基于温度反馈的风电制氢碱性电解槽阵列协调控制方法

本发明涉及新能源制氢与电解槽阵列控制领域，特别是一种基于温度反馈的风电制氢碱性电解槽阵列协调控制方法。

背景技术：

1、在离网风电制氢系统中，风电出力的随机性和波动性易导致电解槽阵列频繁启停。碱性电解槽技术成熟、成本较低，已广泛应用于大规模制氢，但其冷启动时间较长，且启动过程受槽体温度影响显著。在低温启动阶段，电解槽等效阻抗较大，其允许输入功率受额定电压约束明显；随着槽体温度升高，等效阻抗逐渐降低，允许输入功率相应增大，表现为明显的温度-阻抗-功率耦合特性。为消纳波动性风电，通常将多台碱性电解槽并联构成阵列，并进行功率分配。现有控制策略，如链式控制、周期轮值及状态调度策略等，主要关注电解槽稳态运行时的功率分配，对冷启动过程中温度变化引起的等效阻抗及最大允许启动功率动态变化考虑不足。当风电功率不足或在最低启动功率附近波动时，电解槽启动过程易发生中断，造成功率反复消耗于无效升温，进而引起频繁启停、冷启动时间延长及系统制氢效率下降等问题。基于此，本发明提出一种基于温度反馈的风电制氢碱性电解槽阵列启动与制氢协调优化控制方法。

技术实现思路

1、本发明所要解决的技术问题是提供一种基于温度反馈的风电制氢碱性电解槽阵列协调控制方法，根据碱性电解槽实时温度动态确定其最大允许启动功率，并以此为约束对未完成启动和已完成启动的电解槽分别进行启动功率自适应分配与制氢功率优化分配，从而缩短冷启动时间并提升系统制氢效率。

2、为解决上述技术问题，本发明所采用的技术方案是：

3、基于温度反馈的风电制氢碱性电解槽阵列协调控制方法，包括以下步骤：

4、步骤1：构建面向离网风电制氢的电解槽电-热耦合动态模型，用于描述碱性电解槽的输入功率、电解电流、端电压及槽体温度等之间的动态关系；

5、步骤2：基于步骤1的电解槽电-热耦合动态模型，分析碱性电解槽在不同温度初值和不同电流加载方式下的启动过程特性，确定温度约束、电压约束及电流加载方式对冷启动过程的影响规律；

6、步骤3：根据步骤2的分析结果，构建以槽体温度为自变量的启动过程数学模型，用于实时计算当前温度下碱性电解槽的最大允许启动电流和最大允许启动功率；

7、步骤4：基于步骤3构建的启动过程数学模型，构建启动阶段控制策略；

8、步骤5：构建制氢阶段功率优化分配策略。

9、步骤1中，电解槽电-热耦合动态模型包括电特性模型和热特性模型；其中，电特性模型描述碱性电解槽电压-电流关系；

10、热特性模型描述碱性电解槽内部产热、散热及冷却的热平衡关系；

11、两者通过等效阻抗随温度变化的非线性关系耦合，共同描述碱性电解槽的输入功率、槽体温度、制氢效率及产氢量之间的动态关系。

12、步骤1中，构建电解槽电-热耦合动态模型，包括以下步骤；

13、步骤1.1：碱性电解槽的电压主要包括：可逆电压、欧姆过电压和活化过电压；其电特性由电压-电流（

u-

i）特性曲线描述：

14、（1）；

15、式中：为电解槽工作电压；

urev为碱性电解槽的可逆电压，

r1和

r2为电解槽的欧姆电阻的温度系数；

i、

a和

t分别为电解电流、电解小室有效面积和电解槽温度；

s为过电压系数；

t1、

t2、

t3为活化过电压的温度系数；

16、当碱性电解槽的电流密度为零时，开路电压又称可逆电压，即：

17、（2）；

18、式中：δ

g为整个反应的吉布斯自由能，单位：j/mol；

f为法拉第常数，单位：c/mol；为水电解的焓变，单位：j/mol：为水解反应的熵变，单位：j/molk；

19、当电解槽端电压

uel升至约1.48v时，电解所需热能与电能输入达到平衡，该电压值即为热中性电压

utn，如式（3）所示:

20、（3）；

21、步骤1.2：建立碱性电解槽制氢效率模型，将法拉第效率和电压效率作为效率计算的基础，用于描述碱性电解槽的输入功率和槽体温度对制氢效率的影响；

22、制氢效率由法拉第效率和电压效率相乘而得，如式（4）所示:

23、（4）；

24、式中：

f1、

f2为电解槽电流损失系数，随着温度发生变化；与电流密度

j相关。

25、步骤1.3：建立碱性电解槽产氢量模型，根据法拉第定律计算电解槽在不同电解电流和电解小室数量下的氢气生成量；产氢量与

i和

nel呈正比关系，即

26、（5）；

27、式中：为电解槽小室中碱性电解槽的数量；

28、步骤1.4：建立碱性电解槽热平衡模型，用于描述碱性电解槽内部产热、环境散热及冷却系统换热共同作用下的槽体温度动态变化过程；碱性电解槽的温度控制主要涉及其内部化学反应产生的热量和冷却系统的热交换，其动态过程可由热力学特性的差分方程描述；

29、（6）；

30、式中：

ct为电解槽热容量，为

t+1时刻电解温度，

tt为电解槽当前时刻电解温度，为时间步长，

qgen、

qloss和

qcool分别为电解槽内部产生的热量、向环境损失的热量和冷却系统交换的热量；

31、

mcw,t为冷却水的质量流量，

ccw为冷却水比热容，

tcw,out,t和

tcw,in,t分别为冷却水出口、进口温度；

32、

tt为电解温度，

ta为环境温度，

rt为总热阻；

33、为将温度维持在额定范围内，通过辅助冷却装置调节冷却水流量进行温度控制，如式（7）所示：

34、（7）；

35、式中：

kp、

ki为比例积分系数，

tref为电解槽额定工作温度。

36、步骤2中，基于步骤1所建立的电-热耦合动态模型，对碱性电解槽冷启动过程进行仿真分析，以获取启动阶段功率分配的约束依据；具体方法为：

37、设置不同槽体温度初值（表征不同环境温度）及不同电流加载方式（表征不同启动功率输入策略），计算各工况下的端电压、槽体温度及启动时间变化；

38、计算各工况下的端电压、槽体温度及启动时间变化，具体方法为：设置不同槽体温度初值（25℃和10℃）及不同电流加载方式（30a和300a），基于公式（1）计算端电压，基于公式（6）计算温度变化；

39、仿真结果表明：电解槽的启动时间主要受温度初值和电流加载方式的双重制约。在启动初期，由于槽体温度较低，等效阻抗较大，为避免端电压超过额定限值，输入电流必须受到限制。具体表现为：当环境温度从25℃降至10℃时，初始等效阻抗升高导致系统被迫在低电流下保持较长时间，升温至90℃的时间从1.1h显著延长至1.5h；在同等温度初值下，采用大电流阶跃（如300a）加载时，受电压约束影响，各电流阶段停留时间增加，升温至90℃所需时间（约1.35h）反而比小电流阶跃（30a）延长了约0.25h。

40、分析结果表明：

41、（1）在不同温度初值下，槽体温度越低，等效阻抗越大，同一输入电流下端电压越容易触及额定电压上限，导致允许输入功率受限，启动时间延长；

42、（2）在不同电流加载方式下，加载幅值过大时低温阶段易触发电压约束，加载幅值过小时升温缓慢；

43、（3）综合来看，电解槽在任何温度下均存在一个受额定电压约束的最大允许启动电流，对应一个最大允许启动功率，该值随温度升高而逐步增大。

44、上述规律可归纳为三条关键特性：启动功率受温度约束；环境温度影响启动时长；电流加载方式需匹配当前温度状态。这些特性直接为步骤3中启动过程数学模型的建立提供了依据。

45、步骤3中，将步骤2中的启动过程分析归纳为可表征槽体温度、等效阻抗、最大允许启动电流和最大允许启动功率之间关系的启动过程数学模型，具体包括；

46、3.1：为描述第

i台碱性电解槽在时刻

t的启动状态，定义启动状态变量

di,t。当

di,t

=0时，表示第

i台电解槽尚未完成启动；当

di,t

=1时，表示第

i台电解槽已完成启动并进入稳定制氢阶段；

47、3.2：根据碱性电解槽启动过程中等效阻抗随槽体温度升高而降低的特性，将第

i台碱性电解槽在时刻

t的等效阻抗表示为槽体温度的函数：

48、（8）；

49、式中，

ri,t为第

i台碱性电解槽在时刻

t的等效阻抗；

ti,t为第

i台碱性电解槽在时刻

t的槽体温度；

a、b、c为等效阻抗-温度关系的拟合系数；

50、3.3：在碱性电解槽启动过程中，为避免碱性电解槽的端电压超过额定电压，输入电流应满足额定电压约束：

51、（9）；

52、式中：

ui,t为第

i台碱性电解槽在时刻

t的端电压；为第

i台电解槽在

t时刻的等效阻抗；为第

i台电解槽在

t时刻的输入电流；

ue为电解槽额定电压；

53、根据温度-等效阻抗关系和额定电压约束，计算第

i台碱性电解槽在当前槽体温度下的最大允许启动电流，并进一步得到最大允许启动功率；具体如下：

54、在启动过程中电解槽需满足电压约束；取该约束条件的临界值得到当前温度下的最大允许启动电流为，进而最大允许启动功率为。随着槽体温度升高，阻抗降低，相应增大；

55、随着槽体温度升高，碱性电解槽的等效阻抗降低，最大允许启动电流和最大允许启动功率相应增大；

56、3.4：考虑碱性电解槽最低启动功率约束，当第

i台碱性电解槽尚未完成启动时，其启动阶段输入功率

pi,t应满足：

57、（10）；

58、式中：

pmin为碱性电解槽最低启动功率，取20%的额定功率；为当前槽体温度下的最大允许启动功率；

59、当槽体温度

ti,t达到预设启动完成温度阈值

ts,t（50℃）时，判定该碱性电解槽完成启动，并令

di,t=1，使其退出启动阶段功率分配，进入后续制氢功率优化分配阶段。

60、步骤4中，基于步骤3所建立的启动过程数学模型，构建电解槽启动阶段控制策略：对未完成启动的碱性电解槽，进行基于温度反馈的启动功率自适应分配，使其在满足额定电压约束和最低启动功率约束的条件下持续升温，缩短冷启动时间；

61、具体包括：

62、步骤4.1：获取当前时刻风电输入功率

pw、各碱性电解槽的槽体温度（

ti,t）、启动状态变量（

di,t）以及上一时刻输入功率

pi,t-1，根据启动状态变量（

di,t）确定未完成启动的碱性电解槽集合；

63、对于未完成启动的第

i台碱性电解槽，根据其实时槽体温度

ti,t，由步骤3所建立的温度-等效阻抗模型计算对应等效阻抗

ri,t，并在额定电压约束条件下得到当前温度对应的最大允许启动电流和最大允许启动功率；

64、步骤4.2：将当前可用于启动阶段的风电功率与碱性电解槽的最低启动功率进行比较。当可用风电功率低于最低启动功率时，不投入新的碱性电解槽启动；当满足最低启动功率要求时，优先保证已处于启动阶段的碱性电解槽持续获得启动功率，使其输入功率尽可能接近当前温度对应的最大允许启动功率；若剩余功率仍满足下一台未完成启动碱性电解槽的最低启动功率要求，则继续投入新的碱性电解槽启动；

65、（11）；

66、式中：为第

i台碱性电解槽启动阶段分配功率；为当前时刻可用于该碱性电解槽启动的剩余风电功率；

pmin为碱性电解槽最低启动功率；为当前槽体温度下允许的最大启动功率；

67、根据步骤1中的热平衡模型更新碱性电解槽的槽体温度。当第

i台碱性电解槽的槽体温度达到预设启动完成温度阈值时，判定其完成启动，并将其启动状态变量更新为已完成启动状态，使该碱性电解槽进入步骤5的制氢功率优化分配阶段；若启动过程中可用风电功率低于最低启动功率，导致碱性电解槽无法持续升温，则判定该次启动过程发生中断，并等待后续风电功率满足启动条件后重新启动。

68、步骤5中，构建已完成启动电解槽的制氢功率优化分配策略：在优先满足未完成启动碱性电解槽的启动功率需求后，以制氢效率最大化为目标，对已完成启动的碱性电解槽进行功率优化分配，输出各碱性电解槽的功率控制指令；

69、具体包括：

70、5.1：根据各台碱性电解槽的启动状态变量

di,t判断其运行状态，当

di,t=1时，表示第

i台电解槽已完成启动并进入稳定制氢阶段；当

di,t=0时，表示该电解槽仍处于启动阶段，不参与制氢功率优化分配；

71、在优先满足未完成启动电解槽启动功率需求的基础上，将风电输入功率扣除启动阶段所需功率后，得到可分配给已完成启动的碱性电解槽的制氢功率

ph，即：

72、（12）；

73、式中：

pw为当前时刻风电输入功率；为未完成启动电解槽集合；为第

i台未完成启动的碱性电解槽在启动阶段分配的启动功率；

74、5.2：根据步骤1所建立的电解槽制氢效率模型，以已完成启动电解槽阵列的系统制氢效率最大化为目标，对各台已完成启动的碱性电解槽的输入功率进行优化分配，目标函数为：

75、（13）；

76、式中：为系统制氢效率最大化目标函数值，为第

i台电解槽在

t时刻的电压效率。

77、将和式（8）带入式（13），可得当前时刻下

pi,t和

tt的效率函数，即：

78、（14）；

79、碱性电解槽实时温度作为状态变量参与功率优化分配过程，该优化函数以在线方式求解，同时遵循以下约束：

80、（15）；

81、式中：为第

i台电解槽在

t时刻最大允许允许功率；为第

i台电解槽在

t时刻的运行状态；为当前输入的风电功率；

82、考虑到碱性电解槽功率调节过程受电极材料和内部热惯性等因素限制，其输入功率变化难以发生瞬时突变，因此运行过程中需考虑功率爬坡约束，其输入功率变化可由下式描述：

83、（16）；

84、式中：为功率调节速率，为第i台电解槽在上一时刻（

t-1）的输入功率。

85、上述优化函数具有强非线性，但变量维数较低，且目标函数连续可导，故采用sequential quadratic programming（sqp）算法求解，具体为：

86、step1：数据采集与初始化：

87、获取当前时刻的风电输入功率，各碱性电解槽的实时槽体温度，启动状态变量以及上一时刻的输入功率；

88、step2:未完成启动电解槽的功率约束计算：

89、针对未完成启动的碱性电解槽（），根据其实时槽体温度用式8计算当前温度下的等效阻抗；随后确定各电解槽在当前时刻所对应的最大允许启动功率。

90、step3：启动阶段的自适应功率分配：

91、将风电功率优化分配给处于启动阶段的电解槽。分配原则为：在满足最低启动功率的前提下，尽可能使启动中的电解槽输入功率趋近于当前温度下的最大允许启动功率，以保证快速升高槽体温度；当剩余功率无法满足下一台电解槽的最低功率要求时，不再投入新的电解槽避免因功率不足导致启动中断；

92、step4：启动状态判断与切换：

93、实时更新并监测各未完成启动电解槽的槽体温度。当某台电解槽温度升高到预设温度阈值50℃，判定该电解槽完成冷启动，将其状态变量更新为1，使其从启动阶段切换至制氢阶段；

94、step5：制氢阶段的功率优化分配：

95、将风电输入功率扣除启动阶段所消耗的功率后，得到可分配给已完成启动电解槽的制氢功率。以系统制氢效率最大化为目标函数（公式14），综合考虑功率运行上下限（公式15）及功率调节速率限制（公式16）等约束条件，通过sqp算法进行在线优化求解，输出各已完成启动电解槽的最优功率控制指令；

96、step6：循环执行与停机判定：

97、输出并下发各电解槽的功率控制指令；在下一个控制周期到来时，返回步骤s1继续执行。当检测到风电输入功率下降至系统最低运行功率阈值以下时，停止所有电解槽的运行，等待风电条件恢复。

98、通过上述步骤，本发明能够根据碱性电解槽实时槽体温度动态确定启动阶段最大允许输入功率，在保障电解槽端电压不超过额定限制的条件下缩短冷启动时间；同时，在电解槽完成启动后，根据电解槽实时效率特性对剩余风电功率进行优化分配，从而实现电解槽阵列启动过程与稳定制氢过程的协调控制。

99、本发明提供基于温度反馈的风电制氢碱性电解槽阵列协调控制方法，具有以下技术效果：

100、1）、本发明根据碱性电解槽实时槽体温度动态计算当前允许启动功率，使启动阶段功率分配能够同时满足温度反馈特性、额定电压约束以及最低启动功率约束，提高了启动阶段功率分配的合理性和自适应能力。

101、2）、本发明优先保证处于启动阶段的电解槽持续获得启动功率，使电解槽在满足约束条件下尽可能获得较高启动功率，从而提高槽体升温连续性，减少启动中断、频繁启停以及重复升温现象，缩短冷启动时间，提高电解槽启动稳定性。

102、3）、本发明在满足未完成启动电解槽启动功率需求后，对已完成启动的电解槽进行制氢功率优化分配，实现电解槽启动阶段与稳定制氢阶段之间的协调控制，使电解槽尽可能运行于较高制氢效率区间，从而提高系统制氢效率、风电功率利用率以及电解槽阵列运行稳定性。