, 赵钢, 王捷清华大学 核能与新能源技术研究院，先进反应堆工程与安全教育部重点实验室，北京 100084
收稿日期：2022-10-07
基金项目：国家重点研发计划资助项目(2018YFB1900500)
作者简介：曲新鹤(1988—)，女，助理研究员
通讯作者：彭威，副教授，E-mail：pengwei@tsinghua.edu.cn
摘要：高温气冷堆(high temperature gas-cooled reactor，HTGR)因其具有固有安全性和反应堆出口温度高的特点，在环境和能源领域拥有广阔的应用前景。HTGR不仅可以用于发电，还可以实现大规模制氢，而氢气可作为钢铁冶炼过程中的直接还原剂，有助于钢铁工业减少碳排放。该文提出了基于HTGR制氢的炼钢系统方案，包括反应堆、反应堆中间回路、制氢、发电和炼钢共5个子模块，并开展了多联产能源系统研究。其中，HTGR为制氢模块和发电模块提供热量，制氢模块产生的氢气作为还原剂和燃料进入竖炉(shaft furnace，SF)直接还原炼铁，制氢模块产生的氧气和发电模块产生的电供给电弧炉(electric arc furnace，EAF)炼钢。该文分析了碘硫循环效率、发电模块和制氢模块的功率比、直接还原铁(direct reduced iron，DRI)比例对系统产能的影响，以及系统的碳排放情况。结果表明：在发电模块与制氢模块功率比为1∶1，EAF直接还原铁占比为90%，碘硫循环制氢效率为37.8%的情况下，系统产钢率为45.6 t/h，每t钢可向电网输出1 381.5 kW·h电能，同时CO2的排放量仅为17.2 Nm3。
关键词：核能制氢高温气冷堆碘硫循环炼钢
Preliminary design and energy analysis of a steelmaking system coupled with nuclear hydrogen based on a high-temperature gas-cooled reactor
QU Xinhe, HU Qingxiang, NI Hang, PENG Wei
, ZHAO Gang, WANG JieKey Laboratory of Advanced Reactor Engineering and Safety of Ministry of Education, Institute of Nuclear and New Energy Technology, Tsinghua University, Beijing 100084, China
Abstract: [Objective] High-temperature gas-cooled reactors (HTGRs) have promising applications in the face of current environmental and energy problems due to their inherent safety and high reactor outlet temperature. They can be used not only for power generation but also for large-scale hydrogen production. Hydrogen can be used as a direct reducing agent in steelmaking, contributing to carbon reduction in the steel industry. It is necessary to study the coupling of HTGRs and the steelmaking system. [Methods] In this study, an HTGR-based steelmaking system is proposed, which includes five submodules: reactor module, reactor intermediate loop module, hydrogen production module, power generation module, and steelmaking module; then, a multi-generation energy system was investigated. In the reactor module, two HTGRs are connected in parallel as heat source, their thermal power is 250 MW, and the reactor outlet temperature is 950 ℃. The heat from the reactor module is transferred to the hydrogen generation module and the power generation module through an intermediate heat exchanger. The hydrogen generation module uses hydrothermal decomposition based on the iodine-sulfur process to generate hydrogen. The heat required for the iodine-sulfur process is provided by helium in the intermediate heat exchanger circuit and by the extracted steam from the power generation module. The hydrogen produced by the hydrogen production module is routed to a shaft furnace (SF) as the reductant and fuel for direct reduction ironmaking, and the oxygen produced by the hydrogen production module and the electricity produced by the power generation module are routed to an electric arc furnace (EAF) for steelmaking. The iodine-sulfur process efficiency, the power ratio of the power generation module to the reactor, the percentage of direct reduction iron in raw materials on the EAF system capacity, and the carbon emissions of the system are analyzed. [Results] In a steelmaking system with heat supplied by two 250 MW HTGRs, 1.35 t of iron ore is required to produce 1 t of steel when the power ratio of the power generation module and the hydrogen generation module is 1∶1, the proportion of direct reduction iron in the raw material is 90%, and the iodine-sulfur process efficiency is 37.8%. Simultaneously, the system can deliver 63.0 MW (4.97 GJ for 1 t of steel) of electric energy to the power grid, and the steel production rate is 45.6 t/h. The parameter analysis shows that increasing the hydrogen production efficiency of the iodine-sulfur process can significantly increase the steel yield; however, the power consumption of the iodine-sulfur process module increases simultaneously, which reduces the output to the power grid. The steelmaking system proposed in this paper has very low CO2 emissions. When the proportion of directly reduced iron in the EAF is 90%, only 17.2 Nm3 (33.8 kg) of CO2 is emitted in producing 1 t of steel. [Conclusions] Therefore, coupling the HTGR hydrogen production with the steelmaking system has great application potential for significantly reducing the CO2 emissions of the steelmaking industry and eliminating the dependence on coke.
Key words: nuclear hydrogen productionhigh-temperature gas-cooled reactoriodine-sulfur processsteelmaking
2020年，中国粗钢产量达到1.065 Gt，以56.7% 的占比位居全球第一[1]。同时，中国钢铁行业CO2年排放量大，占全国碳排放总量的18%以上，为碳排放量最高的非电行业。钢铁行业亟需对CO2进行大幅度减排。虽然传统的高炉炼铁工艺经过多年发展已经日益完善和成熟，但其不仅带来大量的CO2排放，而且受制于焦炭资源。与依赖焦炭的高炉炼铁工艺相比，使用氢气直接还原炼铁工艺可大量减少CO2排放[2]。
目前主要的制氢方法为化石燃料制氢，其中48%来自天然气，30%来自石油，18%来自煤，其余4%来自电解水[3]。在可用于制氢的清洁能源中，核能的发展相对成熟，尤其是核能中高温气冷堆(high temperature gas-cooled reactor，HTGR) 的反应堆出口温度最高，是用于制氢的理想堆型[4-5]。
目前，基于HTGR的核制氢工艺主要有甲烷蒸汽重整、高温蒸汽电解和热化学循环3大类[6]。其中，热化学水分解被认为是一种无碳排放的绿色制氢方法。在热化学水分解方法中，碘硫循环非常具有前景，包括中国、日本、美国、韩国在内的许多国家都开展了碘硫循环与HTGR耦合的理论和实验研究[7-10]。
在将核氢生产与炼钢相结合方面，美国早期开展了部分研究[11-12]，但主要的研究集中在日本。日本于1968年成立了钢铁学会核能利用委员会[13]；1971年，日本原子能委员会在超HTGR圆桌会议编写的报告中指出，推进核能炼钢的全面研究和开发非常重要，这将使对炼焦煤的依赖转变为对能源安全的依赖。1973年，核能炼钢研究开发被列为日本国家级研发项目。1973—1980年，日本工业联合企业核能炼钢工程研究协会推动了这一研发计划。1979年，Shimokawa[14]提出了基于HTGR的炼钢系统设计：以HTGR为热源，选用炼油副产品减压渣油为原料生产还原气，还原气在加热器中加热到800~850 ℃，然后直接进入竖炉(shaft furnace，SF)。Tsuruoka等[15]将核能炼钢系统划分为4个子系统：核反应堆、高温热交换系统、还原气生产系统和还原铁生产系统，并对各子系统之间的耦合进行了动态仿真和控制研究。与此同时，日本在20世纪80年代开展了用于核能炼钢的合金研究[16-17]。
由于日本自1970年以来没有出现炼焦煤短缺问题，因此核能炼钢的研究和开发尚未进入下一阶段。然而，为应对全球环境问题，钢铁行业在减少CO2排放方面仍面临着艰巨的任务。2008年以来，日本虽然在炼钢过程中采用了一些创新技术，但减排效果仍未达到要求。因此，氢气直接还原炼钢被认为是从根本上减少CO2排放的关键技术。Inagaki等[13]进行了核氢炼钢系统设计和技术可行性论证，将超HTGR与炼钢系统耦合，设计了全部核能制氢炼钢系统和部分核能制氢炼钢系统，并进行了比较；通过物质和能量平衡分析系统热输入和CO2排放[18-19]。Kasahara等[20]研究了不同热输入方式对炼钢过程和碘硫循环制氢热效率的影响，并比较了不同还原氢气加热方法下的CO2排放量，还将SF炼钢与高炉炼钢进行了比较。研究表明，虽然CO2排放量增加，但是燃煤预热氢气可有效减少热量输入；如果核反应堆离炼钢厂的位置被公众接受，则通过核热直接预热也是可以被公众接受的方案，不会增加CO2排放[20]。
2020年，中国正式作出“力争2030年前实现碳达峰、2060年前实现碳中和”的“双碳”目标承诺。实现“双碳”目标，一方面需要加速核能、可再生能源等技术的发展，另一方面需要对钢铁、化工和石化、水泥以及电解铝等能源密集、碳排放相对较高的行业进行节能改造。在此背景下，HTGR制氢耦合炼钢系统将拥有广泛的应用前景。本文针对这一问题，开展了初步系统设计和分析。与已有研究不同，本文的设计方案基于中国的HTGR技术发展，打造了多联产耦合的方案，同时给出了各个模块的建模和计算方法，以期为下一步展开深入研究奠定基础。
1 基于HTGR的炼钢系统描述钢铁生产有2种工艺流程：一种是高炉-转炉流程，另一种是直接还原(或熔融还原)-电炉流程[21]。前者为传统工艺流程，也称为长流程；后者是后兴起的流程，称为短流程。目前长流程仍是主要流程，据统计超过90%的钢铁由高炉-转炉流程炼出。但是高炉炼铁必须使用块状矿石，需要经过烧结、造块等流程，同时高炉炼铁离不开质量优良的焦炭；高炉冶炼和烧结、炼焦过程产生的废气、粉尘和污水如果处理不好，就会造成严重的环境污染，长流程面临着严峻的能源和环境问题。短流程中的直接还原工艺使用天然或人造富铁矿石，用天然气或煤做还原剂，得到固态海绵铁，然后在电炉里炼钢。熔融还原工艺得到液态铁水，再入转炉或电炉炼钢。这种工艺最大的特点是不需要焦炭并舍弃了庞大的高炉，可缩短生产流程，节约能源。但是短流程需要天然气资源，后续电炉需要消耗大量电力。
采用HTGR制氢与炼钢工艺耦合，可为炼铁提供还原氢，也可为电炉炼钢提供电能，这有助于解决传统炼钢工艺面临的能源和环境问题。本文设计了基于HTGR制氢的SF-电弧炉(electric arc furnace，EAF)炼钢方案，如图 1所示。该方案包括5个子模块：反应堆模块、反应堆中间回路模块、制氢模块、发电模块和炼钢模块。反应堆模块采用2个热功率为250 MW的模块式HTGR并联作为热源，每个HTGR反应堆出口温度为950 ℃、入口温度为250 ℃，采用氦气作为工质，循环流量为68.8 kg/s。在反应堆中间回路模块，HTGR通过中间换热器向碘硫循环制氢模块和发电模块提供热量，其中高品位的热量供给碘硫循环制氢模块，低品位的热量供给发电模块。碘硫循环制氢模块为SF炼铁提供用于直接还原的氢气，为燃烧室提供燃料氢气和氧气，同时为EAF炼钢提供氧气。发电模块为碘硫循环和EAF提供电能，多余的电可以输出到外电网。来自碘硫循环的用于直接还原的氢气依次经过余热回收换热器和燃烧室加热，然后进入SF。SF内未发生还原反应的氢气和反应生成的水蒸气一起进入余热回收换热器加热氢气，然后进入氢气洗涤器。分离得到的氢气和水分别被回收利用。SF内铁矿石被氢气还原，得到直接还原铁(direct reduced iron, DRI)；未经冷却的DRI直接进入EAF，经高温冶炼得到产品钢。
 |
| 图 1 HTGR炼钢系统方案流程图 |
| 图选项 |
关于HTGR制氢系统的流程和分析可参考本文研究团队的前期研究[22-24]。HTGR反应堆出口温度高，单纯用于发电不能充分利用其高品质的能量。根据能量梯级利用的原理，将HTGR的高品位热能用于制氢，低品位热能用于发电(或供热)，可实现多能量的高效利用和多种产品的同时输出。本文提出的HTGR炼钢系统中一回路设置中间换热器(intermediate heat exchanger，IHE)将高温热量传递给二回路氦气。碘硫循环中硫酸分解反应器(SAR)和氢碘酸分解反应器(HIR) 需要的能量品位高，由二回路氦气供热；其余耗热部件(硫酸浓缩塔SAD、硫酸纯化塔SAP、氢碘酸浓缩塔HID、氢碘酸纯化塔HIP和氢碘酸预热器PHIR)需要的热量品位低，由发电回路抽气供应。发电回路采用蒸气循环发电，可同时对碘硫循环电渗析(EED)单元、EAF和外电网输电。
2 计算模型2.1 物质平衡计算发电模块的物质平衡分析可参考本文研究团队前期研究成果[23-25]。炼钢模块的物质平衡计算基于系统中氢、铁、碳这3种元素的平衡，可分别表示如下：
| $n_{{\mathrm{H}}_2 {\text {, red }}}+n_{{\mathrm{H}}_2, {\text { com }}}+n_{{\mathrm{H}}_2 {\mathrm{O}} {\text {, ore }}}=n_{{\mathrm{H}}_2 {\mathrm{O}} {\text {, sep }}}+n_{{\mathrm{H}}_2 {\mathrm{O}}, {\text { com }}} {\text {, }}$ | (1) |
| $n_{{\mathrm{Fe}}, {\text { ore }}}+n_{{\mathrm{Fe}} {\text {, scrap }}}=n_{{\mathrm{Fe}}, {\text { steel }}}+n_{{\mathrm{Fe}} {\text {, oxide }}}+n_{{\mathrm{Fe}}, {\text { slag }}} {\text {, }}$ | (2) |
| $n_{{\mathrm{C}} {\text {, ore }}}+n_{{\mathrm{C}} {\text {, scrap }}}=n_{{\mathrm{C}} {\text {, steel }}}+n_{{\mathrm{C}}, {\mathrm{CO}}_2} .$ | (3) |
从热力学角度，还原1 t DRI所需氢气的量可计算如下[24]：
| $V=\left(\frac{M_{{\mathrm{Fe}}}}{56} \times 22.4 \times 10^3\right) /\eta_{{\mathrm{H}}_2}, $ | (4) |
| $\eta_{{\mathrm{H}}_2}=\frac{K_{3, {\mathrm{H}}_2}}{1+K_{3, {\mathrm{H}}_2}}, $ | (5) |
| $\lg K_{3, {\mathrm{H}}_2}=\frac{-1223.68}{T}+0.84.$ | (6) |
2.2 能量平衡计算1) 反应堆、发电和制氢模块。
系统反应堆回路、中间换热器回路和发电回路的能量平衡方程为：
| $Q_{{\mathrm{R}}}+W_{{\mathrm{C}}, 1}=Q_{{\mathrm{IHX}}}+Q_{{\mathrm{SG}}}+Q_{{\mathrm{loss}}, 1}, $ | (7) |
| $Q_{{\mathrm{IHX}}}+W_{{\mathrm{C}}, 2}=Q_{{\mathrm{HIR}}}+Q_{{\mathrm{SAR}}}+Q_{{\mathrm{loss}}, 2}$ | (8) |
| $Q_{{\mathrm{SG}}}=Q_{{\mathrm{SG}}, {\mathrm{G}}}+\sum\limits_i Q_{{\mathrm{SG}}, {\mathrm{IS}}, i}+Q_{{\mathrm{loss}}, 3} \cdot$ | (9) |
碘硫循环效率的计算式可表示为：
| $\eta_{\mathrm{IS}}=\frac{\Delta H_{\mathrm{HHV}}}{\left(Q_{\mathrm{IS}}+\frac{W_{\mathrm{IS}}}{\eta_{\mathrm{E}}}\right) /N_{\mathrm{H}_2}}, $ | (10) |
| $Q_{\mathrm{IS}}=Q_{\mathrm{HIR}}+Q_{\mathrm{SAR}}+\sum\limits_i Q_{\mathrm{SG}, \mathrm{IS}, i}.$ | (11) |
本文碘硫循环的能耗和效率数据源于本文研究团队前期研究成果[23]，其中：ηIS=37.8%，每生成1 mol氢气，QIS=620.7 kJ，电消耗WIS=56.9 kJ。
2) SF。
直接还原是在低于铁矿石熔点温度进行还原得到固态金属铁的炼铁工艺，得到的DRI因其呈多孔海绵状，通常称为海绵铁，同时由于是低温还原，得到的DRI未能充分渗碳，含碳量较低(小于2%)。在以氢气为还原气体的气基SF中，氧化铁的还原路径随反应温度变化而变化。在还原反应中，氢气既是还原剂，又是热载体。氢气的需求量是一个关键参数，受3个主要因素影响：热力学条件、动力学条件和平衡条件。在温度较高的情况下，高温氢气从SF底部进入，自下而上依次还原氧化铁，经历3个阶段：Fe2O3→Fe3O4→FeO→Fe[25]。与其他2个还原阶段相比，最后一个阶段，即FeO→Fe阶段的还原最困难，SF混合气体中有效还原气体的需求量最高。因此，FeO→Fe阶段的还原决定了对还原气体的需求。
SF内的热量输入包括氢气和固体原料的显热(Qg, in和Qs, in)，热量支出包括反应吸热Qr、炉顶气体带走的热量Qg, out、DRI带走的热量Qs, out、固体物料中水分的蒸发热Qvapour和热损失Qloss。根据热平衡，可得到如下关系式：
| $Q_{{\mathrm{g}} {\text {, in }}}+Q_{{\mathrm{s}} {\text {, in }}}=Q_{{\mathrm{r}}}+Q_{{\mathrm{g}} {\text {, out }}}+Q_{{\mathrm{s}} {\text {, out }}}+Q_{{\text {vapour }}}+Q_{{\text {loss }}} {\text {, }}$ | (12) |
| $Q_{{\mathrm{g}}, {\text { in }}}=\frac{V_{{\mathrm{g}}, {\text { in }}}}{22.4 \times 10^{-3}} C_{p, {\mathrm{H}}_2} \times\left(T_{{\mathrm{g}}, {\mathrm{in}}}-298\right), $ | (13) |
| $Q_{{\mathrm{s}}, {\text { in }}}=\sum\limits_j x_j C_{p, j} \frac{m_{{\text {ore }}}}{M_j}\left(T_{{\mathrm{g}}, {\text { out }}}-298\right), $ | (14) |
| $Q_{{\mathrm{g}}, {\text { out }}}=\sum\limits_k y_k C_{p, k} \frac{V_{{\mathrm{g}}, {\text { out }}}}{22.4 \times 10^{-3}}\left(T_{{\mathrm{g}}, {\text { out }}}-298\right) {\text {, }}$ | (15) |
| $Q_{{\mathrm{r}}}=\frac{m_{{\mathrm{O}}, 1}}{M_{{\mathrm{O}}_2}} \Delta_{{\mathrm{r}}} H_{\left({\mathrm{Fe}}_2 {\mathrm{O}}_3 \rightarrow {\mathrm{FeO}}\right)}+\frac{m_{{\mathrm{O}}, 2}}{M_{{\mathrm{O}}_2}} \Delta_{{\mathrm{r}}} H_{({\mathrm{FeO}} \rightarrow {\mathrm{Fe}})} {\text {, }}$ | (16) |
| $Q_{{\text {vapour }}}=\frac{\gamma_{{\mathrm{H}}_2 {\mathrm{O}}} m_{{\text {ore }}} x_{{\mathrm{H}}_2 {\mathrm{O}}}}{M_{{\mathrm{H}}_2 {\mathrm{O}}}} .$ | (17) |
表 1 计算中所需物质的摩尔定压热容[25]
| 温度/℃ | 摩尔定压热容/(J·mol-1·K-1) | |||||||
| H2 | H2O | Fe | FeO | CaO | MgO | SiO2 | Al2O3 | |
| 350 | 29.443 | 36.758 | — | — | — | — | — | — |
| 850 | — | — | 44.224 | 60.211 | 54.145 | 51.571 | 86.680 | 127.003 |
| 900 | 31.145 | — | — | — | — | — | — | — |
表选项
SF的计算需要分别根据SF内热力学平衡和能量平衡计算所需还原气量V1和V2，通过比较V1和V2，确定最小的还原气体量。
3) EAF。
EAF炼钢是靠电极和炉料间放电产生的电弧，使电能在弧光中转化为热能，并借助辐射和电弧的直接作用加热并熔化金属和炉渣，炼出各种成分的钢和合金的一种炼钢方法。EAF炼钢常用的含铁原料包括废钢、生铁、DRI和铁水。使用直接还原铁作为EAF炼钢的原料有很多优点，然而，由于炉渣中的FeO与每kg碳发生吸热反应会释放3.59 kW·h热量，如下所示：
| ${\mathrm{FeO}}+{\mathrm{C}}={\mathrm{Fe}}+{\mathrm{CO}}.$ | (18) |
EAF中原料的消耗很大程度上受来料中DRI和废钢比例的影响。当部分废钢被DRI替代时，海绵铁中残存的氧化铁和脉石会增加电消耗。EAF其他原料的需求量也受到DRI比例的影响，需求量可以采用以下各式计算。
DRI比例可计算如下，
| $R_{{\mathrm{DRI}}}=\frac{M_{{\mathrm{DRI}}}}{M_{{\mathrm{DRI}}}+M_{{\mathrm{scarp}}}} \times 100 \%.$ | (19) |
| $W_{{\mathrm{E}}}=477.4+1.19 R_{{\mathrm{DRI}}}.$ | (20) |
氧气消耗量可计算如下：
| $V_{{\mathrm{O}}_2}=28.16+0.046 R_{{\mathrm{DRI}}} {\text {. }}$ | (21) |
每t钢电极、石灰石的消耗量(kg)与炉渣中氧化亚铁的质量分数可分别计算[27]如下:
| $M_{{\text {Ele }}}=3.075+0.012\;5 R_{{\mathrm{DRI}}}, $ | (22) |
| $ M_{{\text {Lime }}}=21.636+0.247 R_{{\mathrm{DRI}}}, $ | (23) |
| $ x_{{\mathrm{FeO}}}=\left(11.567+6.221 \times 10^{-2} R_{{\mathrm{DRI}}}\right) \times 10^{-2} {\text {. }} $ | (24) |
表 2 SF计算参考数据
| 参数 | 数值 |
| 氢气入口温度/℃ | 900.0 |
| 氢气入口压力/MPa | 0.5 |
| 炉顶气体出口温度/℃ | 350.0 |
| 固体原料入口温度/℃ | 25.0 |
| DRI出口温度/℃ | 850.0 |
| DRI金属化率/% | 92.0 |
| 热损失率/% | 15.0 |
表选项
系统中主要材料的化学成分如表 3所示。硫和磷通常存在于铁矿石中，但不会显著影响主流程的结果，故计算中不作考虑。
表 3 炼钢过程主要原料的化学组成(质量分数)
| C | Fe2O3 | FeO | Fe | Al2O3 | SiO2 | Si | CaO | CaCO3 | MgO | H2O | |
| 铁矿石 | — | 0.955 3 | 0.001 3 | — | 0.002 7 | 0.016 09 | — | 0.012 4 | — | 0.001 4 | 0.010 0 |
| 废钢 | 0.002 0 | — | — | 0.962 0 | 0.005 0 | 0.021 0 | 0.001 0 | 0.005 0 | — | 0.004 0 | — |
| 钢 | 0.000 4 | — | 0.000 4 | 0.999 2 | — | — | — | — | — | — | — |
| 石灰石 | — | 0.001 0 | — | — | 0.002 0 | 0.004 0 | — | — | 0.988 | 0.005 0 | — |
表选项
3 结果与讨论3.1 产能分析本文基于建立的物质平衡和能量平衡模型，计算得到HTGR炼钢系统的设计参数, 如图 2和表 4所示。发电模块与制氢模块的功率比为1∶1，即Rpower=50%，碘硫循环的制氢效率为37.8%。EAF的主要原料是SF中得到的HDRI，占EAF原料的90%，即RDRI=90%，其余10%为添加的废钢。
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| 图 2 HTGR炼钢系统主要设计参数 |
| 图选项 |
表 4 HTGR炼钢系统关键参数
| 参数 | 数值 | |
| 反应堆一回路 | 一个反应堆功率/MW | 250.0 |
| 反应堆出口温度/℃ | 950.0 | |
| 反应堆入口温度/℃ | 250.0 | |
| 单个回路氦气质量流量/(kg·s-1) | 68.8 | |
| IHX二回路 | IHX二次侧氦气质量流量/(kg·s-1) | 74.6 |
| IHX二次侧氦气出口温度/℃ | 880.0 | |
| IHX二次侧氦气入口温度/℃ | 228.4 | |
| 基于碘硫循环的氢产模块 | 热输入/MW | 257.2 |
| 电输入/MW | 23.6 | |
| 制氢效率/% | 37.8 | |
| 氢气产率/(mol·s-1) | 414.3 | |
| 氧气产率/(mol·s-1) | 207.1 | |
| 氢气温度/℃ | 40.0 | |
| 氢气压力/MPa | 0.1 | |
| 氧气温度/℃ | 60.0 | |
| 氧气压力/MPa | 0.1 | |
| 发电模块 | 蒸汽发生器功率/MW | 422.1 |
| 主蒸汽温度/℃ | 571.0 | |
| 主蒸汽压力/MPa | 24.0 | |
| 再热蒸汽温度/℃ | 571.0 | |
| 再热蒸汽压力/MPa | 10.0 | |
| 发电效率/% | 44.0 | |
| 电功率/MW | 113.2 | |
| SF模块 | SF温度/℃ | 900.0 |
| SF压力/MPa | 0.5 | |
| 铁矿石质量/kg | 1 350.0 | |
| 还原氢气耗量/Nm3 | 1 809.0 | |
| 燃烧室氢气耗量/Nm3 | 191.0 | |
| 燃烧室氧气耗量/Nm3 | 95.5 | |
| DRI产率/kg | 969.0 | |
| DRI温度/℃ | 850.0 | |
| DRI金属化率/% | 92.0 | |
| EAF模块 | 氧气耗量/Nm3 | 40.4 |
| 电耗量/(kW·h) | 584.5 | |
| RDRI/% | 90.0 | |
| 电极耗量/kg | 4.2 | |
| 石灰石耗量/kg | 43.9 | |
| 废钢耗量/kg | 107.7 | |
| 炉渣产率/kg | 83.5 | |
| CO2排放量/Nm3 | 17.2 | |
| 整体参数 | 产钢率/(t·h-1) | 45.6 |
| 电网输电量/(kW·h) | 1 381.5 | |
| ??注：表中数据是生产每t钢所对应的参数。 | ||
表选项
计算结果表明：生产1 t钢需要1.35 t铁矿石和1 809 m3氢气。计算得出的SF中的氢利用率为29.95%。燃烧室中需要的氢气和氧气量分别为191.0和95.5 m3。该系统中，每t钢可向电网输出电能4.97 GJ、氧气203 m3，产钢率为45.6 t/h。表 5给出了计算得到的HDRI和炉渣的成分，其中HDRI的金属铁含量为85.8%。此外，由于SF中使用氢气作为还原剂，系统的CO2排放量非常低，仅由EAF中添加剂电极、废钢和石灰石产生。每生产1 t钢，排放CO2 17.2 Nm3。
表 5 计算得到的DRI和炉渣的组成(质量分数)
| FeO | Fe | Al2O3 | SiO2 | CaO | MgO | |
| DRI | 0.095 88 | 0.857 62 | 0.003 76 | 0.023 52 | 0.017 26 | 0.001 95 |
| 炉渣 | 0.115 73 | — | 0.051 14 | 0.305 12 | 0.497 60 | 0.030 42 |
表选项
3.2 关键参数分析图 2中，系统参数基于ηIS为37.8%、发电模块功率占比(Rpower)为50%、RDRI为90%的情况得出。由于这3个参数对系统的产能影响很大，因此研究中对这3个参数进行了深入的分析。
当ηIS为37.8%，Rpower为30%~75%时，系统输出到电网的电功率在0.8~140.8 MW范围内，产钢率为22.8~63.8 t/h，如图 3所示。当发电模块的功率占比小于30%时，系统没有多余的电输出到电网。
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| 图 3 发电模块功率占比对系统性能影响 |
| 图选项 |
图 4和图 5分别展示了碘硫循环效率对输出电功率和产钢率的影响，针对37.8%、36.8%和32.9%[28]3组碘硫循环效率的情况进行了比较分析。当Rpower为50%，碘硫循环效率从32.9%提高到37.8%时，系统输出电功率从103.3 MW降低到63.0 MW，产钢率从35.6 t/h提高到45.6 t/h。其主要原因是当碘硫循环效率提高时，制氢率增加，碘硫循环的耗电量也增加，从而减少了系统对外的输出电功率。
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| 图 4 碘硫循环效率对系统电网输电量的影响 |
| 图选项 |
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| 图 5 碘硫循环效率对系统产钢率的影响 |
| 图选项 |
DRI占比对系统产能有很大影响。因为DRI来自SF直接还原铁，故DRI占比越低，生产每t钢所需的还原氢气量越少。但是DRI中Fe元素的总含量为85.76%(见表 5)，废钢中Fe的含量为96.2%(见表 3)，故DRI占比越低，系统产钢率越高。但是，DRI占比越低，EAF内每t钢的电能消耗越低，如式(20)所示，故生产每t钢对电网输电(以kW·h计)越多；与此同时，生产1 t钢所需的时间减少，综合导致系统对电网输电功率(以MW计)降低，如图 6所示。
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| 图 6 EAF原料中RDRI对系统性能的影响 |
| 图选项 |
3.3 CO2排放分析HTGR炼钢系统在SF中使用氢气作为直接还原剂和燃料，氢气是来自碘硫循环制氢过程的“绿色氢气”。从SF中获得的DRI作为EAF的主要原料。因此，该系统的CO2排放量非常低，仅来自铁矿石和添加到EAF中的废钢、电极和石灰石。当DRI占比为90%时，每吨钢的CO2排放量为17.2 Nm3 (33.8 kg)。传统焦炭-高炉-转炉炼钢工艺每吨钢的CO2排放量约为916 Nm3(1 800 kg)[30]。因此，相比而言HTGR炼钢系统的CO2排放量可以忽略不计。图 7所示为系统在不同DRI占比下的CO2排放量。当DRI占比从50%增加到100%时，每t钢CO2排放量从15.7 Nm3增加到17.6 Nm3。当DRI占比增加时，废钢中的碳含量降低，但电极和石灰石中的碳含量增加，因此CO2排放量略有增加。
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| 图 7 CO2排放分析 |
| 图选项 |
4 结论本文提出了HTGR制氢耦合炼钢系统的初步设计方案，开展多系统能源研究。其中，HTGR为制氢模块和发电模块提供热量，制氢模块产生的氢气作为还原剂和燃料送入SF炼铁，制氢模块产生的氧气和发电模块产生的电能输入EAF炼钢。对于有2个模块HTGR提供热量的炼钢系统(热功率2×250 MW)，在发电模块与制氢模块功率比为1∶1、EAF直接还原铁占比为90%的情况下，生产1 t钢需要1.35 t铁矿石。同时，系统可向电网输送63.0 MW(1 380.6 kW·h)电能，产钢率为45.6 t/h。参数分析表明，提高碘硫工艺制氢效率可显著提高产钢率，但同时碘硫循环模块的耗电量增加，这降低了对电网的输出电功率。本文提出的HTGR炼钢系统的CO2排放量非常低。在EAF内直接还原铁占比为90%时，每生产1 t钢，仅排放17.2 Nm3 (33.8 kg)的CO2。因此，将HTGR与炼钢系统耦合，能够很大程度地减少炼钢行业的CO2排放，同时可以减少对焦炭的依赖，具有很好的应用潜力。
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