陳笑云，馮忠楠，魏繁榮，翁漢琍，林湘寧

（1.三峽大學 新能源微電網(wǎng)湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心，湖北 宜昌 443002；2.華中科技大學 強電磁工程與新技術國家重點實驗室，湖北 武漢 430074）

0 引言

現(xiàn)階段世界各國正朝著更加可持續(xù)發(fā)展的系統(tǒng)發(fā)展，我國出臺了碳達峰、碳中和的“雙碳”目標，加快推進能源轉型，大力發(fā)展清潔能源［1］。根據(jù)氫能源產(chǎn)業(yè)戰(zhàn)略發(fā)展報告，氫將在未來能源系統(tǒng)中發(fā)揮重要作用［2］。隨著新能源發(fā)電和電解制氫成本的持續(xù)下降，海上風電與制氫耦合成為確保氫氣穩(wěn)定供應和降低成本的一種有前景的方法［3］。

盡管“綠氫”的生產(chǎn)成本可以由過剩電能支撐，但上游綠色生產(chǎn)基地與下游需求中心之間有著較大的地理隔閡［4］，導致氫能供應的中游儲運階段成本居高不下［5］，因此，優(yōu)化具有成本優(yōu)勢的氫供應鏈（hydrogen supply chain，HSC）是現(xiàn)階段氫能領域的研究熱點，這對實現(xiàn)能源戰(zhàn)略轉型至關重要［4］。

文獻［5-7］為解決供需時空分布不平衡的難題，提出將電網(wǎng)納入HSC，以快速、經(jīng)濟地遠距離輸送能源。文獻［8］提出一種氫氣路徑基礎設施規(guī)劃方法，用于規(guī)劃一次能源及其生產(chǎn)、儲存和輸送網(wǎng)絡。文獻［9］研究基于多目標優(yōu)化的法國地區(qū)HSC 設計，并解決了多周期的長時間尺度問題。隨著氫能利用的規(guī)?；烊粴夤艿罁綒漭斔褪潜厝悔厔荩?0］。文獻［11］為解決風光發(fā)電過剩問題，研究我國利用天然氣管道輸送可再生氫的經(jīng)濟性。文獻［12］利用現(xiàn)有天然氣管道基礎設施，通過多目標優(yōu)化發(fā)電制氫系統(tǒng)優(yōu)化制氫系統(tǒng)的規(guī)模和運行模式。文獻［13］對德國天然氣管道進行技術經(jīng)濟性分析，結果表明，與新安裝氫管道方式相比，天然氣管道輸氫可降低60 % 以上的傳輸成本。值得注意的是，“綠氫”的生產(chǎn)基地往往位于負荷密度低、地理位置偏遠的地區(qū)［2］，而現(xiàn)有研究均不適用于該情景。此外，上述文獻均采用一種有限的氫氣傳輸方式，例如卡車或管道，而未充分考慮各方式的優(yōu)劣，無法兼顧成本競爭力、傳輸靈活性及低碳性。本文結合多種傳輸方式的優(yōu)點，采用移動式儲氫協(xié)助氣網(wǎng)發(fā)散輸送，形成以天然氣管道為主、移動式儲運為輔的氫供應鏈路。

在天然氣管道輸氫方面，現(xiàn)有研究基于穩(wěn)態(tài)條件，所采用的動態(tài)方程僅與管道兩端壓強和流量有關，未充分計及輸送混氫天然氣的動態(tài)特性因素。需要注意的是，供需側的波動、輸送過程的長延時、氫氣濃度分布的時變特性均顯著增加了天然氣管網(wǎng)的動態(tài)不確定性［14］。此外，注氫會導致天然氣管道內氣體空間分布不均勻，特別是在長輸管道內，壓強、流量、氫氣濃度的空間分布特征不可忽視。因此，含氫天然氣管網(wǎng)的動態(tài)特性是值得考慮的因素。

由于管網(wǎng)輸氫規(guī)模有限，暫時無法實現(xiàn)大容量遠距離輸送［10］，因此，在移動式儲運方面，選擇低碳低成本的運輸方式輔助管網(wǎng)輸送至關重要。我國南方地區(qū)水路資源豐富，運量大、運費低且碳排放少，運氫條件優(yōu)越［15-16］。相較于傳統(tǒng)的卡車運輸，船舶內河運輸具有突出優(yōu)勢，但受限于航運時間、河流流速、港口交付等因素，只能滿足小時級別的運輸調度，精細化程度不足。同時，管網(wǎng)具有動態(tài)管儲特性［12］，可滿足分鐘級別的調度要求，具有靈活性。因此，本文考慮氣網(wǎng)和水網(wǎng)的不同調度尺度，提出多時間尺度滾動優(yōu)化，應對不同時間維度下的負荷需求。

基于以上分析，本文提出氣網(wǎng)-水網(wǎng)協(xié)同的HSC靈活調度和路由模型，本文的主要創(chuàng)新點如下：在天然氣管網(wǎng)輸送方面，建立考慮氣體組分與流量變化關系的動態(tài)管網(wǎng)模型，采用有限單元法求解管道輸送動態(tài)模型，并基于所建動態(tài)模型分析氫氣輸送的動態(tài)特性；在移動式儲運方面，構建儲氫罐水網(wǎng)航運模型，即各港口之間的內河運輸，通過船舶實現(xiàn)規(guī)?；\氫；考慮氣網(wǎng)和水網(wǎng)的不同調度尺度，提出多時間尺度滾動優(yōu)化策略，能較好地應對不同時間維度下的負荷波動，并根據(jù)所建氣網(wǎng)-水網(wǎng)模型，對負荷需求波動進行精細化調度與平抑，降低波動率和運行成本。仿真算例驗證了所提模型的有效性和合理性。

1 基于氣網(wǎng)-水網(wǎng)協(xié)同的HSC

在“雙碳”目標下，海上風電制氫是一種具有巨大創(chuàng)新潛力的前瞻性方案，可以在一定程度上解決海上風電發(fā)展所面臨的消納難題［17-18］，為電解水制氫提供清潔綠色電能。實際上，現(xiàn)階段氫能產(chǎn)業(yè)發(fā)展的重要制約因素不在于制氫，而在于儲運氫，中游儲運的高成本阻礙了整體氫能產(chǎn)業(yè)的發(fā)展，因此，高效、低成本的氫氣儲運技術是實現(xiàn)大規(guī)模用氫的必要保障［19］。

HSC 結構如圖1 所示，主要包括海上運輸、內河運輸和管網(wǎng)運輸三部分。海上風電場設有海上制氫平臺，包括儲氫系統(tǒng)，能夠利用風電場的富余電能電解制氫和儲氫；調度中心根據(jù)平臺氫氣產(chǎn)量情況，完成平臺與沿海港口之間的調度運輸工作。

圖1 HSC結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of HSC structure

沿海港口作為HSC 的中心樞紐，承擔著從氫源到注氫節(jié)點（inject node，IN）的運輸任務，即海港和一組陸港之間的船舶運輸，每個陸港都會單獨作為一個管網(wǎng)IN。載有儲氫罐的船舶從海港出發(fā)，依托內河水網(wǎng)前往IN進行卸載，滿足IN的負荷和注氫需求，實現(xiàn)規(guī)?；\氫。

混氫管網(wǎng)中包括負荷節(jié)點（load node，LN）和IN，IN 在管網(wǎng)內擔任集散中心的角色，即1 個IN 負責多個LN 的供給。IN 混入比例為10 % 的氫氣，LN為加氫站，從天然氣管網(wǎng)中獲取氫氣，利用變壓吸附（pressure swing adsorption，PSA）系統(tǒng)從天然氣中分離氫氣。對于加氫站而言，目前PSA 系統(tǒng)供應的氫氣是一種更經(jīng)濟的選擇［20］。

IN 和LN 作為管網(wǎng)中的供需側，存在一定的波動性，而且管網(wǎng)的大慣性、長延遲以及氫氣濃度分布參數(shù)特性均顯著增加了天然氣管網(wǎng)動態(tài)特性的不確定性，因此，本文建立考慮氣體成分隨流量變化的動態(tài)管網(wǎng)模型，并采用單元法對模型進行求解。

基于可靈活輸儲調度的HSC 優(yōu)化策略如圖2 所示。調度中心考慮IN 與LN 氫負荷需求的變化，調整沿海港口的調度計劃，實現(xiàn)供需平衡，并根據(jù)短時間尺度內LN的負荷波動，利用天然氣管網(wǎng)的動態(tài)管儲特性對其進行平抑。

圖2 HSC優(yōu)化策略Fig.2 Optimization strategy of HSC

1.1 混氫天然氣動態(tài)輸送模型

本文在天然氣系統(tǒng)管道輸送模型的基礎上，建立混氫天然氣的動態(tài)輸送模型。需要對管道內的氫氣濃度在不同位置和時間上進行動態(tài)模擬，當氣體組分發(fā)生變化時，受質量守恒定律、動量守恒定律和實際氣體定律的約束［21］，如式（1）—（3）所示。

連續(xù)性方程為：

動量方程為：

實際氣體狀態(tài)方程為：

式中：ρ為混合氣體的密度；t為調度時刻；v為氣體流速；x為單位長度；P為壓強；f為氣體摩擦因子；D為管道內徑；θ為管道傾斜角度；g為重力加速度；z為混合氣體的壓縮因子；R為混合氣體的氣體常數(shù)；T為環(huán)境溫度。

由式（1）—（3）可知，描述管道氣體流動的方程相當復雜，只能采用數(shù)值方法進行求解［22］。此外，天然氣管網(wǎng)可能包含數(shù)百條管道以及節(jié)點和其他組件，這些無法全部在方程中考慮。因此，在保持一定精度的同時，需要忽略一些細節(jié)來簡化方程。本文假設溫度變化對氣體流動的影響忽略不計，即保持為環(huán)境溫度，且管道總是保持水平狀態(tài)，即θ=0°。

單元管道示意圖如圖3 所示。圖中：Δx為單元長度；將管道分割為有限等長度的單元管道，并且在每個小管道內假設氫氣組分、氣體密度、壓強等與單元內空間分布無關，Pi為第i個單元管道的壓強，qin、qout分別為單元管道的入口流量和出口流量?？闪袑懫⒎直磉_式，即：

圖3 單元管道示意圖Fig.3 Schematic diagram of unit pipeline

式中：q為質量流量。

聯(lián)立方程式（4）—（6），可以得到每個單元內氣體動態(tài)方程的偏微分方程，如式（7）、（8）所示。

式中：Δq為各單元的進出口流量差；Δp為相鄰單元的壓強差；s為單元的橫截面積。此外，混合氣體的壓縮因子、摩擦因子f的值會隨著混合氣體的組分變化而實時更新。文獻［23］提出一種快速準確計算混合氣體壓縮因子的方法，計算公式如式（9）所示。

式中：pc、Tc分別為氣體的臨界壓強和臨界溫度。

在湍流條件下，氣體摩擦因子f通常由經(jīng)驗方程估計，即Coolebrook-White方程［24］，如式（10）所示。

由于f在式（10）中是隱式的，只能通過迭代求解［24］，因此，本文采用一種適用于管道湍流流動的顯式近似法來簡化計算，即：

式中：雷諾數(shù)Re為慣性力和摩擦力的比值；r為管道粗糙度；η為流體的動態(tài)黏度；ρH、ρg分別為氫氣和天然氣的密度；ε為氫氣的體積分數(shù)?；鞖涮烊粴獾拿芏劝凑绽硐牖旌线^程進行計算。

假設在單條管道的入口輸入氫氣，供氣管道的出口為收集氫氣的加氫站，第1 個小單元管道考慮理想混合狀態(tài)。從第1 個單元向后依次進行計算，在最后一個單元的質量流量計算完成后，通過支流流量計算將參數(shù)傳遞給下一個管道的第1 個單元。由此，可計算出式（7）、（8）中第n個單元管道在單位時間內的參數(shù)。因此，對于整條管道，每個小單元管道的參數(shù)不同。本文采用ODE45 算法求解流量和壓強，流程圖如圖4 所示。圖中：Pt、qt分別為t時刻的壓強和質量流量；qi為第i個單元的質量流量。

圖4 流量和壓強求解流程圖Fig.4 Solving flowchart of flow and pressure

1.2 管道動態(tài)儲氫模型

通常，氣體是可以被壓縮的，因此，瞬時動力學相當緩慢［25］。若每個節(jié)點的流入和流出速率不隨時間而變化，則管道內的氣體會在一定的時間內達到恒壓狀態(tài)，且管道內氣體的存量保持不變。但在實際中各節(jié)點的氣體負荷具有波動性，每個時刻的節(jié)點流入和流出速率總是在變化的，這就導致管道系統(tǒng)始終處于非穩(wěn)定狀態(tài)。此外，與電能的傳輸不同，混氫天然氣無法被立即從管道入口處輸送至管道出口處，需要管儲的幫助，以滿足節(jié)點氣體平衡條件。本文運用單元分割的思想來近似表達管道內氣體的質量，將每個單元管道看作是一個動態(tài)儲氣罐，因此，管道的動態(tài)儲氫模型可以描述為：

式中：mn，t、ρn，t分別為t時刻第n個單元管道的氫氣質量和密度，根據(jù)mn，t可以求出ρn，t；qn，t為t時刻第n個單元管道的質量流量；N為單元管道總數(shù)；mmaxpip、m分別為管道最大、最小儲氫量。

1.3 水網(wǎng)航運模型

本節(jié)構建儲氫罐的水網(wǎng)航運模型，將管網(wǎng)INj看作陸港，滿載儲氫罐的船舶從海港出發(fā)，前往一組陸港碼頭進行卸載，目標是通過船舶實現(xiàn)規(guī)模運氫，并盡可能滿足管網(wǎng)IN 的氫氣需求，所構建的數(shù)學模型如式（17）—（25）所示。

式中：J為港口集合；xij為布爾變量，若船舶從港口i航行至港口j，則其值為1；pj、dj分別為船舶在港口j的裝載、卸載需求；Wc為儲氫罐c的容量；Zcj、fcs為布爾變量，若儲氫罐c的目的地／始發(fā)地為碼頭j，則Zcj=1，若儲氫罐c由船舶裝載，則fcs= 1；yij、zij分別為船舶從港口i運至港口j的進、出口氫氣量；dij為港口i和港口j間的距離；C為儲氫罐集合；Δt為單位時間；L為儲氫罐在港口裝卸所需時間；M為足夠大的常數(shù)；τij為港口i至港口j的航行時間；psail為航行功率；h為功率損耗系數(shù)；Vship為船舶航行速度；tj為船舶從港口i裝／卸儲氫罐至港口j的總時長；ti為船舶在出發(fā)港口i的時間。式（17）表示船舶的交通流守恒；通過式（18）—（21）滿足港口對儲氫罐的需求，式（21）用于約束船舶在港口j裝卸氫氣的流量平衡；式（23）為港口i與港口j的航行時間，會受河流流速Vw，ij的影響；式（25）為航行功率與速度的關系［26］。

2 多時間尺度HSC優(yōu)化模型

為降低因氫能的供給與負荷預測值在日前與日內偏差引起的負荷波動，建立日前調度和日內滾動兩階段優(yōu)化模型。

本文所建多時間尺度調度框架如圖5 所示，主要包含日前最優(yōu)調度、日內長時間優(yōu)化調度和日內短時間優(yōu)化調度3 個層面。整個多時間尺度調度策略的實施過程如下：日前調度以1 h 為時間尺度，以購能成本、輸送成本以及風電棄風懲罰成本之和最小為目標函數(shù)，得到海上船舶參與的日前購氫路由計劃，執(zhí)行周期為24 h；日內滾動調度遵從日前計劃，考慮氫能傳輸在時間尺度上的差異，通過多時間尺度的滾動優(yōu)化降低氫負荷波動的影響。日前調度與日內調度模型及各模型的耦合關系如附錄A所示。

圖5 日前-日內兩階段調度示意圖Fig.5 Schematic diagram of day-ahead-intraday two stage dispatch

3 算例分析

3.1 天然氣管道輸送氫氣的動態(tài)特性分析

基于所建立的混氫天然氣動態(tài)模型，分別對天然氣管網(wǎng)中的單管和管網(wǎng)系統(tǒng)的輸氫過程進行動態(tài)模擬。管道基礎參數(shù)及混氫天然氣管網(wǎng)節(jié)點圖分別如附錄B 表B1 和圖B1 所示。為了更好地適配PSA分離設備，設置管道初始出口壓強為1 MPa［27］。

在進口壓強和流量不變的情況下，突然增加進口管道的混氫比例，觀察各單元管道混氫比例隨單位時間的變化趨勢，結果如圖6 所示。管道出口混氫比例的變化速率隨著與進出口之間距離的增加而變慢，20 km的管道氫氣濃度的響應速度比較緩慢。

圖6 單管管道混氫比例變化圖Fig.6 Variation diagram of hydrogen ratio for single pipeline

圖7 為單管管道注氫后的氫氣空間分布情況。分別觀察t時刻的混氫比例變化情況，在總長為20 km的單管管道內，混氫比例穩(wěn)定時間約為1 000 s，氫氣濃度變化速率在管道中的傳輸速度遠低于氫氣的傳輸速率。

圖7 單管管道氫分布圖Fig.7 Distribution diagram of hydrogen in single pipeline

為了結合實際調度過程中供需波動的情景，分別在進口流量和出口流量急劇增加的情況下進行動態(tài)模擬。

圖8 為管道進口流量突然增大的情況。由圖可知，當進口流量急劇增大時，出口壓強和出口混氫比例也相應增大，原因在于：進口流量急劇增大，進口壓強也隨之增大，這導致管道進、出口的壓強梯度突然變大，考慮到出口處氣體負荷無波動，因此，出口處的流量也無波動，管道內氣體朝著縮小進、出口壓強梯度的方向變化，出口壓強在上升后達到穩(wěn)定值；在進口混氫比例一定的情況下，進口流量的增大導致管道內含氫量的增加，并且在壓強急劇增加時，混氫比例的總體響應趨勢與進口流量的響應趨勢相同，但明顯慢于進口流量的變化趨勢。

圖8 進口流量突然增大的情況Fig.8 Condition of sudden increase of inlet flow

圖9 為出口處負荷量增加的情況，即管道出口流量急劇增大的情況。由圖可知：當出口流量急劇增大時，進口流量隨之增大，出口壓強相應降低，這是由于流量的大小決定了進口和出口的壓降，流量增加越多，壓降越大；出口混氫比例隨著出口流量的增大而減小，且恢復速度快于圖8（b），這說明氫氣濃度在管道中的傳遞速度較慢。

圖9 出口流量突然增大的情況Fig.9 Condition of sudden increase of outlet flow

綜上所述，對于單管管道，進口流量和壓強突然增加會導致出口混氫比例增加，因此，在天然氣管網(wǎng)加氫時，要警惕流量和壓強的波動，避免出現(xiàn)因混氫比例極高而導致管道材料失效、斷裂等危險情況。氫氣濃度在管道中的傳遞速度遠低于壓強和流量。

圖10 為注氫后天然氣管網(wǎng)管道氫氣分布隨時間的變化情況。由圖可知，在天然氣管網(wǎng)的3 個核心節(jié)點注入氫氣后，系統(tǒng)中大部分管道的氫氣傳輸達到穩(wěn)定需0.3 h 左右，而位于管網(wǎng)右上角的管道長度更長，氫氣傳輸達到穩(wěn)定需0.5 h 左右，這是由于空間中氫氣濃度梯度減小，氫氣傳輸速度緩慢下降。

圖10 注氫后管網(wǎng)變化情況Fig.10 Change condition of pipeline network after hydrogen injection

本文通過分析氫氣傳輸?shù)膭討B(tài)特性以及時延性得出供需波動情景下的調度策略，為HSC 多時間尺度優(yōu)化調度提供了重要依據(jù)。

3.2 HSC調度結果分析

基于圖1 所示的HSC 結構，海上制氫平臺的日前產(chǎn)能情況如圖11 所示。假定日內滾動階段預測時域與控制時域相同，1 h 長時間尺度控制時域取4 h，5 min 短時間尺度控制時域取1 h。本文多時間尺度模型為混合整數(shù)線性模型，可通過MATLAB 2020b平臺調用Gurobi求解器進行快速求解。

圖11 海上運輸調度結果圖Fig.11 Chart of maritime transportation dispatch results

為分析本文所提HSC 策略的高效性和經(jīng)濟性，在日前階段設立4種方案進行對比分析：方案1的模型為本文所提模型；方案2 的輸送策略與方案1 相同，但不考慮動態(tài)特性［9］；方案3 通過傳統(tǒng)的卡車將氫氣運輸至加氫站［25］；方案4新建氫氣管道至IN，并通過天然氣管道發(fā)散式輸送氫氣［9］。4 種方案均包含海上運輸部分，不同方案對比說明如表1所示。

表1 不同方案對比說明Table 1 Comparative explanation of different schemes

3.2.1 日前調度結果分析

4 種方案分別在氫氣產(chǎn)量相同的情況下進行求解分析，得到不同場景下的總經(jīng)濟成本。由圖11 可知，海上制氫平臺的主要工作時段為22 h 之后的夜間，這是由于發(fā)電功率與負荷呈逆向分布，夜間風能資源充裕，而負荷功率水平較低，有大量的富余功率為“綠氫”提供電能，白天則反之。周期內船舶出航5次，共計運輸氫氣約20.7 t。

海上運輸船舶部分經(jīng)濟成本參數(shù)如附錄B 表B2所示。

3.2.2 方案1日前階段調度結果

對圖12 所示的水網(wǎng)與管網(wǎng)交匯情況進行分析。2條內河各由1艘船舶參與儲氫罐的調度分配；管網(wǎng)節(jié)點包括3個IN和8個LN，其中LN的所有負荷均由IN 支撐。圖13 為日前階段方案1 的氫負荷及內河航運調度情況，結合圖12 可知，由于IN3承擔了LN1— LN4的負荷供給，其負荷最大。

圖12 方案1的HSC內陸部分示意圖Fig.12 Schematic diagram of HSC inland part for Scheme 1

圖13 方案1日前調度結果Fig.13 Day-ahead dispatch results of Scheme 1

3.2.3 不同方案優(yōu)化結果經(jīng)濟性分析

本節(jié)分析各方案年運行成本。方案1 的天然氣管道摻氫運輸成本采用文獻［28］的96 元／（km?t），船舶運輸成本采用文獻［29］的0.5 元／（km?t），PSA分離成本設為0.37元／m3［15］；為彌補氫負荷波動，方案2在方案1的基礎上采用少量長管拖車運輸，運輸成本為56 元／（km?t）；方案3 的成本計算參考文獻［30］，采用3 輛槽車運輸，每輛可運輸4 000 kg，運輸價格為135.7元／（km?t）；在方案4中，若建設純氫管道至各加氫站，則會形成縱橫交錯的氫氣管網(wǎng)，建設成本高昂，因此，采取氫管道和天然氣管網(wǎng)相結合的方式，純氫管道成本折算為150元／（km?t）［30］。不同方案的年運行成本對比如表2所示。

表2 不同方案的年運行成本對比Table 2 Comparison of annual operationcost among different schemes

由表2可知：方案1在年運行成本上比其他方案有較大提升；方案2 由于沒有考慮動態(tài)特性模型，在負荷相對較高時段的管道供給能力有限，需采用長管拖車彌補氫氣供給不足的情況，相較于方案1，方案2 需額外運輸130 km；方案3 僅采用卡車運輸，不但成本高昂而且碳排放量巨大；方案4 的純氫管道輸送能耗小，可實現(xiàn)氫能連續(xù)性、規(guī)模化、長距離輸送，這是未來氫能大規(guī)模發(fā)展的必然趨勢，但現(xiàn)階段的一次性投資成本高，難以實現(xiàn)。綜上，方案1考慮氣體動態(tài)模型的氫能輸送過程充分發(fā)揮了高效性與靈活性，與方案2相比，其年運行成本降低了7.1 %。

3.3 日內多時間尺度調度結果分析

以3.1 節(jié)方案1 得到的調度結果作為日前計劃，日內長時間尺度調度階段與日前計劃的對比如圖14 所示。結合日內負荷預測結果可知，3 個IN 在08:00 — 18:00 時段都有不同程度的誤差，其中IN3的誤差最大，這是由于IN3承擔了LN1— LN4的負荷供給，負荷大的同時誤差也會更大。

圖14 日內長時間尺度調度結果Fig.14 Intraday long time scale dispatch results

在日內長時間尺度調度階段，載有儲氫罐的船舶通過在各IN 靈活置換即可平抑負荷波動，因此無須額外采用卡車運輸，降低了日內調度成本。

日內短時間尺度調度階段的供給需要盡可能地跟蹤長時間尺度的調度計劃，選取波動相對較大的08:00 — 17:00 時段分析管網(wǎng)的注入與供給，如圖15所示。以IN3為例，跟蹤效果見圖16?？煽闯觯紤]管儲模型有效減小了日內短時間尺度的負荷快速波動。

圖15 管儲運行結果Fig.15 Operation results of management and storage

圖16 短時間尺度供應跟蹤效果Fig.16 Tracking effect of short time scale supply

若不考慮管網(wǎng)的動態(tài)特性，如圖16 中方案2 所示，則PSA分離氫氣的速率恒定，此時分離所得氫氣具有與電能類似的即發(fā)即用性質，供給能力有限，短時間內無法滿足負荷波動要求，因此，需要額外購置儲氫設備和運輸卡車來平抑負荷波動。

為進一步體現(xiàn)本文所提日內滾動修正策略在多時間尺度下的優(yōu)勢，將本文策略與日內修正（dayahead programming，DA-P）策略進行對比。DA-P 策略是指基于日前調度計劃，在系統(tǒng)實際運行時，日前與日內的預測誤差所造成的功率波動僅由外部電網(wǎng)或氣網(wǎng)進行平抑［31］，即不考慮日內滾動優(yōu)化，該策略被應用于諸多綜合能源系統(tǒng)的多時間尺度優(yōu)化調度中。在DA-P 策略下，氫負荷波動由外購氫平抑，氫氣價格采用文獻［32］的65 元／kg。2 種策略的對比結果如表3所示。

表3 2種策略的對比結果Table 3 Comparative results of two strategies

由表3 可知：本文策略下的管道利用率不足100 %，這是由于要盡可能保持管網(wǎng)中10 % 摻氫的動態(tài)平衡，就需要一部分氫氣來維持；在DA-P 策略下，雖然管儲可以平抑一部分負荷波動，但仍有一些時段的負荷波動較大，管儲流量有限，無法完全平抑該波動，需要額外購氫進行平抑，從而產(chǎn)生了高額的購氣成本，導致運行成本增加；本文策略考慮了氫負荷的波動特性，長時間尺度通過船載儲氫罐平抑負荷波動，短時間尺度通過引入具有動態(tài)特性的管網(wǎng)模型進一步降低負荷波動，更多的設備由于時間尺度逐層細粒化參與負荷波動的平抑中，避免了高額的額外運行成本；相較于DA-P 策略，本文策略下系統(tǒng)的管道利用率提高了5.46 個百分點，購氫波動率降低了10.76個百分點，日內運行成本降低了4.8 %。

4 結論

本文提出一種基于氣網(wǎng)-水網(wǎng)協(xié)同的多時間尺度HSC 滾動優(yōu)化策略，通過理論和仿真分析得出以下結論：

1）本文所建立的混氫天然氣動態(tài)特性模型，可以有效地反映混氫天然氣輸送的動態(tài)特性，即壓強、流量、氫氣濃度的空間分布特征；

2）基于所構建的考慮內河水流速度的儲氫罐航運模型實現(xiàn)了氫氣水網(wǎng)的規(guī)?；\輸，滿足了IN 的注氫及負荷需求；

3）本文所提多時間尺度滾動優(yōu)化策略能夠較好地應對不同時間維度下的負荷波動，并根據(jù)所構建的氣網(wǎng)-水網(wǎng)模型對需求波動進行精細化調度與平抑，有效降低了負荷波動率和運行成本。

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