多能源耦合互补制氢系统的优化运行方法及系统

1.本发明属于电气工程领域，更具体地，涉及一种多能源耦合互补制氢系统的优化运行方法及系统。


背景技术：

2.氢气是一种有前景的二次能源。石油化工每年消耗1000万吨氢气，用于炼油厂降低柴油的硫含量和改造重渣油。考虑到石油化工行业对安全运行的要求，要求炼油厂在不安装储氢装置的前提下获得平稳氢气输入。
3.目前，以化石燃料为基础的制氢方式是氢气供应的主要来源，其中，天然气蒸汽重整制氢是最常用的方法。传统的化石能源制氢方式存在高污染、高能耗的缺陷，无法满足能源利用和环境保护的迫切要求。采用可再生能源替代化石燃料制氢是降低碳排放的重要手段，当前主要的可再生能源制氢方法包括电解水制氢、生物质制氢、光伏电解制氢、光催化制氢等。然而，绿氢在经济上不具备化石燃料制氢的竞争力，并且可再生能源波动性大，难以满足传统石化行业安全、平稳制氢的要求。多种能源耦合制氢被认为是解决上述问题的有效方法。
4.现有针对多能源耦合制氢的研究大多从能量的角度开展，通过能量的综合梯级利用，实现化学过程与热力循环的有机结合，但是，其忽略了不同能源之间的耦合关系。因此，进一步探究多能源耦合互补制氢方式，充分发挥物质和能量的互补作用具有重要意义。


技术实现要素：

5.针对现有技术的缺陷和改进需求，本发明提供了一种多能源耦合互补制氢系统的优化运行方法及系统，其目的在于解决单一化石燃料制氢高污染、高能耗以及单一可再生能源制氢价格高、波动性强的问题。
6.为实现上述目的，按照本发明的一个方面，提供了一种多能源耦合互补制氢系统的优化运行方法，系统利用水、生物质和天然气耦合互补制氢，方法包括：s1，建立电解水制氢子模型、生物质制氢子模型和天然气制氢子模型；s2，以电解水制氢产生的氧气被生物质制氢和天然气制氢互补利用、生物质制氢产生的碳氢燃料被天然气制氢互补利用为准则，构建物质互补利用约束，以生物质制氢和天然气制氢耦合形成全局热平衡为准则，构建热量互补利用约束；s3，根据所述电解水制氢子模型、生物质制氢子模型、天然气制氢子模型、物质互补利用约束、热量互补利用约束以及系统运行约束，以平稳制氢量最大为目标，构建多能源耦合互补制氢优化模型；s4，对所述多能源耦合互补制氢优化模型中的非线性项进行线性化处理后进行求解，得到最优制氢计划，使得系统根据所述最优制氢计划制氢。
7.更进一步地，所述生物质制氢子模型为：
[0008][0009]
[0010][0011]
其中，为生物质制氢过程的耗氧量，为生物质总消耗量，为生物质制氢模块的产氢量，为实际用于制氢的生物质消耗量，为生物质气化产生的碳氢燃料，m为生物质制氢过程的耗氧系数，x1为生物质装置的产氢系数，x5为生物质装置的产甲烷系数。
[0012]
更进一步地，x1和x5满足：
[0013][0014]
其中，为木材的生成热，为液态水的生成热，为氧气的生成热，为氮气的生成热，为氢气的生成热，为一氧化碳的生成热，为二氧化碳的生成热，为水蒸气的生成热，为甲烷的生成热，为氢气的比热容，为一氧化碳的比热容，为二氧化碳的比热容，为水的比热容，为甲烷的比热容，为氮气的比热容，w为每kmol木材的含水量，x2为生物质气化产生一氧化碳的对应系数，x3为生物质气化产生二氧化碳的对应系数，x4为生物质气化产生水蒸气的对应系数，δt为还原区气化温度和环境温度的差值。
[0015]
更进一步地，所述天然气制氢子模型为：
[0016][0017][0018]
其中，分别为天然气制氢模块耗氧量、耗氧系数，为天然气总消耗量，分别为天然气制氢模块产氢量、产氢系数。
[0019]
更进一步地，和满足：
[0020][0021]
其中，分别为天然气制氢模块反应物j的摩尔流量、焓，分别为天然气制氢模块生成物i的摩尔流量、焓，δh为反应物和生成物之间的焓变；当进入天然气制氢模块的天然气的摩尔流量为1mol/s时，分别等于反应物氧气、生成物氢气的摩尔流量。
[0022]
更进一步地，系统利用生物质制氢时气化产生的高温对天然气制氢进气通道中的气体进行预热，构建的热量互补利用约束为：
[0023][0024][0025]
[0026]
t0≤t
tgas
≤t
bio_out
[0027]
其中，分别为生物质制氢模块生成物i的摩尔流量、焓变，分别为生物质制氢模块反应物j的摩尔流量、焓变，分别为生物质制氢模块反应物j的摩尔流量、焓变，分别为天然气制氢模块的耗氧系数、产氢系数，t
tgas
为天然气制氢模块进料温度，f1(
·
)表示天然气制氢进料温度与耗氧间的函数关系，f2(
·
)表示天然气制氢进料温度与制氢量间的函数关系，t0为环境温度，t
bio
_
out
为生物质制氢生成物温度。
[0028]
更进一步地，系统运行约束包括：系统中各制氢模块的启停约束、各制氢模块的工作状态约束、储电模块的运行约束、储氧模块的运行约束、储气模块的运行约束以及平稳制氢约束。
[0029]
更进一步地，各制氢模块的工作状态约束包括工作范围约束、爬坡约束以及模块进料与实际用于制氢的原料之间的关系约束；所述s4中线性化处理包括：对所述电解水制氢子模型、所述天然气制氢子模型以及模块进料与实际用于制氢的原料之间的关系约束进行线性化处理。
[0030]
更进一步地，所述s4中，采用大m法对模块进料与实际用于制氢的原料之间的关系约束进行线性化处理。
[0031]
按照本发明的另一个方面，提供了一种多能源耦合互补制氢系统，系统采用如上所述的多能源耦合互补制氢系统的优化运行方法得到的最优制氢计划制氢。
[0032]
总体而言，通过本发明所构思的以上技术方案，能够取得以下有益效果：
[0033]
(1)利用电解水制氢的副产氧气，充当生物质制氢气化剂，以及调节天然气纯氧化学链制氢热效应；利用生物质制氢产物碳氢燃料作为天然气制氢原料；同时，利用生物质制氢气化产生的高温气体对天然气制氢的进气口进行预热，以提升天然气制氢进料温度，降低天然气分离能耗；实现波动能源输入向稳定氢气输出的转化，提升系统的综合能源利用效率、降低碳排放；
[0034]
(2)提出了一种天阳能、生物质、天然气多能源耦合互补制氢系统，能够在碳排放要求下满足平稳氢气需求；并建立所提多能源耦合互补制氢系统优化运行模型，在满足运行约束和平稳制氢约束的前提下，得到最优制氢计划，实现最大化产氢。
附图说明
[0035]
图1为本发明实施例提供的多能源耦合互补制氢系统的优化运行方法的流程图；
[0036]
图2为本发明实施例提供的多能源耦合互补制氢系统的结构示意图；
[0037]
图3为本发明实施例提供的多能源耦合互补制氢系统的运行结果图。
具体实施方式
[0038]
为了使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合附图及实施例，对本发明进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅仅用以解释本发明，并不用于限定本发明。此外，下面所描述的本发明各个实施方式中所涉及到的技术特征只要彼此之间未构成冲突就可以相互组合。
[0039]
在本发明中，本发明及附图中的术语“第一”、“第二”等(如果存在)是用于区别类
似的对象，而不必用于描述特定的顺序或先后次序。
[0040]
图1为本发明实施例提供的多能源耦合互补制氢系统的优化运行方法的流程图。参阅图1，结合图2-图3，对本实施例中多能源耦合互补制氢系统的优化运行方法进行详细说明，方法包括操作s1-操作s4。
[0041]
操作s1，建立电解水制氢子模型、生物质制氢子模型和天然气制氢子模型。
[0042]
系统利用水、生物质和天然气耦合互补制氢。相应地，系统包含电解水制氢模块、生物质制氢模块和天然气制氢模块，应分别建立这三个模块的单体制氢子模型。
[0043]
电解水制氢子模型为：
[0044]
p
tpv
≥p
tpv_ele
+p
tpv_es
ꢀꢀ
(1)
[0045]
p
tele
＝p
tpv_ele
+p
tes_ele
ꢀꢀꢀ
(2)
[0046]itcell
＝f(p
tele
′
)
ꢀꢀ
(3)
[0047][0048][0049][0050][0051][0052]
其中，p
tpv
为光伏出力，p
tpv
_
ele
为光伏直接提供给电解水制氢模块的功率，p
tpv
_
es
为储存到储能模块的电能，p
tele
为电解水制氢模块的功率，p
tes
_
ele
为储能模块提供的功率，为电解水制氢模块的工作电流，p
tele
′
为电解水制氢模块实际用于制氢的功率，f(
·
)表示电解水制氢模块输出功率与工作电流间的函数关系，k1为表征w
→
mw的单位转换因子，n
cell
为电解槽数量，为电解水制氢模块工作电压，e为能斯特电压，为欧姆过电压，为活化过电压，u
rev
为可逆电压，r为理想气体常数，t
cell
为电解槽运行温度，n为参与整个反应的电子的摩尔数，f为法拉第系数，为氢气分压，为氧气分压，为水的活度，r
cell
为内部等效欧姆电，α
an
为阳极电荷转移系数，为电流密度，i
an
为阳极电流密度，α
cat
为阴极电荷转移系数，i
cat
为阴极电流密度，a
cell
为电解槽有效面积，为电解水制氢模块的产氢量，k2为表征mol/s
→
nm3/s的单位转换因子，hf为法拉第效率，为电解水制氢模块的产氧量。
[0053]
式(1)-(2)表示光伏可以直接提供电能到电解水制氢模块或储存到储能模块，电解水制氢所需电能则是来自光伏或储能模块。式(3)表示电解水制氢模块输出模型为功率
和电流之间的关系，具体关系如式(4)。式(5)表示电解水制氢模块工作电压包括能斯特电压e、欧姆过电压活化过电压式(6)描述了电流和电流密度之间的关系。电解水制氢模块的产氢量和产氧量分别如式(7)和式(8)所示。
[0054]
本实施例中，采用热力学平衡模型对生物质制氢模块进行建模。假设热解产物在离开气化炉前在还原区燃烧并达到平衡。使用木材作为生物质，全局气化反应式为：
[0055]
ch1.
44o0.66
+wh2o+mo2+3.76mn2＝x1h2+x2co+x3co2+x4h2o+x5ch4+3.76mn2ꢀꢀ
(9)
[0056]
其中，w为每kmol木材的含水量，m为生物质制氢过程的耗氧系数，x1为生物质装置的产氢系数，x2为生物质气化产生一氧化碳的对应系数，x3为生物质气化产生二氧化碳的对应系数，x4为生物质气化产生水蒸气的对应系数，x5为生物质装置的产甲烷系数。
[0057]
基于气化炉中发生的化学反应，列写元素守恒方程，包括碳守恒、氢守恒和氧守恒，分别如式(10)、式(11)和式(12)所示：
[0058]
1＝x2+x3+x5ꢀꢀ
(10)
[0059]
2w+1.44＝2x1+2x4+4x5ꢀꢀ
(11)
[0060]
w+0.66+2m＝x2+2x3+x4ꢀꢀ
(12)
[0061]
反应的平衡常数可表示为：
[0062][0063][0064]
假设反应过程绝热，气化过程的热平衡方程可以表示为：
[0065][0066]
其中，为木材的生成热，为液态水的生成热，为氧气的生成热，为氮气的生成热，为氢气的生成热，为一氧化碳的生成热，为二氧化碳的生成热，为水蒸气的生成热，为甲烷的生成热，为氢气的比热容，为一氧化碳的比热容，为二氧化碳的比热容，为水的比热容，为甲烷的比热容，为氮气的比热容，δt为还原区气化温度和环境温度的差值。
[0067]
另外，平衡常数k是温度t
bio
的函数，可以用吉布斯自由能表示：
[0068][0069][0070][0071]
其中，δg为标准生成吉布斯函数，δh为反应物和生成物之间的焓变。
[0072]
通过求解上述元素守恒、热量守恒、化学平衡方程，即式(9)-式(18)，能够得到热力学平衡模型的计算结果，进而确定生物质制氢的耗氧量、产氢量、产碳氢燃料量：
[0073][0074][0075][0076]
其中，为生物质制氢过程的耗氧量，为生物质总消耗量，为生物质制氢模块的产氢量，为实际用于制氢的生物质消耗量，为生物质气化产生的碳氢燃料。
[0077]
天然气模块采用化学链自热重整制氢技术，自热重整制氢装置由空气反应器和燃料反应器组成。在燃料反应器中，燃料气体被载氧体(氧化态记作meo，还原态记作me)氧化为含氢气体的混合物，同时meo被还原为me，转移到空气反应器。在空气反应器中，me通过强放热反应再次转化为meo。燃料反应器中吸热反应所需的热量必须由空气反应器在较高温度下产生的循环固体提供。空气和燃料反应器的气体产物可根据基于最小吉布斯能的化学反应平衡方程、质量平衡方程和热量平衡方程计算：
[0078][0079]
δxs＝x
ar-x
fr
ꢀꢀ
(23)
[0080][0081][0082][0083]
其中，ns为载氧循环流量，y
nio_ox
为nio完全氧化后在载氧体中所占分数，m
nio
为nio的分子量，δxs为燃料反应器和空气反应器之间氧载体转换率的差异，为每摩尔进料中与nio发生化学反应转移的氧气量；n
gas
为输入的碳氢燃料量，取1mol/s；x
ar
为空气反应器出口载氧体的转化率，x
fr
为燃料反应器出口载氧体的转化率，为空气反应器中氧气的摩尔流量，为空气反应器中消耗的氧气的转化率，分别为天然气制氢模块反应物j的摩尔流量、焓，分别为天然气制氢模块生成物i的摩尔流量、焓，δh为反应物和生成物之间的焓变，hj为组分j的焓值，h
0j
为组分j在298k下的焓值，t
gas
为气体温度，c
pi
(
·
)为组分j的热容。当进入天然气制氢模块的天然气的摩尔流量为1mol/s时，时，分别等于反应物氧气、生成物氢气的摩尔流量。
[0084]
式(22)-式(23)对应空气反应器的质量平衡方程，式(24)对应燃料反应器的质量平衡方程，采用nio作为氧载体。式(25)表示了反应物焓、生成物焓、焓变之间的关系，当δh＝0时，系统达到自热状态。
[0085]
通过求解上述方程，即式(19)-式(26)，确定天然气制氢的产气量，包括天然气制氢模块的耗氧量和产氢量：
[0086][0087][0088]
其中，分别为天然气制氢模块耗氧量、耗氧系数，为天然气总消耗量，分别为天然气制氢模块产氢量、产氢系数。
[0089]
操作s2，以电解水制氢产生的氧气被生物质制氢和天然气制氢互补利用、生物质制氢产生的碳氢燃料被天然气制氢互补利用为准则，构建物质互补利用约束，以生物质制氢和天然气制氢耦合形成全局热平衡为准则，构建热量互补利用约束。
[0090]
多能源耦合互补制氢的主要目的是有效利用物质和能量的互补，以提高能源利用效率。参阅图2所示的多能源耦合互补制氢系统，系统输入包括太阳能、生物质和天然气，各模块输出的氢气相互耦合，以满足平稳制氢需求。物质互补利用包括氧气互补利用和碳氢燃料互补利用。
[0091]
氧气耦合是多能源耦合互补制氢系统的核心和纽带。电解水制氢模块的副产品氧气可以分为三部分：存储到储氧模块直接供给生物质制氢模块直接供给天然气制氢模块如式(29)所示。生物质制氢模块消耗的氧气和天然气制氢模块消耗的氧气均由电解水制氢模块和储氧模块提供如式(30)和式(31)和所示。
[0092][0093][0094][0095]
其中，分别为储氧模块提供给生物质模块和天然气模块的氧气量。
[0096]
生物质制氢模块产生的碳氢燃料一部分直接提供给天然气制氢模块一部分到储气模块进行储存如式(32)所示。天然气制氢模块所需燃料由外购生物质制氢模块和储气模块提供，如式(33)所示。式(34)对天然气的购买上限进行了限制。
[0097][0098][0099][0100]
将生物质制氢模块与天然气制氢模块耦合，形成全局热平衡，利用生物质制氢模块气化产生的高温气体预热天然气制氢模块进气。预热的进气包括来自电解水制氢模块的氧气、来自生物质制氢模块和外部供应的甲烷以及水蒸气。
[0101]
系统利用生物质制氢时气化产生的高温对天然气制氢进气通道中的气体进行预热，构建的热量互补利用约束为：
[0102][0103][0104][0105]
t0≤t
tgas
≤t
bio
_
out
(38)
[0106]
其中，分别为生物质制氢模块生成物i的摩尔流量、焓变，分别为生物质制氢模块反应物j的摩尔流量、焓变，分别为生物质制氢模块反应物j的摩尔流量、焓变，分别为天然气制氢模块的耗氧系数、产氢系数，t
tgas
为天然气制氢模块进料温度，f1(
·
)表示天然气制氢进料温度与耗氧间的函数关系，f2(
·
)表示天然气制氢进料温度与制氢量间的函数关系，t0为环境温度，t
bio
_
out
为生物质制氢生成物温度。
[0107]
式(35)表明生物质模块出口气体提供的热量需大于天然气模块进气获得的热量。考虑到热量互补利用，天然气模块进料温度发生变化，系数将随温度t
tgas
发生变化，如式(36)-式(37)所示。式(38)限制了进料温度的变化范围。
[0108]
操作s3，根据电解水制氢子模型、生物质制氢子模型、天然气制氢子模型、物质互补利用约束、热量互补利用约束以及系统运行约束，以平稳制氢量最大为目标，构建多能源耦合互补制氢优化模型。
[0109]
根据本发明的实施例，系统运行约束包括：系统中各制氢模块的启停约束、各制氢模块的工作状态约束、储电模块的运行约束、储氧模块的运行约束、储气模块的运行约束以及平稳制氢约束。
[0110]
1)制氢模块的启停约束：
[0111]
考虑到各制氢模块的启动特性，反应器加热到某一温度前无法产生氢气，并且该预热时间通常不可忽略。直到启动动作发生(s从0变为1)之后的τ个周期，制氢模块进入启动状态。制氢模块关断速度较快，停止供应后，制氢中断。
[0112]
综上，考虑启动延迟的制氢模块启停特性数学模型为式(39)-式(41)。如式(42)，s的初始状态由一天中最后一个时段的工作状态决定。另外，考虑到启停操作对模块生命周期的影响，在式(43)和式(44)中限制了一天内启停次数的上限。
[0113][0114][0115][0116]
s0＝s
t (42)
[0117][0118][0119]
其中，为模块启动/停止动作，只在第一个动作时段取1；s
boot_max
/s
shut_max
为一天中模块启停次数上限。
[0120]
2)制氢模块的工作状态约束：
[0121]
进一步地，各制氢模块的工作状态约束包括工作范围约束、爬坡约束以及模块进料与实际用于制氢的原料之间的关系约束，分别如式(45)-式(47)所示。
[0122][0123]
|r
t-r
t-1
|≤s
t
δr
max
+(1-s
t
)r
max
(46)
[0124]rt
′
＝s
trt
(47)
[0125]
考虑模块启动延迟，将三个制氢模块的工作范围约束统一表示为式(45)；式(46)为爬坡约束；式(47)表示模块进料与实际用于制氢的原料间的关系约束。r为三种模块的进料量；r
max
和r
min
分别为模块进料量的上限和下限；δr
max
为模块进料变化的最大爬坡。
[0126]
3)储能装置运行约束，包括：
[0127]
3.1)储电模块的运行约束：
[0128][0129]
其中，为储电模块当前容量，为储电模块容量上限，为储电模块状态0-1变量，p
es_max
为储电模块的功率上限。
[0130]
3.2)储氧模块的运行约束：
[0131][0132]
其中，为储氧模块当前容量，为储氧模块容量上限，为储氧模块状态0-1变量，n
os_max
为储氧模块储存/释放氧气速率上限。
[0133]
3.3)储气模块的运行约束：
[0134][0135]
其中，为储气模块当前容量，为储气模块容量上限，为储气模块状态0-1变量，n
gs_max
为储气模块储存/释放气体的速率上限。
[0136]
4)平稳制氢约束：
[0137][0138]
其中，为制氢需求，e
t
为制氢波动量，式(51)设置产氢量可在需求量的2％内波动。
[0139]
操作s4，对多能源耦合互补制氢优化模型中的非线性项进行线性化处理后进行求解，得到最优制氢计划，使得系统根据最优制氢计划制氢。
[0140]
优化模型中存在非线性约束，如式(5)、式(27)-式(28)、式(47)将导致计算困难。因此，对上述非线性项进行线性化处理。具体地，操作s4中线性化处理包括：对电解水制氢子模型、天然气制氢子模型以及模块进料与实际用于制氢的原料之间的关系约束进行线性化处理。
[0141]
采用分段线性化方法处理电解水制氢模块的输出模型，如式(52)所示：
[0142][0143]
其中，n为总分段数，gn、hn分别为每段的主系数、常系数，δ
n,t
为各分段对应的状态变量，为各分段自变量的拐点。
[0144]
采用分段线性化方法处理天然气制氢模块的耗氧模型、制氢模型，以耗氧方程为例，如式(53)所示：
[0145][0146]
其中，标记“+”和
“‑”
分别表示式(53)第一行中的两个二次项；δ
λ,t
、δ
λ,t
分别为引入的连续辅助变量、二进制辅助变量，ψ
λ
、a
λ
、b
λ
为恒定参数。
[0147]
根据本发明的实施例，操作s4中，采用大m法对模块进料与实际用于制氢的原料之间的关系约束进行线性化处理。通过引入人工变量并用极大的m作为系数，将问题转化为混合整数线性问题：
[0148][0149]
利用上述线性化技巧，建立的多能源耦合互补制氢优化模型被转换为易于用现有
求解器求解的混合整数线性规划问题，如下：
[0150][0151]
s.t.(1)，(2)，(7)，(8)，(25)，(33)-(50)，(52)-(54)
ꢀꢀ
(55)
[0152]
进一步地，可基于matlab平台通过软件gurobi求解，得到最优制氢计划，该最优制氢计划同时利用物质和热量互补提高能源利用效率、降低碳排放。
[0153]
本实施例中，对所建立的多能源耦合互补制氢优化模型进行计算，取时间间隔为15分钟，得到96个时段的调度结果。电解水制氢模块、生物质制氢模块和天然气制氢模块的主要技术指标如表1所示，各模块的最大进料量分别为6mw、18mol/s、3.5mol/s。储电、储氧和储气模块的最大容量分别为5mw
·
h、5000nm3、200nm3。
[0154]
表1
[0155][0156]
基于此，得到的最优制氢计划如图3所示。能源利用效率计算结果如表2所示，表明与单一能源制氢相比，本实施例方法的能源利用效率提高了9.57％。
[0157]
表2
[0158][0159]
碳排放计算结果如表3所示，表明与现有工业制氢技术相比，碳排放减少43％。
[0160]
表3
[0161][0162]
本发明实施例还提供了一种多能源耦合互补制氢系统，该多能源耦合互补制氢系统采用如图1-图3所示的多能源耦合互补制氢系统的优化运行方法得到的最优制氢计划制氢。
[0163]
本领域的技术人员容易理解，以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换和改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。