型构建模块，用于基于电化学、热力学和流体力学原理及设备运行原理构建子系统动态模型；

仿真模型构建模块，用于通过交互部分信息互联各个子系统动态模型，构建碱性电解制氢系统的仿真模型。

第三方面，本发明实施例提供的一种碱性电解制氢系统的仿真方法，利用上述任一所述的仿真模型建立方法得到的碱性电解制氢系统的仿真模型进行仿真。

第四方面，本发明实施例提供的一种碱性电解制氢系统的仿真系统，包括：

仿真模块，用于上述所述的仿真模型建立系统得到的碱性电解制氢系统的仿真模型进行仿真。

本发明实施例的技术方案可以具有的有益效果如下：

本发明以工艺流程各环节原理差异为基础将电解系统分解为电解、温度控制、压力控制和储氢子系统，实现复杂系统在电化学、热力学和流体力学上的解耦；同时，基于不同的物理化学机理及设备运行原理构建各子系统独立运行模型，并通过交互部分信息互联各子系统，实现碱性电解制氢系统的仿真模型的自下而上构建。本发明实现了制氢系统在不同工况及工况转换情景下运行状态的精细化仿真和分析，可对电解制氢系统启停、多点稳态运行和功率调节过程进行时域仿真分析，为制氢系统耦合电力系统运行优化提供技术参数和安全约束的准确参考；同时，本发明针对碱性电解制氢设计，但可推广至其它如质子交换膜电解和高温固氧化物电解的电解制氢技术的系统模型构建。

本发明提供了一种面向运行过程的碱性电解系统动态建模方法，可解决碱性电解制氢工艺流程融合电化学、热力学和流体力学等多专业交叉，系统结构复杂，参数难以解耦、数学建模困难的问题；同时，本发明通过交互部分关键参量实现各子系统的协同控制，可以针对不同规模碱性电解系统，实现不同工况和状态切换过程的系统仿真与运行特性的分析。

附图说明

图1是根据一示例性实施例示出的碱性电解制氢系统的仿真模型建立方法的流程图；

图2是根据一示例性实施例示出的碱性电解制氢系统的仿真模型建立系统的示意图。

图3是根据一示例性实施例示出的一种碱性电解系统组件示意图；

图4是根据一示例性实施例示出的一种碱性电解系统子系统交互连接图；

图5是根据一示例性实施例示出的一种面向运行过程的碱性电解系统动态建模流程图；

图6是根据一示例性实施例示出的一种大规模电解系统构成示意图；

图7是根据一示例性实施例示出的一种电解子系统模型结构示意图；

图8是根据一示例性实施例示出的一种温度控制子系统模型结构示意图；

图9是根据一示例性实施例示出的一种压力控制子系统模型结构示意图；

图10是根据一示例性实施例示出的一种压力控制子系统传递函数框图；

图11是根据一示例性实施例示出的一种储氢子系统模型结构示意图；

图12是根据一示例性实施例示出的一种电解系统启停流程图；

图中，1碱液罐，2净水器，3循环泵，4电解槽冷凝器，5汽水分离器，6冷凝器，7电磁阀，8凉水器，9脱氧塔，10干燥器，11背压阀，12缓冲罐，13压缩机，14储氢罐。

具体实施方式

下面结合附图与实施例对本发明做进一步说明：

为能清楚说明本方案的技术特点，下面通过具体实施方式，并结合其附图，对本发明进行详细阐述。下文的公开提供了许多不同的实施例或例子用来实现本发明的不同结构。为了简化本发明的公开，下文中对特定例子的部件和设置进行描述。此外，本发明可以在不同例子中重复参考数字和/或字母。这种重复是为了简化和清楚的目的，其本身不指示所讨论各种实施例和/或设置之间的关系。应当注意，在附图中所图示的部件不一定按比例绘制。本发明省略了对公知组件和处理技术及工艺的描述以避免不必要地限制本发明。

如图1所示，本发明实施例提供的一种碱性电解制氢系统的仿真模型建立方法，包括以下步骤：

对碱性电解系统工艺流程进行原理差异分析，并基于流程各阶段物理化学机理差异将碱性电解系统分解为电解子系统、温度控制子系统、压力控制子系统和储氢子系统；

基于电化学、热力学和流体力学原理及设备运行原理构建子系统动态模型；

通过交互部分信息互联各个子系统动态模型，构建碱性电解制氢系统的仿真模型。

作为本实施例一种可能的实现方式，所述碱性电解系统工艺流程为：

根据电解设备规模配置满足纯度和溶解度需要的碱性溶液并放置于碱液罐中，并根据实际产氢水消耗补充净化后去离子水以维持碱液循环，所述碱性溶液的体积满足后续电解槽和气液分离器的需要；

碱液经循环泵打入电解槽进行电解，电解所生成的氢气和氧气溶解在碱液中以过饱和水的形式随碱液循环进入氢氧气液分离器，当碱液中氢/氧溶解量达到饱和时，氢/氧气体形成气泡从碱液中溢出而集中在气液分离器上部；

从碱液中溢出的氢/氧气泡进入冷凝器降温进行汽水分离，大部分碱液因冷却而液化并回到碱液循环，脱碱气体经电磁阀控制输出至下一级；

通过电磁阀的氧气根据需要收集或直接排入空气，而氢气则因仍含有杂质需要进一步处理，包括在脱氧塔中通过钯触媒催化反应消耗掉杂质氧气、在冷凝器中液化脱氧生成的水、在干燥塔中利用分子筛进一步吸收剩余水分子，经缓冲罐和压缩机压缩至额定压力存储在高压储氢罐中。

作为本实施例一种可能的实现方式，所述基于流程各阶段物理化学机理差异将碱性电解系统分解为电解子系统、温度控制子系统、压力控制子系统和储氢子系统，包括：

基于碱性电解的工艺流程分析，根据碱性电解系统各部分实现功能不同，将系统划分为四个子系统：电解子系统、温度控制子系统、压力控制子系统和储氢子系统；

所述电解子系统实现不同温度和压力运行条件下电到氢的能量转换；

所述温控子系统满足碱性电解系统的能量守恒平衡，即电化学反应过程中产生的热量、冷却功率和热损失平衡，主要用于电解槽降温，即碱液的冷却，同时也用来冷却产品氢气和氧气；

所述压力控制子系统满足碱性电解系统压力平衡需求，通过铜鼓调节电磁阀开度维持气体溢出速率始终跟踪产出速率，从而保证氢氧分离器中的压力平衡；

所述储氢子系统满足碱性电解系统气体的压缩需求，实现高压产品氢气的存储，利用压缩机将暂存在缓冲罐中的氢气压缩为高压产品氢气储存在储氢罐内。

作为本实施例一种可能的实现方式，所述构建子系统动态模型，包括：

电解子系统建模：通过对电流-电压特性进行数学描述来构建电解槽的电气模型；基于氢气产量与工作电流存在正比关系，构建电解子系统的电化学模型，用以反应不同温度、压力及制氢功率与氢、氧生成速率及发热功率之间的关系；

温控子系统建模：构建用于碱液和气体冷却的温控模型，用以反应不同环境温度及制氢功率条件下，稳控系统阀门开度及温度变化过程；

压力控制子系统建模：选用PI控制作为控制方法构建压力控制模型，构建考虑产气速率、出气速率及缓冲作用的实时压力变化模型，用以反应不同产气速率工况下制氢系统压力变化规律；

储氢子系统建模：构建含缓冲罐、压缩机和储氢罐模型，用以反应不同制氢速率及用氢速率下，储氢罐压力变化规律及压缩机能耗规律。

作为本实施例一种可能的实现方式，所述电气模型的构建过程为：

①构建电解槽电压与电流关系：

其中，电解模块电压的计算公式：

V_cell＝V_rev+V_ohm+V_act (1)

式中，V_cell、V_rev、V_ohm、V_act分别为槽电压、可逆电压、欧姆过电压和活化过电压；

可逆电压表征了与反应压力、温度有关的电解反应基础电压，其计算公式为：

其中，

V_{rev_T}＝α_r1+α_r2T+α_r3T² (3)

式中，R为通用气体常数，V_{rev_T}为标准电位；α_rn为对应温度系数，P、P_{l_g}、P_H2O分别表示系统工作压力、电极附近湿氢气和氧气的压力、纯水的蒸气压，α_ln、λ_ln、α_hn、α_mn分别为对应的温度和浓度系数；m为KOH的摩尔浓度；Wt％为KOH的溶液浓度；T为工作温度；z为单次反应电子转移数；F为法拉第常数；

欧姆过电压反应了电流的欧姆效应，其计算公式为：

V_ohm＝I_c(R_ca+R_an+R_KOH+R_mem) (5)

其中，

σ_ca＝σ_an＝σ_Ni＝α_σ1+ασ₂T+α_σ3T²+α_σ4T³

σ_KOH＝λ_σ1m+λ_σ2m²+λ_σ3mT+λ_σ4m/T+λ_σ5m³+λ_σ6m²T²

式中，R_ca、R_an、R_KOH、R_mem分别为氢、氧电极、碱液和隔膜的电阻，σ为电导率；L为电流穿过的材料长度；A为有效接触面积；σ_ca、σ_an、σ_Ni、σ_KOH分别为氢氧电极、镍电极和碱液的电导率；α_σn、λ_σn分别为对应的温度系数和浓度系数，A_mem为隔膜面积；α_Rn为对应温度系数；I_c为电解电流；R_and为电极和电解液电阻；

活化过电压反应了电解极化效应，与温度、压力等反应条件及电解电流有关，其计算公式为：

其中，

α_ca＝α_ca3+α_ca4T

α_an＝α_an3+α_an4T

式中，α_ca、α_an分别为阴极和阳极的转移电荷系数；I_{0_ca}、I_{0_an}分别为阴极和阳极的交换电流；T_ref为参考工作温度，P_ref为参考工作压力；

电极表面的覆盖率θ是电流密度、温度和压强的函数：

鼓泡率ε通过Bruggeman方程计算：

σ_{KOH_bubble}＝α_KOH(1-ε)^1.5

式中，σ_{KOH_bubble}为气泡的电导率；

热中性电压为：

式中，V_tn为电解制氢的热中性电压；V_HHV为高热值氢气对应电压；α_tn、α_vn分别为对应温度系数；

②构建电解槽发热功率与电解电流关系：

电解过程的热功率为：

式中，P_th为电解子系统热功率；P_module为电解子系统电功率；

基于所述电化学模型的构建过程进一步构建反应电解槽运行效率的法拉第效率和热效率

其中，法拉第效率与反应温度和电流密度有关，其计算公式如下：

式中，η_F为法拉第效率；I_c为工作电流；T为电解槽温度；A_cell为电极面积；α_Fn为温度系数；

通过法拉第效率即可利用工作电流计算电解模块的产氢速率：

式中，v_H为产氢速率；z为单次反应电子转移数；F为法拉第常数；v_O为产氧速率；

电解槽效率为：

式中，η_cell为电解槽效率；η_thermal为电解槽热效率。

作为本实施例一种可能的实现方式，所述温控模型的构建过程为：

冷凝器对循环流动的碱液进行降温，其冷却功率数学模型如下：

式中，P_cool为碱液降温冷却功率；v_{c_w}为冷却水的流速；c_water为水的比热容；ΔT_co为冷却水温差；T_{co_w}、T_{ci_w}分别为冷却水的出/入口温度；

利用对数平均温差法，热交换器的冷却功率用等效热交换系数VA_HX计算：

式中，h_cond与h_conv分别为热交换机的传导热交换系数和对流热交换系数；LMTD为对数平均温差，VA_HX为等效热交换系数；

冷却水的升温特性即冷却过程中出水口温度与入水口温度的差额，而出水口温度由电解槽温度和入水口温度决定，联立式(18)和(19)可得：

T_{co_w}＝T_{ci_w}+(T-T_{ci_w})(1-exp(-VA_HX/C_cw)) (20)

式中，C_cw为冷却水的热容；

将冷却水的出口温度T_{co_w}代入式(18)求得碱液冷凝器的冷却功率；

氢气在从电解槽生成后、脱氧后和压缩后三个环节均需要冷凝器进行冷却降温，氧气从电解槽溢出后同样需要冷凝器进行汽水分离，各冷凝器的功率为：

式中，P_{c_H}为氢气降温功率，P_{c_O}为氧气汽水分离功率，c_H、c_O分别为水、氢气和氧气的比热容；v_Hvalve为调节阀出口的氢气流速；T_valve、T_dry分别为气体在分离器后和干燥前的温度；T_do为脱氧后的温度；T_cout为压缩后的温度；

冷却水通过水泵到达各处需要冷却的环节，同时碱液也由水泵供给循环，相应泵功率由下式确定：

式中，P_{p_a}、P_{p_w}分别为碱液和冷却水的泵功率；v_{c_a}为碱液的流速；k_pump为泵安全系数；L_pump为泵扬程；g为重力加速度；ρ_{c_a}、ρ_{c_w}分别为碱液和水的密度；η_p、η_m分别为泵效率和机械效率，P_pump为泵功率；

求得总制冷功率为：

P_c＝P_cool+P_{c_H}+P_{c_O}+P_pump (23)

式中，P_c为总制冷功率，P_cool为碱液降温冷却功率；

为了计算电解槽实时温度，根据以下公式求解槽体产生的总热量与消耗总热量的差值：

式中，Q_gen为电解模块产热功率；Q_loss为电解模块表面热损耗功率；T_a为环境温度；R_{c_suf}为电解模块表面等效热阻；h_fc为强制对流换热系数；h_nc为自然对流换热系数；

电解槽温度变化利用热能平衡方程表示为：

式中，C_t为电解模块的总热容。

作为本实施例一种可能的实现方式，所述压力控制模型的构建过程为：

PI控制器根据输入的压力误差控制阀门的开度增量：

式中，Δu_order为控制器输出的阀门开度增量指令；ΔP为被控侧实际输出压力P和参考压力P_ref的误差量；K_p、K_I分别为比例系数和积分系数；

使用欧拉离散化方法中的一阶向后差分进行离散化，如果系统仿真步长为T_step，在第k个仿真步长中，离散时间域的增量型PI控制的表达式为：

Δu_order(k)＝K_p(ΔP(k)-ΔP(k-1))+K_IT_stepΔP(k) (27)

ΔP(k)＝P(k)-P_ref(k)

利用一阶惯性环节描述阀门开关的延时特性，连续的阀门特性模型如下：

式中，u_order(t)、u_order(t-1)分别为当前和前一时刻的阀门开度指令；u(t)为t时刻的阀门开度；Δu_max为单次阀门开度最大增量；u_max为阀门最大开度；T_s为延迟时间常数；

进行离散化后得到：

u_order(k)＝u_order(k-1)+Δu_order(k) (29)

气体流速的计算表达式如下：

v_valve(t)＝v_vrefu(t) (30)

式中，v_vref为额定产气速率；v_valve(t)为阀门实时出气速率；

气体质量由制备速率和流出速率决定如下：

式中，Δm(t)为气体质量增量；v(τ)为产气速率；

当前碱性电解系统运行的压力利用理想气体定律计算：

ΔP(t)＝Δm(t)RT_step/V (32)

P(t)＝ΔP(t)+P(t-1)

式中，ΔP(t)为压力增量，与前一仿真步长的压力P(t-1)共同构成实时压力P(t)；V为气体体积。

作为本实施例一种可能的实现方式，缓冲罐压力模型如下：

p_in＝v_HvalveRT_valve/V_buff (33)

式中，p_in为缓冲罐内氢气压力；V_buff为缓冲罐体积；R为通用气体常数；v_Hvalve为调节阀出口的氢气流速；T_valve为气体在分离器后的温度；

压缩机功率P_comp为：

式中，η_e、η_m分别为压缩机的电效率和机械效率；k为多变系数；p_out为排出的氢气压力；V_c为压缩机理论容积输气量；D_c为气缸直径；S_c为活塞行程；Z_c为气缸数；n_c为转速；

压缩后气体温度模型如下：

式中，T_in、T_out分别为吸入和排出的氢气温度；

储罐在t时刻的储氢量取决于上一时刻的储氢量与该时刻的进氢量：

式中，m_sto(t)为储罐在t时刻的氢储量；M_sto为储罐额定储量；SOC_sto(t)为储罐容量在t时刻的百分数。

作为本实施例一种可能的实现方式，所述通过交互部分信息互联各个子系统动态模型，构建碱性电解制氢系统的仿真模型，包括：

各子系统独立实现各自的功能，通过交互部分参量互联各个子系统，实现整个碱性电解系统的协同运行。

作为本实施例一种可能的实现方式，所述碱性电解系统的系统效率需要综合各子系统的设备出力，调节特性取决于氢氧侧压力平衡；

所述系统效率的数学模型如下：

式中，Q_HHV为氢气高热值；t为系统总运行时间，包含启动时间；t_H为实际制氢时间；

系统效率可简化为：

所述调节特性由氢氧侧电解液液位差和氧中氢含量两个指标作为限制，

电解液液位差公式如下：

式中，h_KOH为电解液液位差；ΔP为氢氧侧压差；ρ_KOH为碱液密度；P_H、P_O分别为电磁阀前的氢气和氧气压力；

氧中氢含量的计算公式如下：

Φ_H＝ε_mP_H/d_m+ε_pΔP/d_m

式中，c_HtO为氧气中的氢气含量；Φ_H为氢气通量；d_m为隔膜厚度；ε_m、ε_p分别为膜渗透率和压差引起的渗透率。

如图2所示，本发明实施例提供的一种碱性电解制氢系统的仿真模型建立系统，包括：

系统分解模块，用于对碱性电解系统工艺流程进行原理差异分析，并基于流程各阶段物理化学机理差异将碱性电解系统分解为电解子系统、温度控制子系统、压力控制子系统和储氢子系统；

子系统动态模型构建模块，用于基于电化学、热力学和流体力学原理及设备运行原理构建子系统动态模型；

仿真模型构建模块，用于通过交互部分信息互联各个子系统动态模型，构建碱性电解制氢系统的仿真模型。

基于上述仿真模型建立方法，本发明实施例还提供了一种碱性电解制氢系统的仿真方法，利用上述任一所述的仿真模型建立方法得到的碱性电解制氢系统的仿真模型进行仿真。

基于上述仿真模型建立系统，本发明实施例还提供了一种碱性电解制氢系统的仿真系统，包括：

仿真模块，用于上述所述的仿真模型建立系统得到的碱性电解制氢系统的仿真模型进行仿真。

本发明的原理如下。

与一般产品生产不同，电解水制氢属于危险化工品生产，需要一套多专业交叉的复杂系统保证生产过程安全与产品质量。碱性电解设备生产流程不仅包括核心组件电解槽，还依赖大量气路、液路等压力及温度辅助控制设备维持生产过程中的压力与温度，需要综合考虑电解设备所有组件行为特征和互相配合关系才能准确描述其运行特性，碱性电解系统典型结构和核心组件如图3所示。

由图3可知，电解系统的主要工作流程为：首先根据电解设备规模(单位时间产氢速率)配置满足纯度和溶解度需要的碱性溶液(一般为KOH)而放置于碱液罐1中，碱液体积需满足后续电解槽、气液分离器等设备需要并根据实际产氢水消耗补充净化后经净水器2去离子水(电导率最大为5μS/cm)以维持碱液循环；随后，碱液经循环泵3打入电解槽4进行电解，所生成的氢气和氧气溶解在碱液中以过饱和水的形式随碱液循环进入汽水分离器5，当碱液中氢/氧溶解量达到饱和时，氢/氧气体形成气泡从碱液中溢出而集中在汽水分离器上部；进一步溢出气进入冷凝器6降温进行汽水分离，大部分碱液因冷却而液化并回到碱液循环，脱碱气体经电磁阀7控制输出至下一级；冷凝器6连接有凉水器8；最后，通过电磁阀7的氧气根据需要收集或直接排入空气，而氢气则因仍含有氧气和水等杂质需要进一步处理，包括在脱氧塔9中通过钯触媒催化反应消耗掉杂质氧气、在冷凝器6中液化脱氧生成的水、在干燥器10中利用分子筛进一步吸收剩余水分子，打开背压阀11经缓冲罐12和压缩机13压缩至额定压力存储在高压储氢罐14中。

基于碱性电解的工艺流程分析，根据系统各部分实现功能不同，将系统划分为四个子系统：电解子系统、温度控制子系统、压力控制子系统和储氢子系统。电解子系统作为系统的核心，主要实现不同温度和压力运行条件下电到氢的能量转换，其主要设备为碱性电解槽。温控子系统满足系统的能量守恒平衡，即电化学反应过程中产生的热量、冷却功率和热损失平衡，主要用于电解槽降温，即碱液的冷却，同时也用来冷却产品氢气和氧气。其主要设备为水箱、碱液罐、水泵和冷凝器(热交换器)。压控子系统满足系统压力平衡需求，主要铜鼓调节电磁阀开度维持气体溢出速率始终跟踪产出速率，从而保证氢氧分离器中的压力平衡，其主要设备为氢氧分离器、电磁阀等。储氢子系统满足气体的压缩需求，实现高压产品氢气的存储，主要利用压缩机，将暂存在缓冲罐中的氢气压缩为高压产品氢气储存在储氢罐内，其主要设备为脱氧塔、干燥塔、缓冲罐、压缩机等。

各子系统独立实现各自的功能，并通过交互部分参量实现整个系统的协同运行，子系统的交互连接图如图4所示。由图4可知，电解子系统向温控子系统传递电热功率，温控系统根据环境温度通过调节冷凝器的冷却量，尽可能地吸收电解子系统的散热量，将温度稳定到设定的参考温度，并向电解子系统反馈下一时刻槽温，影响电解反应的温度条件；电解子系统向压控子系统传递实时产氢/氧速率和氢/氧侧压力，同时温控子系统传递槽温，压控系统利用PI调节器调节电磁阀的开度，尽可能保证氢气出口速率始终跟踪电解槽产氢速率，使氢氧侧压力均稳定在参考压力，并向电解子系统反馈下一时刻的氢氧侧压力，进而影响电解反应压力条件以及系统运行稳定性；压控子系统向储氢子系统传递氢气溢出电磁阀的出气速率，储氢子系统通过压缩和存储环节实现产品氢气的交付。各子系统协同运行可以保证系统温度的上升和维持以及压力的平衡，实现系统级别的动态调节和启停过程仿真。

本发明提出的面向运行过程的碱性电解系统动态建模方法主要包括子系统建模、整体系统特性指标建模两个部分，主要流程如图5所示。

step 1，子系统建模。

主要完成各子系统的模型构建。本发明基于各子系统的目标需求和运行原理，分别构建电解、温控、压控和储氢子系统的独立模型，细分为以下步骤：

step 1.1，电解子系统建模。

电解子系统的核心设备是电解槽，产品化的制氢设备基本单元是电堆，电堆由多个电解槽加装垫片、框架和密封件后串联或并联构成。单个电堆功率较小，一般为kW级，当需要规模较大的制氢系统时，可利用电堆固有的可扩展性，进一步组合多个电堆形成模块，单个模块的容量可达百kW或MW级。图6为大规模电解系统构成。针对系统的最小单元电解槽进行建模，并通过N个电解槽串联为电堆，M个电堆串并联组合为模块来完成电解子系统的功能。

电解子系统的主要功能是将电能转化为储存在氢气中的化学能，因此其建模主要聚焦电能参量电压与功率和化学能参量氢气产量之间的关系，同时需要考虑二者之间的转化效率,其结构图如图7所示。电解槽电压同工作电流同样成正相关，由于电解槽的电响应几乎是瞬时建立的，即电解槽可被认为是一种独特的非线性电阻元件，因此可以通过对电流—电压特性进行数学描述来构建电解槽的电气模型；由法拉第定律可知，氢气生成消耗的电子与对应电流提供的电荷量成正比，因此氢气产量与工作电流存在正比关系，由此构建电解子系统的电化学模型。

(1)电气模型

基于物理规律可利用电解槽电压电流极化曲线将槽电压分为四项：可逆电压、欧姆过电压、活化过电压和扩散过电压，其中扩散过电压在电流密度大于1A/cm²时才凸显作用，而碱性电解的电流密度目前低于0.5A/cm²，故本发明忽略不计。电解模块电压的计算公式如下：

V_cell＝V_rev+V_ohm+V_act (1)

式中，V_cell、V_rev、V_ohm、V_act分别为槽电压、可逆电压、欧姆过电压和活化过电压。

1)可逆电压为施加在两电极间的最小电压，以使电解水反应发生，可由能斯特方程计算得出：

式中，R为通用气体常数。第一项主要受工作温度影响，可以表示为温度的函数：

V_{rev_T}＝α_r1+α_r2T+α_r3T² (3)

式中，V_{rev_T}为标准电位；α_rn为对应温度系数。

第二项表示压力对可逆电压的影响，P、P_{l_g}、P_H2O分别表示系统工作压力、电极附近湿氢气和氧气的压力、纯水的蒸气压，其值主要受压力和碱液浓度影响：

式中，α_ln、λ_ln、α_hn、α_mn分别为对应的温度和浓度系数；m为KOH的摩尔浓度；Wt％为KOH的溶液浓度。

2)欧姆过电压指电解过程中电极、电解质和隔膜等元件中的离子或电子转移引起的过电位，根据欧姆定律，可以通过总电阻和电流相乘来计算过电压：

V_ohm＝I_c(R_ca+R_an+R_KOH+R_mem) (5)

式中，R_ca、R_an、R_KOH、R_mem分别为氢、氧电极、碱液和隔膜的电阻，其中电极和电解液电阻R_and取决于元件组成材料和几何形状：

σ_ca＝σ_an＝σ_Ni＝α_σ1+α_σ2T+α_σ3T²+α_σ4T³

σ_KOH＝λ_σ1m+λ_σ2m²+λ_σ3mT+λ_σ4m/T+λ_σ5m³+λ_σ6m²T²

式中，σ为电导率；L为电流穿过的材料长度；A为有效接触面积；σ_ca、σ_an、σ_Ni、σ_KOH分别为氢氧电极、镍电极和碱液的电导率；α_σn、λ_σn分别为对应的温度系数和浓度系数。

目前隔膜常用基于聚合物和陶瓷的多孔复合材料来替代石棉隔板，其中隔膜因具有高表面积(22m²/g)和最佳浸润性而得到广泛使用，其电阻计算如下：

式中，A_mem为隔膜面积；α_Rn为对应温度系数。

3)活化过电压是指电化学反应中突破平衡状态并开始正向反应引起的电压，通常用Butler-Volmer方程来计算，因为本发明忽略了碱液浓度变化，可以用Tafel对数方程逼近，求得表达式为：

式中，α_ca、α_an分别为阴极和阳极的转移电荷系数；I_{0_ca}、I_{0_an}分别为阴极和阳极的交换电流，参考现有镍电极相关参数的计算如下：

α_ca＝α_ca3+α_ca4T

α_an＝α_an3+α_an4T

4)气泡效应

氢气在电极附近的电解液中先形成氢气泡，直到达到临界尺寸，从而克服电阻率离开电极表面。气泡效应通过两个参数影响电解过程：一是在电极表面的覆盖率θ，它将导致电极表面有效反应面积减少，经验相关性表明覆盖率是电流密度、温度和压强的函数：

因此，电极的表面积应用覆盖率修正，对应引起的欧姆电压和活化过电压也应该相应增大：

第二个参数为鼓泡率ε，即气泡与电解液的相对体积，它将导致电解质的电导率降低，并可以通过Bruggeman方程计算：

σ_{KOH_bubble}＝α_KOH(1-ε)^1.5

5)热中性电压

热中性电压代表水电解的焓变能量转化，包含水电解的高热值转化以及由液态到蒸汽饱和态的转化：

式中，V_tn为电解制氢的热中性电压；V_HHV为高热值氢气对应电压；α_tn、α_vn分别为对应温度系数。

电解子系统实际消耗电功率为整个电解模块的总电功率，电解过程需要的热功率为整个电解模块的总热功率，其表达式如下：

式中，P_th为电解子系统热功率；P_module为电解子系统电功率。

(2)电化学模型

实际反应中由于寄生电流损失，反应的最大产氢量总是比理论产氢量小的，因此实际法拉第效率(即电流效率)总是小于1的，根据经验和实验可知，法拉第效率与反应温度和电流密度有关，其计算公式如下：

式中，η_F为法拉第效率；I_c为工作电流；T为电解槽温度；A_cell为电极面积；α_Fn为温度系数。

通过法拉第效率即可利用工作电流计算电解模块的产氢速率：

式中，v_H为产氢速率；z为单次反应电子转移数；F为法拉第常数；v_O为产氧速率。

电解槽效率为法拉第效率和电压效率的乘积，其中电压效率即电解槽的热效率，其为电解水理论消耗能量与实际消耗能量的比值，可以用热中性电压与电解槽实际电压的比值计算。

式中，η_cell为电解槽效率；η_thermal为电解槽热效率。

本发明构建的电解子系统的电化学模型，反应了不同温度、压力及制氢功率与氢、氧生成速率及发热功率之间的关系。

step 1.2，温控子系统建模。

电解系统的电气特性与化学特性均受温度影响，温度控制是保证碱性电解系统具备良好运行特性的关键环节。温度控制子系统主要用于高温碱液和气体的冷却，为保证系统的运行性能最优，需保持电解槽在额定温度附近的热力学平衡，因此冷凝器容量需根据额定工况选定。由于冷凝器基于热传递原理运行，其冷却介质的冷量由冷却对象的温度确定，因此冷凝器具备一定程度的自动调节能力。当被冷却对象温度上升时，冷却介质因热量传递温度增幅变大，冷凝器冷量增大，但该冷量受选定后的设备容量限制，不得超过限值，反之亦然。

由于电解槽热惯性大，温度变化速率较慢，实际工程中多利用冷凝器自身调节能力维持温度，几乎不对冷却介质作精确流量控制。同时，电解槽需要维持高温运行，但在温度降低时若冷凝器持续冷却将加剧降温，因此需要在低温时关闭碱液冷凝器。为了保障运行温度，本发明设计了碱液冷凝器的启停控制逻辑，即当槽温低于目标温度范围下限时，关闭冷凝器，反之开启。目前工程使用的制冷剂主要为冷却水，温控系统需要利用泵实现冷却水和高温碱液的循环利用，同时将冷却水泵入气体冷凝器中实现气体冷却，因此系统模型主要针对冷凝器和水泵进行构建,其逻辑输入为目标温度、实时温度、产热功率和冷却参数，输出为实时温度变量和总冷却功率，其功能结构框图如图8所示。

氢气制备过程中，电解反应为放热反应，电解过程中若不加以控制，槽体温度将持续升高以致设备损坏，因此需要冷凝器对循环流动的碱液进行降温。碱液在运行过程中温度变化较大，因此碱液冷凝器需要较为详细的建模，其冷却功率数学模型如下：

式中，P_cool为冷却功率；v_{c_w}为冷却水的流速；c_water为水的比热容；ΔT_co为冷却水温差；T_{co_w}、T_{ci_w}分别为冷却水的出/入口温度。

利用对数平均温差法LMTD，热交换器的冷却功率还可以用等效热交换系数VA_HX计算，VA_HX与电解槽的反应激烈程度有关，可以表示为电解电流的一次函数：

式中，h_cond与h_conv分别为热交换机的传导热交换系数和对流热交换系数。

冷却水的升温特性即冷却过程中出水口温度与入水口温度的差额，而出水口温度由电解槽温度和入水口温度决定，联立式(18)和(19)可得其表达式如下：

T_{co_w}＝T_{ci_w}+(T-T_{ci_w})(1-exp(-VA_HX/C_cw)) (20)

将冷却水的出口温度带回式(18)即可求得碱液冷凝器的冷却功率。气体冷却时需求冷量较为固定，因此其冷凝器的容量直接用气体需求的冷量计算。产品氢气需要降至常温储存，而脱氧过程中的化学反应同样为放热反应，压缩机压缩后也会使气体温度升高，因此氢气在从电解槽生成后、脱氧后和压缩后三个环节均需要冷凝器进行冷却降温，氧气从电解槽溢出后同样需要冷凝器进行汽水分离。各冷凝器的功率可以用下式确定：

式中，c_H、c_O分别为水、氢气和氧气的比热容；v_Hvalve为调节阀出口的氢气流速；T_valve、T_dry分别为气体在分离器后和干燥前的温度，均为设定值；T_do为脱氧后的温度，为保证脱氧时水分全部蒸发，设置该温度应高于电解压力下水的沸点；T_cout为压缩后的温度，由公式(35)经多级压缩后决定。

冷却水通过水泵到达各处需要冷却的环节，同时碱液也由水泵供给循环，相应泵功率由下式确定：

式中，P_{p_a}、P_{p_w}分别为碱液和冷却水的泵功率；v_{c_a}为碱液的流速；k_pump为泵安全系数；L_pump为泵扬程；g为重力加速度；ρ_{c_a}、ρ_{c_w}分别为碱液和水的密度；η_p、η_m分别为泵效率和机械效率。

由此可以求得系统总的制冷功率如下：

P_c＝P_cool+P_{c_H}+P_{c_O}+P_pump (23)

为了计算电解槽实时温度，需要求解槽体产生的总热量与消耗总热量的差值，槽体总产热即电解模块总功率用于制氢后的剩余部分，散热包含自然散热和冷却散热，自然散热即电解模块与环境对流和辐射损失的热功率，冷却散热即冷凝器的冷却功率：

式中，Q_gen为电解模块产热功率；Q_loss为电解模块表面热损耗功率；T_a为环境温度；R_{c_suf}为电解模块表面等效热阻；h_fc为强制对流换热系数；h_nc为自然对流换热系数。

电解槽温度变化可以利用热能平衡方程表示，如式(25)所示，等式左边为电解模块温度的变化功率，等式右边为模块产散热差值。

式中，C_t为电解模块的总热容。

本发明构建用于碱液和气体冷却的温控模型，反应了不同环境温度及制氢功率条件下，稳控系统阀门开度及温度变化过程。

step 1.3，压力控制子系统建模。

压力控制是限制碱性电解系统输入功率调节的关键环节，压力控制子系统中的控制设定值调整目前是匹配调节需求的手段，或者仅仅使压力保持在期望的平衡值。当系统运行在额定工况下，产氢速率为产氧速率的两倍，二者均维持额定值，则氢氧侧压力平衡且等于额定压力。当系统需要响应供给下调输入功率时，产氧速率倍速于产氢速率下降，使得两侧压力偏离额定值并出现压力差，反之亦然。

为了保证分离器内压力变化在可控范围内，压力控制子系统通过控制阀门，自动调节出口侧的气体速率。为了使压力维持在额定值附近，应保证气室内气体量维持在恒定值，即保证出气速率时刻跟踪进气速率，而出气速率与阀门开度成正比，因此通过控制阀门开度即可实现压力控制。而阀门开度对压力变化响应的整定值，是通过控制器的调节参数进行控制的。由于系统中不存在较大惯性滞后的环节，控制时不需要微分环节，只采用比例、积分环节控制就能实现较好的控制效果，因此本发明选用PI控制作为控制方法。压力控制子系统控制逻辑的输入为目标压力、实时压力和产气速率，输出为出气速率和实时压力差，其功能结构框图如图,9所示。氢氧侧的PI控制原理、阀特性和控制过程均相同，下文以单侧为例说明建模过程。

将分离器的实时压力与参考信号进行比较，得到一个误差信号并输入控制器。PI控制器根据输入的压力误差控制阀门的开度增量。本发明控制器采用数字PI控制实现，需将连续的PI控制转化为离散形式的控制算法，连续PI控制的数学表达如下：

式中，Δu_order为控制器输出的阀门开度增量指令；ΔP为被控侧实际输出压力P和参考压力P_ref的误差量；K_p、K_I分别为比例系数和积分系数。

使用欧拉离散化方法中的一阶向后差分进行离散化，若系统仿真步长为T，在第k个仿真步长中，离散时间域的增量型PI控制的表达式如下：

Δu_order(k)＝K_p(ΔP(k)-ΔP(k-1))+K_IT_stepΔP(k) (27)

ΔP(k)＝P(k)-P_ref(k)

受机械特性的影响，阀门无法实现无限制调节，因此在其开度整定过程中设置调节速率限制，位置限制和动作延时限制。图10中虚线框内所示是响应于控制指令变化，链式作用在阀门上的近似非线性数学模型，阀门开度增量指令经速率限制约束后用于计算当前阀门开度指令，阀门接收指令后经过一定的动作时间延时计算实际开度，实际开度经位置限制约束后进行记录。本发明利用一阶惯性环节描述阀门开关的延时特性，连续的阀门特性模型如下：

式中，u_order(t)、u_order(t-1)分别为当前和前一时刻的阀门开度指令；u(t)为t时刻的阀门开度；Δu_max为单次阀门开度最大增量；u_max为阀门最大开度；T_s为延迟时间常数。

同样进行离散化后得到的表达式如下：

u_order(k)＝u_order(k-1)+Δu_order(k) (29)

阀门随控制器信号动作后，气体溢出速率瞬间随之改变，出气速率的大小受阀门开度和阀门两侧气室压力差的影响，但实际控制过程中此压力差较小，因此本发明建模时忽略此影响，仅考虑流速与阀门开度的正比关系。气体流速的计算表达式如下：

v_valve(t)＝v_vrefu(t) (30)

式中，v_vref为额定产气速率，阀门在出厂时设置的额定出气速率等于额定产气速率；v_valve(t)为阀门实时出气速率。

出气速率求得后即可计算实时气体质量变化，而目前电解系统工作压力较小，气体泄漏量可忽略不计，气体质量由制备速率和流出速率决定如下：

式中，Δm(t)为气体质量增量；v(τ)为产气速率。

气体质量的变化量将引起对应压力的变化，高压下气体将偏离理想气体行为，需用真实气体的范德华状态方程导出，但当前碱性电解系统运行的压力可以利用理想气体定律计算：

ΔP(t)＝Δm(t)RT_step/V (32)

P(t)＝ΔP(t)+P(t-1)

式中，ΔP(t)为压力增量，与前一仿真步长的压力P(t-1)共同构成实时压力P(t)；V为气体体积。

本发明构建考虑产气速率、出气速率及缓冲作用的实时压力变化模型，反应了不同产气速率工况下制氢系统压力变化规律。

step 1.4，储氢子系统建模。

氢气存储是电解制氢的最后环节，主要利用压缩机将氢气压缩为高压产品氢气存储于高压储氢罐中，其间氢气被压缩前先暂存于缓冲罐中，因此储氢子系统主要针对缓冲罐、压缩机和储氢罐进行建模，其功能结构框图如图11示。

氢气从阀门进入后续环节时压力基本保持在额定值，直到压缩前需暂存在缓冲罐内压力产生变化。缓冲罐压力模型如下：

p_in＝v_HvalveRT_valve/V_buff (33)

式中，p_in为缓冲罐内氢气压力；V_buff为缓冲罐体积。

氢气压缩多采用往复活塞式压缩机，由于储罐内压力较高，需要利用多级压缩来实现所需的压力比，而各级压缩过程基本相同，因此本发明针对一级压缩进行模型构建。压缩机功率主要取决于压缩前后压力，各级压缩通过输入输出压力串级连接以求解功率。

式中，η_e、η_m分别为压缩机的电效率和机械效率；k为多变系数；p_out为排出的氢气压力；V_c为压缩机理论容积输气量；D_c为气缸直径；S_c为活塞行程；Z_c为气缸数；n_c为转速。

由于压缩后气体温度升高，需要配备冷凝器冷却，冷凝器模型已在温控子系统中构建，但需冷却的氢气温度取决于压缩温度，因此构建压缩后气体温度模型如下：

式中，T_in、T_out分别为吸入和排出的氢气温度。

储罐在t时刻的储氢量取决于上一时刻的储氢量与该时刻的进氢量，模型如下所示：

m_sto(t)＝m_sto(t-1)+∫v_H (36)

SOC_sto(t)＝m_sto(t)/M_sto

式中，m_sto(t)为储罐在t时刻的氢储量；M_sto为储罐额定储量；SOC_sto(t)为储罐容量在t时刻的百分数。

本发明构建含缓冲罐、压缩机和储氢罐模型，反应了不同制氢速率及用氢速率下，储氢罐压力变化规律及压缩机能耗规律。

step 2，整体系统特性指标建模。

系统效率需要综合各子系统的设备出力，调节特性取决于氢氧侧压力平衡，而启停过程的流程较为复杂，所以对系统运行特性指标进行建模和阐述，主要包括以下步骤：

step 2.1，系统效率。

碱性电解运行过程中，除了电解子系统因反应放热而吸收多余能量引起效率下降，辅机设备耗能是另一个降低能量转化率的主要原因，因此分析系统效率特性时不能只考虑电解效率，需要考虑辅机能耗，直观反应系统整体运行效率，同时分析各效率如何受操作条件的影响，以及各效率与运行负荷率的关系，用以明确保证系统能量转化率的操作条件和负载范围。

整个电解系统的效率即实际转化为氢气的能量与系统总输入能量之比，其取决于氢气产量以及各子系统全部设备的运行功耗，计算时需要利用电解子系统输出的电解模块功率、产氢速率、运行时间以及产氢时间，温控子系统输出的冷却功率和储氢子系统输出的压缩机功率。系统效率的数学模型如下：

式中，Q_HHV为氢气高热值；t为系统总运行时间，包含启动时间；t_H为实际制氢时间。当系统在额定工况下工作时，系统各设备同步运行，运行时间即为产氢时间，因此系统效率可简化如下：

step 2.2，系统功率调节。

由于氢氧侧的产气量有一倍之差，功率调节过程中，两侧压力变化不同频，氢氧分离器两侧的压力平衡极易被破坏。因此对于电解系统调节特性的需求，是要保持功率变化过程中，氢气侧和氧气侧的压力变化维持在可接受裕度范围内，且尽可能保证同步变化以减小两侧压力差。因为当两气室压差超过5mbar或分离器中的电解液液位差超过50mm，将导致氢气向氧侧溢出，影响气体纯度与隔膜的稳固性，威胁系统运行安全。

压差增大将引起氧中氢含量升高：当氧中氢含量达到4％将引起爆炸，通常将1％和2％定为一级和二级警告浓度，当氧中氢浓度超过2％时应当采取紧急措施(停止产氢或气体排空)，避免浓度进一步上升，引发爆炸造成安全隐患。压差增大同时限制了系统的最小负荷率：因为系统最小负载受到隔膜的气体传导率的限制，气体传导率与电流成反比，与压力差成正比，当系统负荷率较小时，隔膜的气体传导率大，且产气速率低导致气室内气量少，压力不易控制，压差增大进一步加剧了气体传导率，致使气体纯度不满足要求，从而导致O₂流中的临界H₂浓度对应的电流下限较高。

综上所述，在测试系统调节特性时，主要由氢氧侧液位差和氧中氢含量两个指标作为限制。受此限制，系统在不同的调节范围具备不同的调节响应时间，该时间与范围并非线性关系，需要仿真测试其具体参数。针对某一调节范围，当调节过程中任一指标超过限值，调节的功率斜率或是响应时间即超过限值，需要下调功率斜率或上调功率下限，当指标临界于限值时，针对调节过程即达到最快的响应时间。两指标的数学模型如下。

电解液液位差公式如下：

式中，h_KOH为电解液液位差；ΔP为氢氧侧压差；ρ_KOH为碱液密度；P_H、P_O分别为电磁阀前的氢气和氧气压力。

氧中氢含量的计算公式如下：

Φ_H＝ε_mP_H/d_m+ε_pΔP/d_m

式中，c_HtO为氧气中的氢气含量；Φ_H为氢气通量；d_m为隔膜厚度；ε_m、ε_p分别为膜渗透率和压差引起的渗透率。

step 2.3，系统启停。

基于前述碱性电解工艺流程并结合工程实际，电解系统装置复杂，生产要求严格，因此其启停过程也需要一系列操作保证运行安全稳定。系统启停流程图如图12所示。

当系统长时间停机后，设备已降低至环境温度，且气路管道均充满空气，为保证氢氧两侧气相空间的气体远离可燃可爆的范围，电解系统正常开机前要求对系统的气路进行充氮吹扫。吹扫时将氮气从氢氧分离器一侧的充氮口引入，氮气流经各部分管路后排空。确定空气排净后，将装满电解质的电解槽接通电源，开始启动时槽体温度过低，材料电阻较大，电极催化活性较低，导致电解槽电流较小且很难上升，通常利用恒压电源迫使槽体快速升温，温度升高后，催化剂活性大大提高，材料导电率也有所上升，槽体电流快速上升。待电流上升至额定电流时采用恒流电源供电并监测槽体电压，当槽电压下降至额定电压后，槽体温度也基本上升至额定工作温度。由于低温时氧中氢含量较高，启动过程产生的气体不做收集直接排空。槽电压达到额定电压的同时，检测生成气体纯度是否合格，合格后开始收集气体，系统进入正常运行状态。

与启动相比，停机操作较为简单。系统停机过程首先停止对电解槽进行供电，同时关闭与储罐连接的阀门，然后关闭其他辅机设备。最后的操作根据需要保持的状态不同而不同，结合工程实际，根据再启动的难易程度不同，可将碱性电解系统停机后的状态分为三种：热备用状态、冷备用状态和停机空闲状态。

其中热备用状态需要保持压力恒定，待系统关闭后只需将分离器后电磁阀和气动球阀关闭即可，该状态需要保证较高槽温，若有外部热源保证槽体温度为额定温度，可实现瞬时重新启动，在没有热源保持槽温的情况下，为保证槽体温度降幅较小，此状态仅在系统关闭后的短时间内维持。随着系统关闭时间加长，槽体温度下降，系统进入冷备用状态，该状态槽体还有余温，但系统再启动已经需要升温，因此需要一定的启动时间。若冷备用状态之后长期不使用，需要泄压并用循环泵将剩余气体循环排空，重新启动需要经历完整的开机过程。

最后应当说明的是：以上实施例仅用以说明本发明的技术方案而非对其限制，尽管参照上述实施例对本发明进行了详细的说明，所属领域的普通技术人员应当理解：依然可以对本发明的具体实施方式进行修改或者等同替换，而未脱离本发明精神和范围的任何修改或者等同替换，其均应涵盖在本发明的权利要求保护范围之内。

Claims (5)

1.一种碱性电解制氢系统的仿真模型建立方法，其特征在于，包括以下步骤：

对碱性电解系统工艺流程进行原理差异分析，并基于流程各阶段物理化学机理差异将碱性电解系统分解为电解子系统、温度控制子系统、压力控制子系统和储氢子系统；

基于电化学、热力学和流体力学原理及设备运行原理构建子系统动态模型；

通过交互部分信息互联各个子系统动态模型，构建碱性电解制氢系统的仿真模型；

所述构建子系统动态模型，包括：

电解子系统建模：通过对电流-电压特性进行数学描述来构建电解槽的电气模型；基于氢气产量与工作电流存在正比关系，构建电解子系统的电化学模型，用以反应不同温度、压力及制氢功率与氢、氧生成速率及发热功率之间的关系；

温控子系统建模：构建用于碱液和气体冷却的温控模型，用以反应不同环境温度及制氢功率条件下，稳控系统阀门开度及温度变化过程；

压力控制子系统建模：选用PI控制作为控制方法构建压力控制模型，构建考虑产气速率、出气速率及缓冲作用的实时压力变化模型，用以反应不同产气速率工况下制氢系统压力变化规律；

储氢子系统建模：构建含缓冲罐、压缩机和储氢罐模型，用以反应不同制氢速率及用氢速率下，储氢罐压力变化规律及压缩机能耗规律；

所述电气模型的构建过程为：

①构建电解槽电压与电流关系：

其中，电解模块电压的计算公式：

（1）

式中，、/>、/>、/>分别为槽电压、可逆电压、欧姆过电压和活化过电压；

可逆电压表征了与反应压力、温度有关的电解反应基础电压，其计算公式为：

（2）

其中，

（3）

（4）

式中，为通用气体常数，/>为标准电位；/>为对应温度系数，/>、/>、/>分别表示系统工作压力、电极附近湿氢气和氧气的压力、纯水的蒸汽压，/>、/>、/>、/>分别为对应的温度和浓度系数；m为KOH的摩尔浓度；/>为KOH的溶液浓度；T为工作温度；/>为单次反应电子转移数；/>为法拉第常数；

欧姆过电压反应了电流的欧姆效应，其计算公式为：

（5）

其中，

（6）

（7）

式中，、/>、/>、/>分别为氢、氧电极、碱液和隔膜的电阻，/>为电导率；/>为电流穿过的材料长度；/>为有效接触面积；/>、/>、/>、/>分别为氢氧电极、镍电极和碱液的电导率；/>、/>分别为对应的温度系数和浓度系数，/>为隔膜面积；/>为对应温度系数；I_c为电解电流；/>为电极和电解液电阻；

活化过电压反应了电解极化效应，与温度和压力反应条件及电解电流有关，其计算公式为：

（8）

其中，

（9）

式中，、/>分别为阴极和阳极的转移电荷系数；/>、/>分别为阴极和阳极的交换电流；T_ref为参考工作温度，P_ref为参考工作压力；

电极表面的覆盖率是电流密度、温度和压强的函数：

（10）

鼓泡率通过Bruggeman方程计算：

（12）

式中，为气泡的电导率；

热中性电压为：

（13）

式中， 为电解制氢的热中性电压；/>为高热值氢气对应电压；/>、/>分别为对应温度系数；

②构建电解槽发热功率与电解电流关系：

电解过程的热功率为：

（14）

式中，为电解子系统热功率；/>为电解子系统电功率；

基于所述电化学模型的构建过程进一步构建反应电解槽运行效率的法拉第效率和热效率，

其中，法拉第效率与反应温度和电流密度有关，其计算公式如下：

（15）

式中，为法拉第效率；/>为工作电流；/>为电解槽温度；/>为电极面积；/>为温度系数；

通过法拉第效率即可利用工作电流计算电解模块的产氢速率：

（16）

式中，为产氢速率；/>为单次反应电子转移数；/>为法拉第常数；/>为产氧速率；

电解槽效率为：

（17）

式中，为电解槽效率；/>为电解槽热效率；

所述温控模型的构建过程为：

冷凝器对循环流动的碱液进行降温，其冷却功率数学模型如下：

（18）

式中，为碱液降温冷却功率；/>为冷却水的流速；/>为水的比热容；/>为冷却水温差；/>、/>分别为冷却水的出/入口温度；

利用对数平均温差法，热交换器的冷却功率用等效热交换系数计算：

（19）

式中，与/>分别为热交换机的传导热交换系数和对流热交换系数；/>为对数平均温差，/>为等效热交换系数；

联立式（18）和（19）可得：

（20）

式中，为冷却水的热容；

各冷凝器的功率为：

（21）

式中，为氢气降温功率，/>为氧气汽水分离功率，/>、/>分别为水、氢气和氧气的比热容；/>为调节阀出口的氢气流速；/>、/>分别为气体在分离器后和干燥前的温度；为脱氧后的温度；/>为压缩后的温度；

泵功率为：

（22）

式中，、/>分别为碱液和冷却水的泵功率；/>为碱液的流速；/>为泵安全系数；为泵扬程；/>为重力加速度；/>、/>分别为碱液和水的密度；/>、/>分别为泵效率和机械效率，/>为泵功率；

求得总制冷功率为：

（23）

式中，为总制冷功率，/>为碱液降温冷却功率；

根据以下公式求解槽体产生的总热量与消耗总热量的差值：

（24）

式中， 为电解模块产热功率；/>为电解模块表面热损耗功率；/>为环境温度；/>为电解模块表面等效热阻；/>为强制对流换热系数；/>为自然对流换热系数；

电解槽温度变化利用热能平衡方程表示为：

（25）

式中，为电解模块的总热容；

所述压力控制模型的构建过程为：

PI控制器根据输入的压力误差控制阀门的开度增量：

（26）

式中，为控制器输出的阀门开度增量指令；/>为被控侧实际输出压力/>和参考压力/>的误差量；/>、/>分别为比例系数和积分系数；

使用欧拉离散化方法中的一阶向后差分进行离散化，如果系统仿真步长为T_step，在第k个仿真步长中，离散时间域的增量型PI控制的表达式为：

（27）

利用一阶惯性环节描述阀门开关的延时特性，连续的阀门特性模型如下：

（28）

式中，、/>分别为当前和前一时刻的阀门开度指令；/>为t时刻的阀门开度；/>为单次阀门开度最大增量；/>为阀门最大开度；/>为延迟时间常数；

进行离散化后得到：

（29）

气体流速的计算表达式如下：

（30）

式中，为额定产气速率；/>为阀门实时出气速率；

气体质量由制备速率和流出速率决定如下：

（31）

式中，为气体质量增量；/>为产气速率；

当前碱性电解系统运行的压力利用理想气体定律计算：

（32）

式中，为压力增量，与前一仿真步长的压力/>共同构成实时压力/>；/>为气体体积；

所述储氢子系统建模的过程为：

缓冲罐压力模型如下：

（33）

式中，为缓冲罐内氢气压力；/>为缓冲罐体积；R为通用气体常数；/>为调节阀出口的氢气流速；/>为气体在分离器后的温度；

压缩机功率为：

（34）

式中，、/>分别为压缩机的电效率和机械效率；/>为多变系数；/>为排出的氢气压力；/>为压缩机理论容积输气量；/>为气缸直径；/>为活塞行程；/>为气缸数；/>为转速；

压缩后气体温度模型如下：

（35）

式中，、/>分别为吸入和排出的氢气温度；

储罐在t时刻的储氢量取决于上一时刻的储氢量与该时刻的进氢量：

（36）

式中，为储罐在t时刻的氢储量；/>为储罐额定储量；/>为储罐容量在t时刻的百分数。

2.根据权利要求1所述的碱性电解制氢系统的仿真模型建立方法，其特征在于，所述通过交互部分信息互联各个子系统动态模型，构建碱性电解制氢系统的仿真模型，包括：

各子系统独立实现各自的功能，通过交互部分参量互联各个子系统，实现整个碱性电解系统的协同运行。

3.一种碱性电解制氢系统的仿真模型建立系统，其特征在于，包括：

系统分解模块，用于对碱性电解系统工艺流程进行原理差异分析，并基于流程各阶段物理化学机理差异将碱性电解系统分解为电解子系统、温度控制子系统、压力控制子系统和储氢子系统；

子系统动态模型构建模块，用于基于电化学、热力学和流体力学原理及设备运行原理构建子系统动态模型；

仿真模型构建模块，用于通过交互部分信息互联各个子系统动态模型，构建碱性电解制氢系统的仿真模型；

所述子系统动态模型构建模块，包括：

电解子系统构建模块，用于电解子系统建模：通过对电流-电压特性进行数学描述来构建电解槽的电气模型；基于氢气产量与工作电流存在正比关系，构建电解子系统的电化学模型，用以反应不同温度、压力及制氢功率与氢、氧生成速率及发热功率之间的关系；

温控子系统构建模块，用于温控子系统建模：构建用于碱液和气体冷却的温控模型，用以反应不同环境温度及制氢功率条件下，稳控系统阀门开度及温度变化过程；

压力控制子系统构建模块，用于压力控制子系统建模：选用PI控制作为控制方法构建压力控制模型，构建考虑产气速率、出气速率及缓冲作用的实时压力变化模型，用以反应不同产气速率工况下制氢系统压力变化规律；

储氢子系统构建模块，用于储氢子系统建模：构建含缓冲罐、压缩机和储氢罐模型，用以反应不同制氢速率及用氢速率下，储氢罐压力变化规律及压缩机能耗规律；

所述电气模型的构建过程为：

①构建电解槽电压与电流关系：

其中，电解模块电压的计算公式：

（1）

式中，、/>、/>、/>分别为槽电压、可逆电压、欧姆过电压和活化过电压；

可逆电压表征了与反应压力、温度有关的电解反应基础电压，其计算公式为：

（2）

其中，

（3）

（4）

式中，为通用气体常数，/>为标准电位；/>为对应温度系数，/>、/>、/>分别表示系统工作压力、电极附近湿氢气和氧气的压力、纯水的蒸汽压，/>、/>、/>、/>分别为对应的温度和浓度系数；m为KOH的摩尔浓度；/>为KOH的溶液浓度；T为工作温度；/>为单次反应电子转移数；/>为法拉第常数；

欧姆过电压反应了电流的欧姆效应，其计算公式为：

（5）

其中，

（6）

（7）

式中，、/>、/>、/>分别为氢、氧电极、碱液和隔膜的电阻，/>为电导率；/>为电流穿过的材料长度；/>为有效接触面积；/>、/>、/>、/>分别为氢氧电极、镍电极和碱液的电导率；/>、/>分别为对应的温度系数和浓度系数，/>为隔膜面积；/>为对应温度系数；I_c为电解电流；/>为电极和电解液电阻；

活化过电压反应了电解极化效应，与温度和压力反应条件及电解电流有关，其计算公式为：

（8）

其中，

（9）

式中，、/>分别为阴极和阳极的转移电荷系数；/>、/>分别为阴极和阳极的交换电流；T_ref为参考工作温度，P_ref为参考工作压力；

电极表面的覆盖率是电流密度、温度和压强的函数：

（10）

鼓泡率通过Bruggeman方程计算：

（12）

式中，为气泡的电导率；

热中性电压为：

（13）

式中， 为电解制氢的热中性电压；/>为高热值氢气对应电压；/>、/>分别为对应温度系数；

②构建电解槽发热功率与电解电流关系：

电解过程的热功率为：

（14）

式中，为电解子系统热功率；/>为电解子系统电功率；

基于所述电化学模型的构建过程进一步构建反应电解槽运行效率的法拉第效率和热效率，

其中，法拉第效率与反应温度和电流密度有关，其计算公式如下：

（15）

式中，为法拉第效率；/>为工作电流；/>为电解槽温度；/>为电极面积；/>为温度系数；

通过法拉第效率即可利用工作电流计算电解模块的产氢速率：

（16）

式中，为产氢速率；/>为单次反应电子转移数；/>为法拉第常数；/>为产氧速率；

电解槽效率为：

（17）

式中，为电解槽效率；/>为电解槽热效率；

所述温控模型的构建过程为：

冷凝器对循环流动的碱液进行降温，其冷却功率数学模型如下：

（18）

式中，为碱液降温冷却功率；/>为冷却水的流速；/>为水的比热容；/>为冷却水温差；/>、/>分别为冷却水的出/入口温度；

利用对数平均温差法，热交换器的冷却功率用等效热交换系数计算：

（19）

式中，与/>分别为热交换机的传导热交换系数和对流热交换系数；/>为对数平均温差，/>为等效热交换系数；

联立式（18）和（19）可得：

（20）

式中，为冷却水的热容；

各冷凝器的功率为：

（21）

式中，为氢气降温功率，/>为氧气汽水分离功率，/>、/>分别为水、氢气和氧气的比热容；/>为调节阀出口的氢气流速；/>、/>分别为气体在分离器后和干燥前的温度；为脱氧后的温度；/>为压缩后的温度；

泵功率为：

（22）

式中，、/>分别为碱液和冷却水的泵功率；/>为碱液的流速；/>为泵安全系数；为泵扬程；/>为重力加速度；/>、/>分别为碱液和水的密度；/>、/>分别为泵效率和机械效率，/>为泵功率；

求得总制冷功率为：

（23）

式中，为总制冷功率，/>为碱液降温冷却功率；

根据以下公式求解槽体产生的总热量与消耗总热量的差值：

（24）

式中， 为电解模块产热功率；/>为电解模块表面热损耗功率；/>为环境温度；/>为电解模块表面等效热阻；/>为强制对流换热系数；/>为自然对流换热系数；

电解槽温度变化利用热能平衡方程表示为：

（25）

式中，为电解模块的总热容；

所述压力控制模型的构建过程为：

PI控制器根据输入的压力误差控制阀门的开度增量：

（26）

式中，为控制器输出的阀门开度增量指令；/>为被控侧实际输出压力/>和参考压力/>的误差量；/>、/>分别为比例系数和积分系数；

使用欧拉离散化方法中的一阶向后差分进行离散化，如果系统仿真步长为T_step，在第k个仿真步长中，离散时间域的增量型PI控制的表达式为：

（27）

利用一阶惯性环节描述阀门开关的延时特性，连续的阀门特性模型如下：

（28）

式中，、/>分别为当前和前一时刻的阀门开度指令；/>为t时刻的阀门开度；/>为单次阀门开度最大增量；/>为阀门最大开度；/>为延迟时间常数；

进行离散化后得到：

（29）

气体流速的计算表达式如下：

（30）

式中，为额定产气速率；/>为阀门实时出气速率；

气体质量由制备速率和流出速率决定如下：

（31）

式中，为气体质量增量；/>为产气速率；

当前碱性电解系统运行的压力利用理想气体定律计算：

（32）

式中，为压力增量，与前一仿真步长的压力/>共同构成实时压力/>；/>为气体体积；

所述储氢子系统建模的过程为：

缓冲罐压力模型如下：

（33）

式中，为缓冲罐内氢气压力；/>为缓冲罐体积；R为通用气体常数；/>为调节阀出口的氢气流速；/>为气体在分离器后的温度；

压缩机功率为：

（34）

式中，、/>分别为压缩机的电效率和机械效率；/>为多变系数；/>为排出的氢气压力；/>为压缩机理论容积输气量；/>为气缸直径；/>为活塞行程；/>为气缸数；/>为转速；

压缩后气体温度模型如下：

（35）

式中，、/>分别为吸入和排出的氢气温度；

储罐在t时刻的储氢量取决于上一时刻的储氢量与该时刻的进氢量：

（36）

式中，为储罐在t时刻的氢储量；/>为储罐额定储量；/>为储罐容量在t时刻的百分数。

4.一种碱性电解制氢系统的仿真方法，其特征在于，利用权利要求1或2所述的仿真模型建立方法得到的碱性电解制氢系统的仿真模型进行仿真。

5.一种碱性电解制氢系统的仿真系统，其特征在于，包括：

仿真模块，用于利用权利要求3所述的仿真模型建立系统得到的碱性电解制氢系统的仿真模型进行仿真。