一种拖车供氢型加氢站压缩与储气系统优化配置方法

摘要

本发明涉及新能源领域，旨在提供一种拖车供氢型加氢站压缩与储气系统优化配置方法。该种拖车供氢型加氢站压缩与储气系统优化配置方法包括步骤：建立拖车供氢型加氢站为车辆供氢全过程的热力学模型，再基于热力学模型，优化配置压缩机排量下所需储气量、对压缩机排量与储气量进行优化匹配；再以压缩机、高压储罐、拖车充放氢控制盘及加气管线总成本最低为优化目标，对拖车取气策略、拖车分级数量、高压储罐分级方式、所需储气量以及压缩机排量等参数进行优化。本发明全面考虑压缩与储气系统各关键参数对加氢站建设成本的影响，可有效降低拖车供氢型加氢站的建设成本，为拖车供氢型加氢站压缩与储气系统的设计及选配提供了依据。

说明书

技术领域

本发明是关于新能源领域，特别涉及一种拖车供氢型加氢站压缩与储气系统优化配 置方法。

背景技术

近年来，氢能以其无污染、可再生、来源广泛及用于燃料电池时能源转化效率高等 优点，成为世界范围的研究热点。作为氢能的主要应用途径，氢燃料电池汽车在降低大 气污染、调整能源结构及缓解能源危机等方面具有重要作用。随着氢能与燃料电池技术 的不断发展与日趋成熟，美、日、德等国家已将其上升为国家战略；我国也将其列入中 长期科学与技术发展规划纲要的重点基础研究内容。

加氢站作为燃料电池汽车的加注场所，其氢气来源分为站内制氢和外供氢两类。相 对于站内制氢而言，外供氢型加氢站的建设成本较低，更加适用于商用加氢站。外供氢 主要包括长管拖车供氢、液氢槽车供氢和管路供氢三种供氢方式。氢燃料电池汽车市场 化早期难以形成规模效应，适合采用长管拖车为加氢站供氢。

针对拖车供氢型加氢站，Elgowainy等提出了拖车自增压工艺，即将拖车中的长管 分为若干级(可独立操作的储气单元)，当多级高压储罐不需要充气时，采用当前压力 较低的长管通过压缩机为当前压力最高的长管增压。拖车自增压工艺可明显地提高压缩 机利用率，降低加氢站建设成本，极具应用前景。然而，拖车自增压工艺目前仅限于概 念的提出，尚缺乏相应的压缩与储气系统配置方法。

发明内容

本发明的主要目的在于克服现有技术中的不足，提供能实现拖车供氢型加氢站的压 缩机、多级高压储罐、拖车充放氢控制盘及加气管线总成本最低的配制方法。为解决上 述技术问题，本发明的解决方案是：

提供一种拖车供氢型加氢站压缩与储气系统优化配置方法，所述拖车供氢型加氢站 包括拖车充放氢控制盘、压缩机(隔膜压缩机)、站内高压储罐组、优先充气控制盘、 顺序取气控制盘、加氢机、预冷器以及为预冷器提供冷量的制冷循环系统，利用长管拖 车充氢，并能对燃料电池汽车供氢，所述拖车供氢型加氢站压缩与储气系统优化配置方 法具体步骤为：

步骤(1)：建立拖车供氢型加氢站为车辆供氢全过程的热力学模型，用于优化配 置拖车供氢型加氢站压缩与储气系统；所述热力学模型具体如下所述：

长管拖车各级长管的压力和比内能的控制方程为：

$\left(\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{du}}_{tube}}{dt}=\left(\frac{\partial u_{tube}}{V_{tube}\partial {\rho }_{tube}}\right)\frac{{\mathrm{dm}}_{tube}}{dt}\\ \frac{{\mathrm{dP}}_{tube}}{dt}=\left(\frac{\partial P_{tube}}{V_{tube}\partial {\rho }_{tube}}\right)\frac{{\mathrm{dm}}_{tube}}{dt}\end{array}\right)---\left(1\right)$

式(1)中，u_tube和P_tube分别表示长管的比内能和压力，m_tube、V_tube和ρ_tube分 别表示长管中氢气的质量、体积和密度；

站内高压储罐组的高压储罐满足能量守恒方程，该能量守恒方程为：

$\frac{d\left(m_{cascade}{u}_{cascade}\right)}{dt}={\stackrel{·}{m}}_{cascade}{h}_f---\left(2\right)$

式(2)中，u_cascade和分别表示储罐氢气的比内能和质量流量，h_f表 示流入或流出储罐的氢气比焓；m_cascade表示储罐内氢气质量；

压缩机功率的表达式为(本发明按照H2A中推荐的方法对压缩机能耗进行计算， H2A中的处理方法如下：对于70MPa加氢站用压缩机，假定其分为5级，压缩过程中 各级的压缩比相等，首先计算出等熵功率，再除以等熵效率作为实际功率的近似)：

${\stackrel{·}{W}}_{cpr}=\frac{1}{{\eta }_{is}}·{\stackrel{·}{m}}_{cpr}·\underset{i=1}{\overset{n_{stage}}{\Sigma }}({\left(h_{dis}\right)}_i-{\left(h_{suc}\right)}_i)---\left(3\right)$

式(3)中，为压缩机当前状态下的运行功率，为压缩机的质量流量， n_stage为估算能耗时假想的压缩机级数(对于70MPa加氢站n_stage＝5)，(h_suc)_i和 (h_dis)_i分别表示压缩机第i级的吸、排气比焓；η_is为等熵效率，且对于隔膜压缩机η_is取80％；

为计算各级的排气比焓，各级排气温度可按下式计算：

${\left(T_{dis}\right)}_i={\left(T_{suc}\right)}_i{({\left(P_{dis}\right)}_i/{\left(P_{suc}\right)}_i)}^{\frac{k_T}{k_T-1}};$

其中，k_T为温度等熵指数，随温度和压力变化较小(k_T≈1.405)；(T_dis)_i表示 第i级压缩机的排气温度；(T_suc)_i表示第i级压缩机的吸气温度；(P_dis)_i表示第i级压 缩机的排气压力；(P_suc)_i表示第i级压缩机的吸气压力；

制冷循环系统实际消耗的电功率为制冷量与制冷性能系数COP之比为：

${\stackrel{·}{W}}_{cooling}=\frac{\underset{i=1}{\overset{2N_{dis}}{\Sigma }}\{{\left({\stackrel{·}{m}}_n\right)}_i·({\left(h_{mixer}\right)}_i-{\left(h_n\right)}_i)\}}{COP}$式(4)

式(4)中，为制冷循环系统实际消耗的电功率，N_dis表示加氢机数量， 表示质量流量，(h_mixer)_i表示第i个汇流排处的比焓，(h_n)_i为第i个加氢机上加气 枪(一台加氢机上可以装1个或2个加气枪，用于加气的装置，跟加油枪类似)处的比 焓；且在估算制冷循环系统消耗的电功率时，-40℃预冷取COP＝1.1；(其中汇流排管径 明显大于与其连接的管路，可对来源不同的气体起到一定的混合左右，并减小管路中的 压力波动；混合过程满足质量守恒方程和能量守恒方程；)

热力学模型包括车载储氢系统充氢过程、长管拖车与站内高压储罐充放氢过程的热 力学特性、压缩机流量特性、加气枪下游管线中的氢气流动特性、燃料电池汽车充装要 求、热力学模型的求解方法，具体求解方式为：

(a)借助量纲分析得出热力学模型中氢气质量流量经验公式，降低数值求解的难 度；加气枪下游加气管路较短，可近似忽略氢气与管壁的传热，将该段管路内的氢气流 动描述为一维定常、有摩阻、管道截面恒定的绝热流动；当加气枪下游管路的背压与入 口压力之比(压比)不超过某临界值时，管路中的流动为阻塞流，入口处的动、静压头 之比仅与管路的压损系数有关；当压比大于临界值时，入口处的动、静压头之比由压比 及压损系数共同决定；

根据SAETIRJ2601规定的加气枪下游管路最大许用压降，加气枪下游管路压损系 数的最大值为：

${\zeta }_{\max }=\frac{{\left(a_m\right)}_0{C_{FCV}}^2+{\left(a_m\right)}_1{C}_{FCV}+{\left(a_m\right)}_2}{{C_{FCV}}^3+{\left(a_m\right)}_3{C_{FCV}}^2+{\left(a_m\right)}_4{C}_{FCV}+{\left(a_m\right)}_5}$

式中，ζ_max为加气枪下游管路的最大压损系数，C_FCV为车载储氢系统的额定储氢 量，(a_m)_i为常系数；

临界压比的表达式如下：

${\theta }_c=\frac{{\left(b_m\right)}_0{\zeta }^2+{\left(b_m\right)}_1\zeta +{\left(b_m\right)}_2}{{\zeta }^2+{\left(b_m\right)}_3\zeta +{\left(b_m\right)}_4}$

式中，θ_c为临界压比，ζ为加气枪下游管路的压损系数，(b_m)_i为常系数；

得出热力学模型中的氢气质量流量经验公式如下：

$\stackrel{·}{m}=\frac{{\mathrm{\pi d}}^2}{4}\sqrt{2{\mathrm{\psi P}}_H{\rho }_n}$

式中，为氢气质量流量，d为加气枪下游管径，P_n与ρ_n分别表示加气枪处的 压力与密度；$\psi =\left(\begin{array}{cc}{C}_0/C_1& \theta \ge {\theta }_c\\ \psi (\zeta ,{\theta }_c)& \theta <{\theta }_c\end{array}\right),$θ为压比，

C₀＝((c_m)₀ζ²+(c_m)₁ζ+(c_m)₂)γ²+((c_m)₃ζ²+(c_m)₄ζ+(c_m)₅)γ，

C₁＝ζ³+(d_m)₀γ³+(d_m)₁ζ²γ²+(d_m)₂ζ²γ+(d_m)₃ζγ²+ (d_m)₄ζ²+(d_m)₅γ²+(d_m)₆ζγ+(d_m)₇ζ+(d_m)₈γ+(d_m)₉，γ＝(1-θ)/(1-θ_c)；

其中，c_m、d_m表示常系数；

(b)考虑到车载储氢系统充装过程中内部氢气温度分布较为均匀，采用集总系数法 描述热力学模型中车载储氢气瓶内氢气；车载储氢瓶外壁面处的传热模式为大空间中的 自然对流，其对流传热系数取4.5W/m.K；车载储氢瓶内壁面处的传热模式为强制对流， 考虑充装速率和气瓶几何尺寸等参数的影响，采用以下公式计算气瓶内壁面处的对流传 热系数：

$\overline{h_i}=22\left(\frac{\lambda }{D_i}\right){\left(\frac{4\stackrel{·}{m}\mathrm{Pr}}{\pi \mu L}\right)}^{n_h}$

式中，表示车载储氢瓶内壁面处的平均对流传热系数，λ、μ和Pr分别为 氢气的热导率、动力粘度和普朗特数，D_i和L分别为车载储氢瓶的内径和长度，n_h为 常数(常数取值为0.635)；为氢气质量流量；

(c)各级高压储罐相对长管而言容积较小，能在较短的时间内产生明显的压降， 为反映取气过程中储罐温度降低所导致的额外压降，近似将站内高压储罐的充放氢过程 视为绝热过程；

(d)由于各级长管的容积较大、充放氢用时较长，使得长管与环境间的换热较为 充分，充放氢过程中内部温度的变化相对较小；因此，将长管拖车的充放氢过程视为等 温过程；

(e)所涉及的氢气物性参数均采用NIST(NationalInstituteofScienceand Technology)推荐的方法进行计算；

(f)采用SAETIRJ2601充装协议时，加气枪处的压力近似按线性增长，温度控制 在规定的范围内，氢气质量流量受上游高压储罐的影响较小，可近似认为各次加气过程 中车载储氢系统内的氢气质量、压力、温度及内能随时间的变化规律相同(为提高热力 学模型的求解效率，预先保存充装过程中车载储氢系统内的氢气质量、压力、温度及内 能随时间的变化规律，并在求解时调用所存储的变化规律)；

(g)对于有车辆加气和无车辆加气的时刻采用不同的时间步长进行数值求解；有 车辆加气时，采用1s作为时间步长；无车辆加气时，时间步长根据压缩机在最大吸气 压力下的排气量、多级高压储罐中单级储气量的最小值以及设定的高压储罐充装精度确 定，具体计算公式如下：

$\Delta t=\frac{{\mathrm{\delta C}}_{cascade}{x}_{\min }}{{\left(C_{cpr}\right)}_{max}/24/3600}$

式中，Δt为无车辆加气时的时间步长，δ为高压储罐充装精度(单位为％)， C_cascade为所需储气量与一天内所需加注的最大氢气量之比，x_min为多级高压储罐中单 级储气量与总储气量之比的最小值，(C_cpr)_max为压缩机在最大吸气压力下一天中的排 气总量与一天内所需加注的最大氢气量之比；

采用以上时间步长设置方法，能在有效保证计算精度的前提下，明显增大无车辆加 气时的时间步长，提高热力学模型的求解效率；

步骤(2)：基于所建立的热力学模型，优化配置压缩机排量下所需储气量：

首先对高压储罐所需储气量进行无量纲处理：无量纲储气量＝储气量/一天内所需加 注的最大氢气量；

利用所建立热力学模型，设定无量纲储气量的取值区间，通过设置不同压缩机排量 参数值，模拟求解所对应的无量纲储气量，并选取最小的无量纲储气量；求解时在对数 坐标系上采用二分法，即将储气量的上下限值相乘并开根号，以提高所需储气量的求解 效率；

步骤(3)：基于所建立的热力学模型与所需储气量求取方法，对压缩机排量与储 气量进行优化匹配：

对压缩机排量进行无量纲处理：无量纲压缩机排量＝吸气压力为长管拖车额定工作 压力时的压缩机排量/(一天内所需加注的最大氢气量/24小时)；

设定无量纲压缩机排量的取值范围和取值间隔，利用所建立的热力学模型模拟求出 不同无量纲压缩机排量下的压缩机与高压储罐成本，通过比较不同无量纲压缩机排量下 的压缩机与高压储罐总成本，确定压缩机排量与储气量的最佳匹配点；

步骤(4)：基于以上步骤，以压缩机、高压储罐、拖车充放氢控制盘及加气管线 总成本最低为优化目标，对拖车取气策略(在某级高压储罐低于其额定工作压力时选择 适当的长管通过压缩机为其增压，在高压储罐不需要增压时选择适当的长管为当前压力 最高的长管增压，确定长管拖车用于加气的管线数量)、拖车分级数量(拖车中可独立 操作的储气单元)、高压储罐分级方式、所需储气量以及压缩机排量等参数进行优化。

在本发明中，所述步骤(4)中对拖车具体优化操作方式为：

当某级高压储罐低于其额定工作压力时，采用当前压力最高的长管通过压缩机为高 压储罐增压；否则采用当前压力最低的长管(＞2MPa)通过压缩机为当前压力最高的长 管(低于长管的额定工作压力)增压；加气时首先采用当前压力最高的长管对车辆进行 初始充装。

在本发明中，所述步骤(4)中具体优化得到的配置如下所述：

A、在加氢站设置拖车充放氢控制盘，使得各级长管能独立操作；并将长管拖车中 的所有长管按照各级容积相等的原则分为4级；

B、将高压储罐按照各级容积相等的原则分为3级或3级以上。

与现有技术相比，本发明的有益效果是：

本发明全面考虑压缩与储气系统各关键参数对加氢站建设成本的影响，可有效降低 拖车供氢型加氢站的建设成本，为拖车供氢型加氢站压缩与储气系统的设计及选配提供 了依据。

附图说明

图1为本发明的整体结构示意图。

图2为夏季周五各小时内的加气负荷占一天中总加气负荷的比重示意图。

图3为优化后的压缩机与高压储罐总成本同原加氢站配置下的成本比较结果示意 图。

图中的附图标记为：1长管(分为1a、1b、1c、1d)；2瓶口阀(分为2a、2b、2c、 2d)；3压力表(分为3a、3b、3c、3d)；4手动截止阀(分为4a、4b、4c、4d)；5 拖车卸气端口(分为5a、5b、5c、5d)；6快连接头(分为6a、6b、6c、6d)；7高压 氢气软管(分为7a、7b、7c、7d)；8拖车充放氢控制盘；9拉脱阀(分为9a、9b、9c、 9d)；10压力传感器(分为10a、10b、10c、10d)；11四通接头(分为11a、11b、11c、 11d)；12气动截止阀(分为12a、12b、12c、12d)；13压缩机吸气管路；14气动截 止阀；15隔膜压缩机；16优先充气控制盘；17减压阀；18压缩机排气管路；19气动截 止阀(分为19a、19b、19c、19d)；20气动截止阀(分为20a、20b、20c、20d)；21 拖车加气管路；22高压储罐(分为22a、22b、22c、22d)；23高压储罐瓶口阀(分为 23a、23b、23c、23d)；24压力传感器(分为24a、24b、24c、24d)；25手动截止阀 (分为25a、25b、25c、25d)；26三通接头(分为26a、26b、26c、26d)；27顺序取 气控制盘；28加气管路；29长管压力信号(分为29a、29b、29c、29d)；30高压储罐 压力信号(分为30a、30b、30c、30d)；31加气枪处的压力信号；32加氢机处的加气 信号；33控制系统；34电磁阀开闭信号；35驱动气源控制盘；36驱动气源输入端；37 驱动气源输出端。

具体实施方式

下面结合附图与具体实施方式对本发明作进一步详细描述：

实施例1

单枪单加氢机的拖车供氢型加氢站如图1所示。加氢站设有拖车充放氢控制盘8， 将长管拖车划分为1a、1b、1c和1d4个独立的储气单元，以便于各长管1的独立操作、 以及拖车自增压工艺的实施。

压力传感器10a、10b、10c和10d分别测定长管1a、1b、1c和1d中的压力，并将 长管压力信号29传输至控制系统33，控制系统33对长管1a、1b、1c和1d的压力进行 比较。24a、24b、24c和24d测定站用高压储罐22a、22b、22c和22d的压力，并将高 压储罐压力信号30传送给控制系统33。与此同时，控制系统33接受加气枪处的压力信 号31以及加氢机处的加气信号32，以获知各加气枪是否正在为车辆加气。

控制系统31用于对加氢站当前的状态进行判断，并发出控制指令以执行相应的操 作：

1)当高压储罐22a～22d中某个储罐的压力低于额定工作压力时，控制系统33向驱 动气源控制盘35发出电磁阀控制信号34，打开驱动气动截止阀14的电磁阀，并通过驱 动气源输出端37为气动截止阀14提供氮气，以开启气动截止阀14；假设所有长管1 中1a的压力最高，则控制系统33向驱动气源控制盘35发出指令，开启气动截止阀12a 的驱动电磁阀，通过驱动气源输出端37向气动截止阀12a提供氮气，将12a开启。此 时，氢气由长管1a先后经过瓶口阀2a、手动截止阀4a、拖车卸气端口5a、快连接头6a、 高压氢气软管7a、拉脱发9a、四通11a、气动截止阀12a、拖车充放氢控制盘8中的压 缩机吸气端口13和气动截止阀14，流向隔膜压缩机15，经隔膜压缩机15压缩后经优 先充气控制盘16，按压力等级由低到高的顺序为各高压储罐充气。

2)当高压储罐22a～22d全部达到额定工作压力时，假定当前长管1a压力最低且高 于2MPa、长管1d压力最高且低于长管的额定工作压力，则控制系统33向驱动气源控 制盘35发出电磁阀控制信号34，打开驱动气动截止阀14的电磁阀，并通过驱动气源输 出端37为气动截止阀14提供氮气，以开启气动截止阀14；与此同时，控制系统33向 驱动气源控制盘35发出指令，开启气动截止阀12a和19d的驱动电磁阀，通过驱动气 源输出端37向气动截止阀12a和19d提供氮气，将12a和19d开启。此时，氢气由长 管1a先后经过瓶口阀2a、手动截止阀4a、拖车卸气端口5a、快连接头6a、高压氢气软 管7a、拉脱发9a、四通11a、气动截止阀12a、拖车充放氢控制盘8的压缩机吸气管路 13、气动截止阀14，隔膜压缩机15、优先充气控制盘16、减压阀17、拖车充放氢控制 盘8的压缩机排气管路18以及气动截止阀19d，流入长管1d为其增压。

3)各级长管1在通过隔膜压缩机15为高压储罐22a～22d充气或参与拖车自增压操 作的同时，还可作为取气气源为车辆加气。假定所有长管1中1d的当前压力最高，则 当加氢机向控制系统33发出加气信号32时，控制系统33比较加气枪处的压力信号31 与长管1d的压力信号29d。当长管1d的压力高出加气枪处的压力2MPa以上时，控制 系统33通过控制驱动气源控制盘35开启气动截止阀20d以及顺序取气控制盘27中负 责拖车加气管路21的气动截止阀，氢气由长管1d先后经过瓶口阀2d、手动截止阀4d、 拖车卸气端口5d、快连接头6d、高压氢气软管7d、拉脱发9d、四通11d、气动截止阀 20d、拖车加气管路21、顺序取气控制盘27和加气管路28，为车辆进行初始充装。

实施例2

加氢站高压储罐的额定工作压力为95MPaIV型容器，储氢成本为1475＄/kg。隔膜 压缩机成本与排量间满足：成本($)＝-126.77×排量²+18555×排量+106790，式中的排 量表示2MPa吸气压力下的压缩机质量流量(kg/h)。加气负荷与典型的Chevron加油 站相同，夏季周五时日加气量最大，为平均日加气量的1.19倍；夏季周五各小时内的加 气负荷占一天中总加气负荷的比重如图2所示。

对于拖车供氢型加氢站而言，其加氢机数量较少(1-2台)，加氢机与储罐间适合 采用单线制连接(各级高压储罐的加气支路在储罐侧汇总后，再分别经单根加气总路与 各加气枪相连)。因此，对于拖车供氢型加氢站而言，每增加一级高压储罐相当于额外 增加了与加气枪数量相同的加气支路以及1个压力传感器。对于70MPa加氢站而言， 压力传感器的成本大约在2000＄左右，加气支路的成本大约为2000＄/m(包括相应的阀 门)。假定加气支路长度为1m，则对于单台双枪加氢机的加氢站而言，每增加一级高压 储罐相当于增加2000×2+2000＝6000＄；对于2台双枪加氢机的加氢站而言，每增加一 级高压储罐相当于增加2000×4+2000＝10000＄。

长管拖车供氢对于平均日供气量≤400kg/d的加氢站较为经济，其拖车利用率一般 在75％-85％，拖车储氢压力一般为17-25MPa。当长管拖车额定工作压力为25MPa、 拖车利用率设定为85％，压缩机、高压储罐和加气管路总成本最低时的最佳高压储罐分 级数量、最佳储气量和最佳压缩机排量如表1所示。

表1

实施例3

为了验证本发明对压缩与储气系统的优化效果，将所提出的方法和所得主要结论用 于Elgowainy模拟中采用的加氢站，该加氢站配置如下：站内储气系统由3个12kg、 95MPa高压储罐分3级组成；压缩系统由1台隔膜压缩机组成，在2MPa吸气压力和 25MPa吸气压力下的排气量分别90Nm³/h和950Nm³/h；加注系统由1台单枪加氢机组 成；长管拖车由4根8.5m³、25MPa长管1组成。压力传感器的成本大约在2000＄左右， 加气支路的成本大约为2000＄/m。

对压缩与储气系统进行了优化，并将优化后的压缩机与高压储罐总成本同原加氢站 配置下的成本进行了比较，比较结果如图3所示。由图3可知，应用本发明建立的方法 及所得主要结论可明显降低加氢站的建设成本，最多可达20％左右。

最后，需要注意的是，以上列举的仅是本发明的具体实施例。显然，本发明不限于 以上实施例，还可以有很多变形。本领域的普通技术人员能从本发明公开的内容中直接 导出或联想到的所有变形，均应认为是本发明的保护范围。