热力发电

	项目	数值	公式
电化学子模型	单电池活性面积/cm²	2 500	(8)
阳极电荷转移系数	2	(5)
阴极电荷转移系数	0.5	(5)
热量平衡子模型	电解槽热容量/(J·K^–1)	2.26×10⁶	(13)
单电池与外界环境的换热面积/cm²	2 500	(14)
单电池与外界环境的换热系数/(W·(m²·K)^–1)	14.4	(14)
单电池数量	130	(14)

	项目	数值	公式
电化学子模型	单电池活性面积/cm²	2 500	(8)
阳极电荷转移系数	2	(5)
阴极电荷转移系数	0.5	(5)
热量平衡子模型	电解槽热容量/(J·K^–1)	2.26×10⁶	(13)
单电池与外界环境的换热面积/cm²	2 500	(14)
单电池与外界环境的换热系数/(W·(m²·K)^–1)	14.4	(14)
单电池数量	130	(14)

项目	数值	公式
换热器	管道数量	252
换热器材料比热容/(J·(kg·K)^–1)	480	(15)、(17)
换热器材料密度/(kg·m^–3)	7 850
导热油比热容/(J·(kg·K)^–1)	1 668	(16)、(18)
给水泵	转子转动惯量/(kg·m²)	0.01	(19)
电机黏性摩擦常数/(N·m·s)	0.10	(19)
电动势能常数/(V·rad^–1·s^–1)	0.01	(19)
电机转矩常数/(N·m·Ap^–1)	0.01	(19)
电阻/W	1.00	(19)
电感/H	0.5	(19)
商业水泵换算常数/(kg·m²)	0.01	(20)
气水分离器	气水分离器比热容/(J·K^–1)	4.26×10⁴	(24)
热阻/(K·W^–1)	0.001	(24)
氢气分离效率/%	99	(23)
水分离效率/%	99	(23)

项目	数值	公式
换热器	管道数量	252
换热器材料比热容/(J·(kg·K)^–1)	480	(15)、(17)
换热器材料密度/(kg·m^–3)	7 850
导热油比热容/(J·(kg·K)^–1)	1 668	(16)、(18)
给水泵	转子转动惯量/(kg·m²)	0.01	(19)
电机黏性摩擦常数/(N·m·s)	0.10	(19)
电动势能常数/(V·rad^–1·s^–1)	0.01	(19)
电机转矩常数/(N·m·Ap^–1)	0.01	(19)
电阻/W	1.00	(19)
电感/H	0.5	(19)
商业水泵换算常数/(kg·m²)	0.01	(20)
气水分离器	气水分离器比热容/(J·K^–1)	4.26×10⁴	(24)
热阻/(K·W^–1)	0.001	(24)
氢气分离效率/%	99	(23)
水分离效率/%	99	(23)

项目	无热备模式系统	有热备模式系统
电解槽成本/(元·kW^–1)	6 745	6 745
槽容量/kW	951	951
出口氢气（标况下）/(m³·h^–1)	195	195
氢气单价/(元·kg^-1)	36	36
年运行时长/h	8 000	8 000
电解槽寿命/a	6.85	11.08
换热器价格/元		8 669
换热器数量/个		2
导热油价格/(元·kg^–1)		5
导热油量/kg		10 800
导热油泵/元		800
贴现率/%	8	8
年收益/万元	286.44	286.44
寿命周期成本/万元	1 402.62	1 409.77

项目	无热备模式系统	有热备模式系统
电解槽成本/(元·kW^–1)	6 745	6 745
槽容量/kW	951	951
出口氢气（标况下）/(m³·h^–1)	195	195
氢气单价/(元·kg^-1)	36	36
年运行时长/h	8 000	8 000
电解槽寿命/a	6.85	11.08
换热器价格/元		8 669
换热器数量/个		2
导热油价格/(元·kg^–1)		5
导热油量/kg		10 800
导热油泵/元		800
贴现率/%	8	8
年收益/万元	286.44	286.44
寿命周期成本/万元	1 402.62	1 409.77

集成合成氨余热储存利用质子交换膜电解槽制氢/热备双模式运行性能

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裴长运 ¹ , 孙名家 ² , 王桂楠 ³ , 殷诗奇 ⁴ , 王露 ¹ , 宋玮 ⁴ , 彭莘 ¹ , 于吉庆 ³ , 杜逸云 ¹ , 郭铁柱 ⁴ , 张汉飞 ²

热力发电 | 绿氢绿氨多能协同优化 2025,54(8): 84-94

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热力发电 | 绿氢绿氨多能协同优化 2025, 54(8): 84-94

集成合成氨余热储存利用质子交换膜电解槽制氢/热备双模式运行性能

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裴长运¹, 孙名家², 王桂楠³, 殷诗奇⁴, 王露¹, 宋玮⁴, 彭莘¹, 于吉庆³, 杜逸云¹, 郭铁柱⁴, 张汉飞²

作者信息

^1.国核电力规划设计研究院有限公司，北京　100095

^2.华北电力大学能源动力与机械工程学院，北京　102206

^3.吉林电力股份有限公司，吉林　长春　130028

^4.大安吉电绿氢能源有限公司，吉林　白城　131399

裴长运（1986），男，高级工程师，主要研究方向为核电火电新能源发电项目设计，peichangyun@spic.com.cn。

通讯作者:

张汉飞（1986），男，博士，讲师，主要研究方向为先进能量系统集成优化技术，hanfei.zhang@ncepu.edu.cn。

Operation performance of PEM electrolyzer in dual-mode operation for hydrogen production and hot standby with integrated ammonia synthesis waste heat storage and utilization

Changyun PEI¹, Mingjia SUN², Guinan WANG³, Shiqi YIN⁴, Lu WANG¹, Wei SONG⁴, Shen PENG¹, Jiqing YU³, Yiyun DU¹, Tiezhu GUO⁴, Hanfei ZHANG²

Affiliations

^1.State Nuclear Power Planning, Design and Research Institute Co., Ltd., Beijing 100095, China

^2.School of Energy, Power and Mechanical Engineering, North China Electric Power University, Beijing 102206, China

^3.Jilin Electric Power Co., Ltd., Changchun 130028, China

^4.Jilin Electric Power, Daan Green Hydrogen Energy Co., Ltd., Baicheng 131399, China

出版时间: 2025-08-25 doi: 10.19666/j.rlfd.202411252

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摘要

收起

绿电制氢合成氨是大规模消纳风光可再生电能并解决绿色燃料化学品短缺问题的有效方案。提出了一种集成合成氨余热储存利用的风光驱动质子交换膜电解槽制氢/热备双模式运行系统，避免电解槽频繁启停并合理解决合成氨工艺余热浪费问题。结果表明：双模式运行系统可大幅降低电解槽启动时间，951 kW电解槽25 ℃冷启动耗时512 s，从热备模式47.5 ℃热启动仅需274 s；系统在热备模式下仅给水泵耗电，单位制氢容量耗电功率为0.49 kW；双罐储热子系统配置10.8 t Dowtherm-G导热油，在蓄热状态以3 kg/s的流量吸收合成氨装置余热气体，可使热罐1.00 h内储满，在放热状态以0.64 kg/s的流量加热电解槽入口给水，可使电解槽热备状态持续运行4.68 h。此外，通过制氢/热备双模式运行产生的收益超出储热子系统投资，具有良好的经济性。

关键词

合成氨 / 绿氨 / 质子交换膜电解槽 / 热备用 / 余热利用 / 动态性能 / 经济性

Abstract

收起

Ammonia synthesize through hydrogen produced by green electricity offers an effective solution to the widespread abandonment of wind and solar resources and the shortage of green fuel chemicals. A wind-solar-driven proton exchange membrane (PEM) electrolyzer system in dual-mode operation for hydrogen production and hot standby with integrated ammonia synthesis waste heat storage is proposed, addressing issues of frequent start-stop cycles under fluctuating wind-solar outputs and waste heat recovery in ammonia synthesis processes. The results indicate that, the PEM electrolyzer dual-mode operating system, integrated with ammonia synthesis waste heat storage, can significantly shorten the startup time of the electrolyzer. The startup time at 25 ℃ is 512 seconds, while the hot startup from the standby mode at 47.5 ℃ requires only 274 seconds. Under hot standby mode, the system consumes electricity solely from feedwater pumps, achieving a specific hydrogen production power consumption of only 0.49 kW. The dual-tank thermal storage subsystem is configured with 10.8 tons of Dowtherm-G heat transfer oil. In heat storage mode, it absorbs waste heat gas from the ammonia synthesis unit at a flow rate of 3 kg/s, allowing the thermal tank to reach full capacity within 1 hour. In heat release mode, it heats the electrolyzer inlet water at a flow rate of 0.64 kg/s, enabling the electrolyzer to sustain standby operation for 4.68 hours. Furthermore, the new system is expected to generate long-term benefits that consistently exceed costs, ensuring sustained economic viability.

Key words

ammonia synthesis / green ammonia / proton exchange membrane eletrolyzer / hot standby / waste heat utilization / dynamic performance / economy

引用本文

裴长运, 孙名家, 王桂楠, 殷诗奇, 王露, 宋玮, 彭莘, 于吉庆, 杜逸云, 郭铁柱, 张汉飞. 集成合成氨余热储存利用质子交换膜电解槽制氢/热备双模式运行性能. 热力发电, 2025 , 54 (8) : 84 -94 . DOI: 10.19666/j.rlfd.202411252

Changyun PEI, Mingjia SUN, Guinan WANG, Shiqi YIN, Lu WANG, Wei SONG, Shen PENG, Jiqing YU, Yiyun DU, Tiezhu GUO, Hanfei ZHANG. Operation performance of PEM electrolyzer in dual-mode operation for hydrogen production and hot standby with integrated ammonia synthesis waste heat storage and utilization[J]. Thermal Power Generation, 2025 , 54 (8) : 84 -94 . DOI: 10.19666/j.rlfd.202411252

正文

收起

在“碳达峰、碳中和”的战略目标，提高可再生能源消纳和储存能力，实施可再生能源替代行动，是促进可再生能源发展，构建清洁低碳、安全高效能源体系的重要举措^[1]。利用可再生电能电解水为化工合成提供绿色氢，一方面有助于解决可再生电能大规模消纳难题^[2]，另一方面可以极大地减少化工行业碳排放^[3]。氨是重要的化工原料，在工农业均有广泛应用^[4]，是我国氢气的主要消费领域，2022年，我国合成氨耗氢占总产氢量的31%。因此，积极推动绿氢耦合合成氨技术的发展具有重要意义。

目前，已有多种电解水制氢技术：质子交换膜（proton exchange membrane，PEM）电解、碱性（alkaline，ALK）电解、高温固体氧化物电解槽（solid oxide electrolysis cell，SOEC）。段向阳^[5]对可再生能源水电解技术进行了综述，PEM电解制氢具有快速响应特性和负载灵活性，因此适合与波动性可再生电能集成^[6]。高波等^[7]提出海上风电、太阳能以及波浪能等多能互补制氢系统的可能性。Holmes-Gentle等人^[8]研究发现PEM电解槽电流-电压工作的滞后性使得其无法快速响应太阳能辐照度波动，且电解槽频繁冷启动会导致泵故障、耦合线路断开以及局部破坏性温升，因此需对集成系统制定相应的控制策略。热能储存（thermal energy storage，TES）可以在PEM电解槽温度调节期间用于热回收，预计将成为一种更具成本效益和高效解决可再生电力波动性问题的方案^[9]。Siecker等人^[10]提出了一种PEM电解槽与储热系统相结合的方法，通过回收PEM电解槽产生的余热，使电解槽寿命延长0.68年。Peng等人^[11]提出了一种水作工质的TES系统，将储存的热量传递给输入的纯净水，在输入功率波动或系统启动时加热电解槽入口给水，使其达到电解槽的最佳启动温度，实验表明，电解槽进水温度可在30 s内达到约58 ℃。然而，上述研究主要集中在通过有效集成促进PEM电解槽具备响应可再生能源波动的能力，但没有涉及消纳氢气的合成氨工艺在PEM电解槽上的余热利用，以及集成合成氨的PEM电解槽制氢和热备用动态切换和管理策略。

合成氨过程会伴随巨大的热损失，回收余热可以提高氨生产的可持续性^[12]。关于合成氨余热利用的研究，Zhang等人^[13]通过谷电时空分供氮并储氨储能，峰电时释能供料，降低运营成本38%及初始投资11.3%。Yang等人^[14]研究发现耦合余热回收液冷系统余热的合成氨运行成本和碳排放分别降低了13.98%和20.95%。林志强^[15]研究发现合成氨蒸汽余热梯级利用可实现年节约标准煤2.5万吨，年减排二氧化碳6.8万吨。此外，更多学者对合成氨系统的多联产展开研究，Sleiti等人^[16]提出了一种热-电-氢-氨联产工艺，新系统的二氧化碳排放量分别降低了49.6%和48.8%。Zhang等人^[17]将固体氧化物电解槽与合成氨（power-to-ammonia）工艺进行热集成，该工艺最高可以实现74%的系统效率。然而，上述研究主要通过余热回收利用实现整个工艺的高效率化，未涉及利用合成氨余热平抑可再生电力制氢的波动性。

基于以上分析，以波动性可再生电能为输入的PEM电解槽面临着快速响应和频繁启停的要求，其提升耐久性和动态响应能力是关键。为此，本文通过集成PEM电解槽和合成氨工艺余热回收，提出了一种可应对风光出力不足时的热备运行模式，并制定了制氢模式和热备模式的切换策略。该系统在风能和太阳能出力不足时，保持电解槽一定的温度以满足快速启动需求，同时避免了频繁停机造成的性能衰减^[18]；通过双模式快速切换，可实现电解槽快速启动和停机，以适应可再生能源波动；此外，储热系统和PEM电解槽回收利用了合成氨工艺余热，有助于提高风光制氢合成氨系统的能量利用效率。

1　系统描述

收起

1.1　系统集成与分布

集成合成氨余热储存利用的风光驱动PEM电解水制氢/热备双模式系统如图1所示。该系统主要由PEM电解槽、风能-太阳能互补发电、双罐储热系统和给水系统组成。

PEM电解槽主要用于制氢，在常压下工作。由于高温可能导致膜的降解、膨胀和导电性能改变，同时加速催化剂的烧结和失活，操作温度通常限制在90 ℃以下^[19-28]。当可再生电能输入充足时，电解槽运行在产氢模式；当可再生电能不足时，系统切换至热备模式，热罐出口热流股加热电解槽入口给水，维持电解槽热备模式入口给水温度，使电解槽可以快速热启动。发电模块主要部件有光伏电池板和风力发电机，风光互补发电可以减轻波动性^[21]。此外，系统还配置有双罐储热子系统，在制氢模式时吸收并储存合成氨工艺中的余热气体。供水系统主要由泵、储水箱、阀门、换热器和若干管道组成。给水泵由交流电驱动，出口流量恒定。给水流量的设置需考虑两方面因素：一是减少热备用模式下能耗；二是避免流量过低导致电解反应不完全和膜干燥，从而保障电解槽的导电性和电解效率。

1.2　系统运行策略

制氢、热备双模式系统运行策略如图2所示，在该系统集成设计下，可通过电流输入判断系统运行模式。

当可再生电能无供给时，系统运行在热备模式，电解槽停止运行。系统阀门1的Ⅰ端打开，Ⅱ端保持关闭；阀门2打开；阀门3的Ⅰ端打开，Ⅱ端保持关闭。通过上述操作，使热罐出口导热油加热电解槽入口给水，以维持PEM电解槽入口给水温度。此外，辅机设备均保持关闭状态，包括冷却装置、气水分离器以及补水通道。热备模式下可维持电解槽入口给水达到70 ℃，从而使电解槽可以在额定工况下进行热启动。

当可再生电能进行供给时，系统进入制氢模式，电解槽可以在额定电流下进行热启动。系统阀门1的Ⅰ端关闭，Ⅱ端保持打开；阀门2关闭；阀门3的Ⅰ端打开，Ⅱ端打开。辅机设备随电解槽启动一并开启，包括冷却装置、气水分离器以及补水通道。在制氢模式下，合成氨系统启动，抽取其产生的一股余热气体加热冷罐出口导热油，并在热罐储满后停止抽取。

2　系统仿真建模

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2.1　质子交换膜电解槽

采用MATLAB/Simulink软件，构建了质子交换膜电解槽动态模型，模型主要包括电化学、质量平衡以及热量平衡3个方面。PEM电解水制氢过程阳极和阴极反应如式(1)和式(2)所示：水在阳极侧发生氧化反应，失去电子，生成氧气和质子；随后，电子通过外电路到达阴极，质子通过质子交换膜传导至阴极，在阴极处被还原生成氢气。

H 2 O → 12 O 2 + 2 H + + 2 e −

(1)

2 H + + 2 e − → H 2

(2)

2.1.1　电化学子模型

电解槽实际电压高于理想的可逆电压，可由可逆电压、活化过电压、浓差过电压以及欧姆过电压计算：

V = V r e v + V a c t + V c o n c + V o h m

(3)

式中：V_rev为可逆电压，也是PEM电解槽电池的最小理论电压；V_act为由于电化学反应产生的活化过电压；V_conc为电解装置内传质扩散造成的浓差过电压；V_ohm为由于电解池电阻产生的欧姆过电压。

可逆电压可以通过Nernst方程^[29-30]计算：

V rev (T, p) = Δ G (T, p 0) 2 F + R U ⋅ T 2 F ⋅ ln (p H 2 ⋅ (p O 2) 0.5 p H 2 O)

(4)

式中：R_U为理想气体常数，8.314 J/(mol·K)；T为电池的工作温度，K；F为法拉第常数，96 485.34 C/mol；

p H 2

、

p O 2

以及

p H 2 O

分别表示氢气、氧气和水的分压。

考虑Butler-Volmer方程，阳极和阴极侧的活化过电位可以表示为^[30-31]：

V a c t, j = R U ⋅ T a j ⋅ F ⋅ arcsinh i 2 i 0, j

(5)

式中：下标j表示电极类型，当j=an时为阳极活化过电位，当j=cat时为阴极活化过程；a为电荷转移系数；i和i₀分别为工作电流密度和交换电流密度，A/cm²。在对交换电流密度的温度依赖性进行建模时，通常采用Arrhenius型表达式^[25-27]。

浓差过电压是由于在电极中发生的质量传输限制造成的，式(6)和式(7)分别用于模拟阳极和阴极侧的浓差过电压^[23]：

V c o n c, a n = R U ⋅ T 4 F ⋅ ln (C O 2, a n, m e m C O 2, a n, c h)

(6)

V c o n c, c a t = R U ⋅ T 4 F ⋅ ln (C H 2, c a t, m e m C H 2, c a t, c h)

(7)

式中：

C O 2, a n, m e m

和

C O 2, a n, c h

分别为阳极通道和膜电极界面处的氧气浓度，mol/cm³；

C H 2, c a t, m e m

和

C H 2, c a t, c h

分别为阴极通道和膜电极界面处的氢气浓度，mol/cm³。

欧姆过电压主要由通过膜造成的电压损失决定，欧姆过电压可由下式表示：

V o h m = 1 σ m e m ⋅ t m e m A c e l l ⋅ I

(8)

式中：σ_mem为膜离子电导率，主要取决于操作温度和膜含水量，S/cm；t_mem为膜厚度，cm；A_cell为单电池活性面积，cm²；I为电池工作电流，A。

2.1.2　质量平衡子模型

阳极室氧和水的质量平衡为：

d N O 2, a n d τ = N ˙ O 2, a n, g e n − N ˙ O 2, a n, o u t

(9)

d N H 2 O, a n d τ = N ˙ H 2 O, an,in − N ˙ H 2 O, an,cons − N ˙ H 2 O, mem − N ˙ H 2 O, an,out

(10)

式中：

N ˙ O 2, a n, g e n

和

N ˙ H 2 O, an,cons

分别为电解反应产生的氧量和消耗的水量，由Faraday定律计算，mol/s；

N ˙ H 2 O, an,in

为在阳极通道入口水的摩尔流量，mol/s；

N ˙ O 2, a n, o u t

和

N ˙ H 2 O, an,out

分别为在阳极通道出口氧气和水的摩尔流量，mol/s；

N ˙ H 2 O, mem

为水穿过膜的流量，mol/s。

同样阴极通道的质量平衡由下式给出：

d N H 2, cat d τ = N ˙ H 2, cat,gen − N ˙ H 2, cat,out

(11)

d N H 2 O, cat d τ = N ˙ H 2 O, cat,in + N ˙ H 2 O, mem − N ˙ H 2 O, cat,out

(12)

式中：

N ˙ H 2, cat,gen

为电解反应产生的氢气量，由Faraday定律估计，mol/s；

N ˙ H 2, cat,out

和

N ˙ H 2 O, cat,out

分别为在阴极通道出口氢气和水的流量，mol/s；

N ˙ H 2 O, cat,in

为在阴极通道入口水的摩尔流量，mol/s，本模型

N ˙ H 2 O, cat,in

为0，因为所分析的电解槽水被单向供应到阳极侧。

2.1.3　能量平衡子模型

整个电解槽的能量平衡如下：

c p, PEM ⋅ d T d τ = N ˙ H 2 O, an,in ⋅ H H 2 O, an,in − N ˙ H 2, cat,out ⋅ H H 2, c a t, out − N ˙ H 2 O, c a t, out ⋅ H H 2 O, c a t, out ​ − N ˙ O 2, a n, out ⋅ H O 2, a n, out − N ˙ H 2 O, a n, out ⋅ H H 2 O, a n, out + W el − Q loss

(13)

式中：c_p,PEM为电解槽比热容，kJ/K；H_an,in/out为物质在阳极入口/出口的摩尔焓，kJ/mol；H_cat,out为阴极出口物质的摩尔焓，kJ/mol；W_el为提供给电解槽的电功率，kW；Q_loss为电解槽损失的热功率，kW。摩尔焓随温度变化的函数参考文献[28]。

电堆的热损失由下式计算：

Q loss = n cell ⋅ U cell-env ⋅ A cell-env ⋅ (T − T env)

(14)

式中：n_cell为单电池数量；U_cell-env为单电池的换热系数，kW/(m²·K)；A_cell-env为单电池的换热面积，m²；T_env为环境温度，K。

质子交换膜电解槽模拟参数^[29]见表1。

2.2　辅机系统模型

辅机系统主要包括换热器、给水泵以及气水分离器。

2.2.1　换热器

热交换需要考虑4个控制单元的温度：热流体管道温度、热流体温度、冷流体管道温度与冷流体温度。下面以热流股加热冷流股为例，给出各单元温度的求解公式。热流股管道温度为：

c ht m ht d T ht d τ = Q hf,ht + Q cond

(15)

式中：c_ht为热流股管道比热容，J/(kg·K)；m_ht为节点质量，kg；Q_hf,ht为热流股与热管道的对流换热量，W；Q_cond为节点热传导量，W。

热流股出口温度为：

c v, h f N hf d T hf d τ = Q ˙ ht,hf + Q ˙ ct,hf + Q ˙ hf,in − Q ˙ hf,out

(16)

式中：c_v,hf为热流股比热容，J/(kg·K)；N_ht为节点内的热流股摩尔流量，mol/s；Q_ht,hf为热管道与热流股的对流换热量，W；Q_ct,hf为冷管道与热流股的对流换热量，W；Q_hf,in/out为热流股进出口热量，W。

冷流股管道温度为：

c ct m ct d T ct d τ = Q ˙ cond + Q ˙ hf,ct + Q ˙ cf,ct

(17)

式中：c_ct为冷流股管道比热容，J/(kg·K)；m_ct为节点质量，kg；Q_hf,ct为热流股与冷管道的对流换热，W；Q_cf,ct为冷流股与冷管道的对流换热，W。

c v, c f N cf d T cf d τ = Q ˙ ct,cf + Q ˙ cf,in − Q ˙ cf,out

(18)

式中：c_v,cf为冷流股比热容，J/(kg·K)；N_ct为节点内的冷流股摩尔流量，mol/s；Q_ct,cf为冷管道与冷流股的对流换热，W；Q_cf,in、Q_cf,out分别为冷流股进出口热量，W。

2.2.2　给水泵

水泵模型采用直流电机进行模拟，其转速与出口给水量之间存在直接关联。该模型可以描述为^[30]：

d θ d τ = 1 L [V − R ⋅ I − V b] V b = K e d θ d τ = K e ⋅ ω m d 2 θ d τ 2 = 1 J [K t ⋅ I − b d θ d τ]

(19)

式中：I为电流；R为电阻；V为电压；K_e为电动势常数；K_t为电机转矩常数；b为电机黏性摩擦常数；θ为转子位移；J为转子转动惯量；L为电感；ω_m为转子角速度。转子角速度与给水流量的关系如下：

ω m = N ˙ H 2 O, an,in ⋅ k pump

(20)

式中：

N ˙ H 2 O, an,in

为给水流量；k_pump为根据商业水泵数据表计算的常数。

2.2.3　气水分离器

气水分离模型主要考虑进出口质量平衡，根据分离效率，将水气分离模型表示为：

d m d τ = m in − m out

(21)

m in = m H 2, in + m H 2 O, in

(22)

m out = [m H 2, in ⋅ n s + m H 2 O, in ⋅ (1 − n sl)] + [m H 2, in ⋅ (1 − n s) + m H 2 O, in ⋅ n sl]

(23)

式中：m_in为进口总质量流量，kg/s；

m H 2, in

和

m H 2 O, in

分别为进口氢气和水的质量流量，kg/s；n_s和n_sl分别为氢和水的分离效率。

为求出水气分离出口温度，其能量平衡模型如下：

c p ， SEP ⋅ d T d τ = (m H 2,in − m H 2 O,out) MW H 2 O ⋅ H H 2 O + (m H 2,in − m H 2, out) MW H 2 ⋅ H H 2 + (m O 2, in − m O 2, out) MW O 2 ⋅ H O 2 − Q loss,SEP

(24)

式中：c_p,SEP为气水分离器的比热容，J/K；MW为摩尔质量，g/mol；H为摩尔焓，kJ/mol；Q_loss,SEP为气水分离器分离时的热损失，kW，取值取决于热阻R_SEP^[31]。

2.2.4　储热系统

储热系统包括热罐及导热油泵，模型如下^[32]：

d T f d t = γ c h c p, i n f i n T i n − γ d i s c p, o u t f o u t T o u t M f c p, f

(25)

式中：T_f为热罐中导热油温度，K；f_in、f_out分别为热罐进、出口导热油质量流量，kg/s；c_p,f为热罐中导热油的比热容，J/(kg·K)；γ_ch和γ_dis分别为充、放热过程的状态参数。当制氢模式储热时，γ_ch和γ_dis分别为1和0；当热备模式放热时，γ_ch和γ_dis分别为0和1。

导热油泵采用非设计模型，其相对效率与流量呈三次多项式关系^[33]：

η p u m p η p u m p, d = a (F / F d) 3 + b (F / F d) 2 + c (F / F d) + d

(26)

式中：η_pump、η_pump,d分别为泵效率实际值、设计值；F为流体体积流量，m³/h；a、b、c、d为拟合系数。

非设计工况下泵出口流体的焓计算如下：

η p u m p (h o u t − h i n) = h o u t, i s − h i n

(27)

式中：下标is为等熵状态下的出口焓。

泵的功耗可表示为：

W p u m p = m o il (h o u t − h i n)

(28)

表2为辅机系统模拟参数^[34-35,36]，表3为系统投资^[34-37]。

2.3　性能评价指标

净现值（net present value，NPV）是一种简单直观的经济性评价指标，用于评估项目是否能够满足整个项目生命周期内的投资回报。计算方法为将所有收入相加，减去整个生命周期内所有支出（包括初始成本）^[38]。

NPV = ∑ t = 0 N (CF t, in − CF t,out) (1 + r) − t

(29)

式中：CF_t,in和CF_t,out分别为第t年的总收入和总支出，万元；N为项目的寿命，年；r为贴现率。

3　结果与分析

收起

本文构建了一种集成合成氨余热储存利用的风光驱动PEM电解制氢/热备双模式系统，PEM电解槽制氢容量为195 m³/h（标况下，下同）。热备模式下单位制氢容量耗功与给水流量关系如图3所示。当给水流量控制在1.118 kg/s时，可保持热备模式下单位制氢容量耗电功率在0.5 kW以下。按照温度对口和热量匹配的需求，选取了合成氨工艺深冷空分的2级压缩机出口流股（99.85%N₂+ 0.15%Ar），该流股温度198.4 ℃，流量5.296 kg/s。

本节首先展示了模型验证结果，然后开展了系统动态响应特性分析，包括系统启动过程性能分析和系统模式切换性能分析，最后对比分析了无热备和有热备模式的系统的经济性。

3.1　模型验证

PEM电解槽在稳态工况下的电流电压I-V曲线验证以及在动态工况下的启动过程验证分别如图4和图5所示。由图4可见，分别在电解槽温度55 ℃、阴极压力5 MPa，以及温度60 ℃、阴极压力1 MPa的运行工况下作I-V曲线并与文献[29]数据的对比结果表明，所建PEM电解槽模型的误差均在允许范围内。图5展示了对电解槽施加不同电流时的温度动态响应过程，动态仿真与参考值的误差在允许范围内。以上结果表明，所建立的电解槽动态模型准确可靠。

3.2　系统动态响应特性分析

3.2.1　启动过程系统性能分析

系统启动性能主要关注PEM电解槽启动时的动态响应特性。基于实际工程应用中电解槽的运行过程，定义其启动流程为：电解槽在设定的启动电流下启动，当电解槽温度达到稳定后，逐步将电流提升125 A（即电流阶跃增加步长125 A），直至额定电流3 625 A，进入最大负荷运行状态^[39-40]，此时电解槽达到额定负荷运行状态且氢气产出流量稳定，视为启动完成。依据上述定义，图6展示了PEM电解槽在不同温度下的启动过程。不同启动温度导致启动电流的差异，在低温启动时，启动电流较小。这是因为低温条件下离子电导率偏低^[36]，离子传输阻力较大，若施加较大电流则会导致电解槽内部电压损失增加，进而导致过热超温并影响电解槽寿命。此外，启动电流随启动温度增加而增大。

由图6可知，在70 ℃热启动时，可施加额定电流，此时启动时间最短，仅为15 s。因此，建议电解槽热备温度维持在较高值，以使电解槽具备快速热启动能力，从而更有效地响应风光发电出力波动。

3.2.2　模式切换过程系统性能分析

系统模式切换性能分析主要涵盖以下几个方面：热备模式下PEM电解槽的热启动特性分析，以及从额定负荷电流降至零输入电流的动态响应分析。图7展示了PEM电解槽在无热备模式下的动态响应。可以看出，电解槽在25 ℃冷启动时需施加2 500 A的启动电流，启动过程耗时512 s。电解槽运行1 h后停止，并且没有热罐对电解槽入口给水进行加热时，电解槽自身温度迅速下降至环境温度。

图8和图9分别展示了“热备-制氢-热备”模式切换下PEM电解槽及热罐的动态响应。在PEM电解槽热备模式下，入口给水温度为70 ℃，经过与环境的换热后电解槽自身可维持在47.5 ℃。此时，在热启动过程中可施加3 000 A的启动电流，使系统进入制氢模式。热启动过程在274 s内完成，氢气产出达到额定制氢量195 m³/h，相较无热备模式电解槽可减少启动时间238 s。图9中，在1 h内，由合成氨工艺深冷空分2级压缩机出口的热流股加热导热油，导热油通入热罐，热罐（容量10.8 t）以3 kg/s的进口流量完成储热，最终温度达到146.9 ℃。在第1 h施加给PEM电解槽的电流从3 625 A阶跃降至0 A，使其由制氢模式切换至热备模式。此过程中，可以观察到储热系统的热罐导热油储量及温度的动态变化。结果表明，热罐以0.64 kg/s的流速输出146.9 ℃导热油，以加热停运的PEM电解槽出口给水，抵消电解槽停运时的环境热损失，从而维持电解槽的自身温度。热罐的导热油量和热量在4.68 h内消耗完毕，表明热备状态可持续维持4.68 h。其次，对电解槽的动态响应进行观察，主要包括电解槽入口给水温度及电解槽本体温度。在第1 h，电解槽由制氢模式切换至热备模式，循环给水经过电解槽与环境换热后温度逐渐降低至47.5 ℃；此时，电解槽出口（同时为入口）的给水经由热罐导热油加热至70 ℃，保持制氢模式和热备模式下电解槽入口给水温度一致。由图8可见，入口给水温度在1 h处出现轻微震荡，这是由于导热油与入口给水换热过程中的热滞后所致，但对热备过程的推进无显著影响。因此，在热备模式可持续运行4.68 h的情况下，通过合理规划制氢模式和热备模式的切换时序，有望延长电解槽的使用寿命，并充分发挥双模式运行的优势。

3.3　经济性评估

针对195 m³/h的PEM电解槽，图10展示了吉林大安某地12个典型日风光逐时出力数据，其中天数表示每个典型日在1年中出现的次数。假设自然日之间相互独立，PEM电解槽的启动功率为585 kW，则1年中无热备模式下PEM电解槽需冷启动共309次，而在热备可持续4.68 h的情况下，PEM电解槽启动仅需191次。在寿命期内拥有相同启动次数的情况下，无热备模式的PEM电解槽一般寿命为6.85年，热备模式下的PEM电解槽寿命可达到11.08年。

基于本文2.3节NPV计算方法及气象数据下的PEM电解槽寿命年限假设，以及在风光可再生电力不计入成本的情况下，以输出氢气为收益目标，对比有、无热备模式电解制氢系统经济性。图11为系统20年净现值比较。在前6年内，无热备模式系统由于无需额外投资换热、储热系统，净现值均超过有热备模式操作系统。从第7年开始，无热备模式系统由于电解槽到达寿命6.85年，需要更换电解槽；然而，有热备模式系统避免了频繁冷热循环和启动停机，使电解槽性能衰减速率下降，提高了寿命使用年限，因此无热备模式系统净现值远低于有热备模式系统净现值。有热备模式系统在第12年需更换电解槽，因此第12年的净现值有所下降。总体而言，短期内951 kW的PEM电解槽无热备模式系统具有优势；然而，若长期运行，有热备模式951 kW的PEM电解槽通过耦合10.8 t热罐系统，可减少运维和设备更换频率，收益更大。长期来看，热备模式操作系统在第7年后预计收益将超过无热备系统，因此可维持良好的经济效益。

4　结论

收起

本文提出了一种集成合成氨余热储存的风光驱动PEM电解槽制氢/热备双模式，该系统通过利用合成氨工艺中深冷空分二级压缩机出口流股的热量，促进了合成氨工艺的余热回收和储存，通过双模式运行策略大大降低了电解槽的启动时间，提高了电解槽应对风光出力波动的响应能力，推进了风光制氢合成氨工艺。

1）系统耦合合成氨工艺中深冷空分的热量，实现了合成氨工艺的余热回收和储存，为合成氨和电解水制氢的高效集成提供了参考。

2）新系统具有制氢、热备2种运行模式，系统在制氢模式下回收余热，在热备模式下保持电解槽一定的热启动温度以提高启动速率。951 kW的PEM电解槽在热备模式下保持入口给水温度70 ℃时，可将电解槽温度维持在47.5 ℃，电解槽在此温度下热启动耗时274 s，相较于25 ℃冷启动减少了238 s，更有利于响应风光出力波动。

3）新系统的热备模式下仅由给水泵耗电，951 kW的PEM电解槽单位制氢容量耗电功率仅为0.49 kW，且10.8 t热罐以3 kg/s进口热流股速率储热时，可在1 h内完成储满，可供给PEM电解槽系统持续4.68 h的热备运行时间。

4）新的热备模式操作在长期来看，通过集成合成氨余热的制氢/热备双模式运行，预计电解槽产生的收益将超过其成本，可维持良好的经济效益。

5）未来可进一步探讨优化入口给水流量和温度、热罐容量及其蓄热和放热流量与温度对电解槽热备温度的提升效果，以提高电解槽热启动温度，缩短启动时间，并延长电解槽的运行寿命，从而提升系统的整体经济性。

基金

收起

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参考文献

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文献

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2025年第54卷第8期

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doi: 10.19666/j.rlfd.202411252

接收时间：2024-11-28
首发时间：2026-03-05
出版时间：2025-08-25

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收稿日期：2024-11-28

基金

Major Project of National Natural Science Foundation of China(52090064)

国家自然科学基金重大项目(52090064)

作者信息

^1.国核电力规划设计研究院有限公司，北京　100095

^2.华北电力大学能源动力与机械工程学院，北京　102206

^3.吉林电力股份有限公司，吉林　长春　130028

^4.大安吉电绿氢能源有限公司，吉林　白城　131399

通讯作者:

张汉飞（1986），男，博士，讲师，主要研究方向为先进能量系统集成优化技术，hanfei.zhang@ncepu.edu.cn。

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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	项目	数值	公式
电化学子模型	单电池活性面积/cm²	2 500	(8)
阳极电荷转移系数	2	(5)
阴极电荷转移系数	0.5	(5)
热量平衡子模型	电解槽热容量/(J·K^–1)	2.26×10⁶	(13)
单电池与外界环境的换热面积/cm²	2 500	(14)
单电池与外界环境的换热系数/(W·(m²·K)^–1)	14.4	(14)
单电池数量	130	(14)

项目

数值

公式

电化学子模型

单电池活性面积/cm²

2 500

(8)

阳极电荷转移系数

(5)

阴极电荷转移系数

0.5

(5)

热量平衡子模型

电解槽热容量/(J·K^–1)

2.26×10⁶

(13)

单电池与外界环境的换热面积/cm²

2 500

(14)

单电池与外界环境的换热系数/(W·(m²·K)^–1)

14.4

(14)

单电池数量

130

(14)

项目	数值	公式
换热器	管道数量	252
换热器材料比热容/(J·(kg·K)^–1)	480	(15)、(17)
换热器材料密度/(kg·m^–3)	7 850
导热油比热容/(J·(kg·K)^–1)	1 668	(16)、(18)
给水泵	转子转动惯量/(kg·m²)	0.01	(19)
电机黏性摩擦常数/(N·m·s)	0.10	(19)
电动势能常数/(V·rad^–1·s^–1)	0.01	(19)
电机转矩常数/(N·m·Ap^–1)	0.01	(19)
电阻/W	1.00	(19)
电感/H	0.5	(19)
商业水泵换算常数/(kg·m²)	0.01	(20)
气水分离器	气水分离器比热容/(J·K^–1)	4.26×10⁴	(24)
热阻/(K·W^–1)	0.001	(24)
氢气分离效率/%	99	(23)
水分离效率/%	99	(23)

项目

数值

公式

换热器

管道数量

252

换热器材料比热容/(J·(kg·K)^–1)

480

(15)、(17)

换热器材料密度/(kg·m^–3)

7 850

导热油比热容/(J·(kg·K)^–1)

1 668

(16)、(18)

给水泵

转子转动惯量/(kg·m²)

0.01

(19)

电机黏性摩擦常数/(N·m·s)

0.10

(19)

电动势能常数/(V·rad^–1·s^–1)

0.01

(19)

电机转矩常数/(N·m·Ap^–1)

0.01

(19)

电阻/W

1.00

(19)

电感/H

0.5

(19)

商业水泵换算常数/(kg·m²)

0.01

(20)

气水分离器

气水分离器比热容/(J·K^–1)

4.26×10⁴

(24)

热阻/(K·W^–1)

0.001

(24)

氢气分离效率/%

(23)

水分离效率/%

(23)

项目	无热备模式系统	有热备模式系统
电解槽成本/(元·kW^–1)	6 745	6 745
槽容量/kW	951	951
出口氢气（标况下）/(m³·h^–1)	195	195
氢气单价/(元·kg^-1)	36	36
年运行时长/h	8 000	8 000
电解槽寿命/a	6.85	11.08
换热器价格/元		8 669
换热器数量/个		2
导热油价格/(元·kg^–1)		5
导热油量/kg		10 800
导热油泵/元		800
贴现率/%	8	8
年收益/万元	286.44	286.44
寿命周期成本/万元	1 402.62	1 409.77

项目

无热备模式
系统

有热备模式
系统

电解槽成本/(元·kW^–1)

6 745

槽容量/kW

951

出口氢气（标况下）/(m³·h^–1)

195

氢气单价/(元·kg^-1)

年运行时长/h

8 000

电解槽寿命/a

6.85

11.08

换热器价格/元

8 669

换热器数量/个

导热油价格/(元·kg^–1)

导热油量/kg

10 800

导热油泵/元

800

贴现率/%

年收益/万元

286.44

寿命周期成本/万元

1 402.62

1 409.77