Lựa chọn địa điểm đặt nhà máy
Địa điểm đặt nhà máy phải đảm bảo các yêu cầu sau:
Khi lựa chọn địa điểm cho nhà máy nhiệt điện, việc gần nguồn cung cấp nước là yếu tố quan trọng, bởi lượng nước này sẽ được sử dụng để giải nhiệt cho bình ngưng.
Nhà máy sử dụng nhiên liệu LNG và nằm gần các nguồn cung cấp nhiên liệu quan trọng Tại Việt Nam, có nhiều mỏ khí LNG dọc bờ biển, bao gồm mỏ khí Cá Voi Xanh ở Quảng Ngãi, mỏ khí lô B – Ô Môn tại Cà Mau, và mỏ khí Nam Côn Sơn ở Vũng Tàu Dự báo tổng lượng khí thiên nhiên đạt khoảng 8,71 tỉ mét khối.
Khi xây dựng nhà máy điện, cần có một mặt bằng lớn với diện tích và kích thước đầy đủ Địa hình phải bằng phẳng và có độ dốc hợp lý, đồng thời tuyến đường kết nối từ đường sắt và ôtô chính đến nhà máy cần phải thuận lợi.
Từ những yêu cầu đó, nhóm đã quyết định chọn địa điểm lắp đặt nhà máy tại khu
Kinh tế mở Dung Quất ( Quảng Ngãi )
Một số đặc tính của LNG (Liquefied Natural Gas)
- Là chất khí không màu, không mùi, không độc hại, nhẹ hơn không khí
- Thành phần chủ yếu là Metan ( 95%)
- LNG được hóa lỏng ở -120 o C đến -170 o C để dễ vận chuyển và bảo quản
- Nhiệt trị của LNG là khoảng 45000 kJ/kg
Chỉ tiêu kinh tế của NMNĐ chu trình hồn hợp
Lựa chọn tổ máy
- Tổ máy được lựa chọn là 1 tổ máy 750 MW, gồm 2 Tua bin khí, mỗi
Tuabin khí công suất 250 MW, 1 Tuabin hơi công suất 250 MW)
Vốn đầu tư ban đầu
Theo tài liệu tham khảo, vốn đầu tư ban đầu cho nhà máy nhiệt điện chu trình hỗn hợp với công suất 750 MW là 16.650 tỷ đồng.
Chi phí vận hành hằng năm
3.3.1 Chí phí cho nhiên liệu
Với C: giá tiền của 1 kg LNG ( lấy giá tiền của 1 kg LNG là 10000 đồng/kg) B: Lượng nhiên liệu tiêu hao trong 1 năm
Với b: suất tiêu hao LNG để sản xuất ra 1 kWh điện [kg/kWh]
N: tổng công suất của nhà máy n : Số giờ làm việc trong năm (chọn n = 6000 )
Ta có: Suất tiêu hao nhiên liệu tiêu chuẩn ( có = 29310 kJ/kg) để sản xuất ra 1 kWh điện cần 0,2225 kg/kWh)
Lại có nhiệt trị thấp làm việc của LNG là Q = 45000 kJ//kg
Suy ra suất tiêu hao nhiên liệu của LNG là b= 0,145 kg/kWh
Lượng nhiên liệu tiêu hao trong 1 năm là:
Chi phí cho nhiên liệu là;
3.3.2 Chi phí khấu hao thiết bị và sửa chữa
SA = PA K Với PA : phần khấu hao thiết bị và sửa chữa , lấy bằng 10%
K : là vốn đầu tư Suy ra SA = 10% 16650.10 9 = 16650.10 8 ( đồng)
3.3.3 Chi phí lương cho cán bộ công nhân
Tiền lương trung bình hàng năm của một công nhân tại Việt Nam là 100 triệu đồng Hệ số biên chế cho công nhân vận hành trong ngành điện là 0,4 người/MW, theo bảng 1.16 trong sách thiết kế nhà máy nhiệt điện.
N : công suất của nhà máy ( N = 750 MW) Suy ra Sn = 100000000.0,4.750 = 3.10 10 (đồng/năm)
3.3.4 Chi phí cho công việc chung và các chi phí tổn khác
Hệ số khấu trừ ∝ được xác định trong khoảng từ 25% đến 30% tổng chi phí khấu hao thiết bị, sửa chữa và chi phí trả lương cho công nhân Trong trường hợp này, chúng ta chọn ∝ = 25%.
Tổng chi phí vận hành hằng năm của nhà máy là:
LẬP VÀ TÍNH TOÁN SƠ ĐỒ NHIỆT NGUYÊN LÝ
Lựa chọn các thông số đầu vào
- Thành phần nhiên liệu LNG:
- Các thông số không khí vào máy nén : tkk’= 25 o C, p = 1 bar
- Các thông sô của không khí ra khỏi máy nén: tkk” = 340 o C, p = 10 bar
- Nhiệt độ khói vào tuabin khí tTB’ = 1000 o C
- Nhiệt độ khói ra khỏi tuabin khí tTB” = 600 o C
- Hiệu suất của buồng đốt của tuabin khí ηbđ = 0,94
- Công suất của 1 máy phát tuabin khí là 250 MW
- Công suất của 1 máy phát tuabin hơi là 250MW
- Nhiệt trị thấp làm việc của LNG : Qt lv = 31274 kJ/m 3 ( tính toán theo công thức 2-8b/20, giáo trình lò hơi và thiết bị đốt của PGS.TS Hoàng Ngọc Đồng)
Tính toán quá trình cháy nhiên liệu trong buồng đốt của tuabin khí
Lượng Oxy lý thuyết để cháy hoàn toàn 1 m 3 nhiên liệu khí LNG:
VO2 = (m + n/4).[CmHn] = (1+4/4).[CH4] + (2+4/4)[C2H4] + (2+6/4)[C2H6] = 2.0,84 + 3.0,015 + 3,5.0,005 = 1,743 m 3 /m 3 Lượng không khí lý thuyết để cháy hoàn toàn 1 m 3 nhiên liệu khí LNG
VKK o = VO2/ 0,21 = 1,743/0,21 = 8,3 m 3 /m 3 Lượng khói lý thuyết sinh ra khi đốt cháy hoàn toàn 1 m 3 LNG:
Lượng khói thải thực tế sinh ra là:
VK = VK o + (α– 1).VKK o ( Với α là hệ số không khí thừa) = 9,302 + (1,1 – 1).8,3 = 10,132 m 3 /m 3 nhiên liệu khí
Nhiệt độ của không khí vào máy nén khí là : tkk’ = 25 o C Cp = 1,298 kJ/m 3 K
Nhiệt độ của không khí ra khỏi máy nén là: tkk” = 340 o C Cp = 1,322 kJ/m 3 K Ikk” = 449,48 kJ/m 3
Nhiệt độ của không khí ra khỏi máy nén chính là nhiệt độ không khí đi vào buồng đốt Suy ra tbđ’ = tkk’’= 340 o C Ibđ’ = 449,48 kJ/m 3
Nhiệt độ khói vào tuabin khí : tTBK’ = 1000 o C Cp = 0,36 kJ/m 3 K ITBK’ = 360 kJ/m 3
Nhiệt độ khói ra khỏi tuabin khí : tTBK” = 600 o C Cp = 0,492 kJ/m 3 K ITBK”
Giả sử nhiệt độ của không khí ra khỏi buồng đốt bằng nhiệt độ của khói ra khỏi buồng đốt thì tbđ”= 1000 o C Cp = 1,4097 kJ/m 3 K Ibđ”= 1409,7 kJ/m 3
Hiệu suất của tuabin khí là: ηTBK = ( i kk '' −i kk ' ) −(i TBK ' −i TBK ' ' )
1409,7− 449,48 = 0,3668 Lưu lượng nhiên liệu LNG cần cấp vào cho 1 buồng đốt TB khí là:
VLNG = Q W TBK lv t η bđ η mf η cơ η TBK = 31274.0,94 0,98.0,99 0,3668 250000 = 23,9 m 3 /s Lượng nhiệt của khói thải ra từ 1 tuabin khí là
QTBK = Vk.VLNG I TBK '' = 10,132.23,9.295,2 = 71484,1 kW
Tổ máy có 2 tuabin khí nên nhiệt lượng khói thải ra từ tuabin là:
Xây dựng quá trình giãn nở của dòng hơi trong tuabin hơi
BẢNG THÔNG SỐ HƠI VÀ NƯỚC Điểm quá trình
Thông số hơi Thông số nước
P bh (bar) t bh ( o C) i bh (kJ/kg) t nc ( o C)
Tính toán nhiệt cho tuabin hơi
Sơ đồ tính cân bằng cho bình phân ly:
Trong bài viết này, chúng ta xem xét các thông số quan trọng liên quan đến hệ thống lò hơi và bình phân ly Lưu lượng tương đối của nước xả khỏi lò hơi được ký hiệu là αxả, trong khi entanpi của nước sôi ở áp suất trong bao hơi được ký hiệu là i’ BH (kJ/kg) Tương tự, lưu lượng tương đối của nước xả khỏi bình phân ly được ký hiệu là α bỏ xả và entanpi của nước sôi trong bình phân ly là i’ xả (kJ/kg) Lưu lượng tương đối của hơi ra khỏi bình phân ly được ký hiệu là αh, với entanpi của hơi ra khỏi bình phân ly là ih (kJ/kg) Công thức tính ih được đưa ra như sau: ih = i’(pBPL) + xh.( i’’(pBPL) - i’(pBPL) ), trong đó xh là độ khô của hơi ra khỏi bình phân ly, được chọn là 0,98 Theo bảng nước và hơi bão hòa ở áp suất trong bình phân ly, chúng ta có i’(pBPL) = 697,2 kJ/kg và i’’(pBPL) = 2764 kJ/kg Từ đó, ta suy ra ih = 697,2 + 0,98 × (2764 – 697,2) = 2722,66 kJ/kg.
- Phương trình cân bằng nhiệt của bình phân ly :
- Phương trình cân bằng vật chất của bình phân ly :
Giải hai phương trình (1), (2) trên ta có : và
- Áp suất trong bao hơi lấy : pBH = 1,1po = 1,1 × 150 = 165 bar
Tra bảng nước và hơi bão hòa ứng với áp suất p = 165 bar ta có i ’ BH = 1670 kJ/kg.
- pBPL = 7 bar Tra bảng nước và hơi bão hòa ( theo áp suất) ta có : i ’ xa = i ’ BPL = 697,2 kJ/kg
- Lưu lượng nước xả lò là αxa = 1% ( TL lò hơi và thiết bị đốt)
Thay số vào phương trình (1) và (2) ta được:
∝ h +α xa bo = 0,01 (4) Giải (3) và (4) ta được:
2.5.2 Bình gia nhiệt nước bổ sung.
Nước bổ sung đã qua xử lý hóa học được gia nhiệt sơ bộ trong bình gia nhiệt nước bổ sung (BGNBS), tận dụng nhiệt từ dòng nước xả lò hơi sau khi đã tách một phần thành hơi.
Nhiệt độ nước bổ sung ở đầu vào BGNBS : tbs= 25 o C (lấy bằng nhiệt độ môi trường)
Entanpi của nước bổ sung ở đầu vào BGNBS : i tr bs = cp.tbs = 4,18.25 = 104,5 kJ/kg Hiệu suất trao đổi nhiệt của bình: ηBGNBS =0,95÷ 0,97 Chọn ηBGNBS =0,97
Nhiệt độ nước bổ sung ra khỏi BGNBS chọn thấp hơn nhiệt độ nước xả bỏ một giá trị là θ
Lưu lượng nước bổ sung vào chu trình được xác định bằng tổng các lưu lượng hơi và nước mất đi mà không được tái sử dụng, chủ yếu để bù đắp cho tổn thất do rò rỉ, xả bỏ và lượng hơi chèn không tái sử dụng Theo TL1/52, lượng hơi chèn chiếm 0,5%, hơi rò rỉ là 1%, và hơi dùng cho ejector là 0,5% so với lượng hơi mới ở đầu vào tuốc bin Tuy nhiên, lượng hơi chèn và hơi làm mát từ ejector được thu hồi qua hai bình phụ, giúp tối ưu hóa quy trình.
Lượng nước bổ sung cho chu trình chỉ cần đủ để khắc phục lượng hơi mất mát do hơi rò rỉ từ các mối nối mặt bích và lượng hơi xả bỏ sau khi gia nhiệt Cụ thể, tổng lượng hơi mất mát được tính toán là αbs = αrr + α bỏ xả = 0,01 + 0,0052 = 0,0152.
Sơ đồ tính cân bằng bình gia nhiệt nước bổ sung :
Trong bài viết này, chúng ta sẽ đề cập đến các thông số quan trọng liên quan đến quá trình phân ly nước Đầu tiên, lưu lượng tương đối của nước xả khỏi bình phân ly được xác định là α bỏ xả = 0,0052 Tiếp theo, entanpi của nước sôi ở áp suất trong bình phân ly i là 697,2 kJ/kg Bên cạnh đó, entanpi của nước bổ sung ra khỏi BGNBS i và entanpi của nước xả bỏ ra khỏi BGNBS i cũng được xem xét Cuối cùng, entanpi của nước bổ sung vào BGNBS là thông số quan trọng không thể bỏ qua trong quá trình này.
Phương trình cân bằng nhiệt cho BGNBS là :
(1) Phương trình liên hệ giữa nhiệt độ ra của hai dòng nước là :
(2) Giải hệ hai phương trình (1) và (2) ta có : i bs s = 0,0052× (697,2−4,18.13) × 0,97+ 0,0152 × 104,5
0,0152+ 0,0052 × 0,97 #8,64 kJ / kg i bo xa = i s bs + 4,18 × 13 = 238,64 + 4,18.13 = 293 kJ/kg.
2.5.3 Tính cân bằng nhiệt cho các bình gia nhiệt.
Việc tối ưu hóa hiệu quả kinh tế của hệ thống hồi nhiệt bằng cách sử dụng hơi quá nhiệt từ cửa trích của tuabin có thể đạt được thông qua việc làm lạnh hơi trích bằng nước cấp Khi thực hiện quá trình này, sự trao đổi nhiệt không thuận nghịch trong các bình gia nhiệt sẽ giảm, dẫn đến việc tăng lượng hơi trích và giảm lượng hơi vào bình ngưng, từ đó nâng cao hiệu suất của tuabin và toàn bộ nhà máy Bên cạnh đó, việc làm lạnh nước đọng cũng giúp giảm sự thay thế hơi trích trong bình gia nhiệt nhận nước đọng, qua đó giảm thiểu tổn thất năng lượng Do đó, các bình gia nhiệt cao áp thường được thiết kế với ba phần chính: làm lạnh hơi, gia nhiệt chính và làm lạnh nước đọng, và quá trình tính toán cho các bình này được thực hiện từ bình có áp suất cao đến bình có áp suất thấp.
2.5.3.1 Bình gia nhiệt cao áp số 1 (BGNCA 1)
Hơi cấp cho bình gia nhiệt cao áp 1 lấy từ cửa trích số 1.
- Entanpi của hơi trích vào BGNCA số 1: i1 = 3225,67 kJ/kg
Với việc lựa chọn BGNCA 1 có 3 khoang, entanpi của nước thoát ra từ phần lạnh của BGNCA số 1 sẽ cao hơn entanpy của nước cấp vào khoảng 20-40 kJ/kg Cụ thể, entanpy của nước thoát ra được tính toán là i’1 = i ' CA1 + 30, với i ' CA1 là 1012,576 kJ/kg, dẫn đến i’1 đạt 1042,576 kJ/kg.
- Entanpy nước cấp ra và vào bình gia nhiệt số 1: i ’’ CA1 = 1177,956 kJ/kg; i ' CA1 = 1012,576 kJ/kg.
- Lưu lượng dòng nước cấp (bằng lưu lượng hơi mới cộng với lưu lượng bổ sung): nc
- 1 : Lưu lượng hơi trích vào BGNCA 1 cũng như là lưu lượng nước đọng ra khỏi BGNCA 1.
Phương trình cân bằng năng lượng cho bình gia nhiệt cao áp 1:
Chọn hiệu suất bình gia nhiệt 1 = 0,98 nc ; i 7 ’’
2.5.3.2 Bình gia nhiệt cao áp 2 (BGNCA 2)
Trong hệ thống bình gia nhiệt, nước đọng từ bình gia nhiệt áp suất cao sẽ chuyển sang bình gia nhiệt áp suất thấp gần đó Do đó, tại bình gia nhiệt áp suất cao 2, sẽ có thêm dòng nước đọng từ bình gia nhiệt áp suất cao 1 Hơi cấp cho bình gia nhiệt áp suất cao 2 được lấy từ cửa trích số 2.
Sơ đồ tính toán nhiệt cho bình gia nhiệt số 2.
- Entanpi của hơi trích vào BGNCA số 2: i2 = 3112,39 kJ/kg
- Entanpi của nước đọng dồn từ BGNCA số 1 về: i’1 42,576 kJ/kg
- Lưu lượng dòng nước cấp nc = 1,02
Chọn BGNCA 2 với 3 khoang, entanpi của nước thoát ra từ phần lạnh cao hơn entanpi của nước cấp vào khoảng 20-40 kJ/kg Cụ thể, entanpi nước ra là i’2 = i ' CA2 + 30 = 908,459 + 30 = 938,459 kJ/kg.
- Entanpy nước cấp ra và vào bình gia nhiệt số 2: i ’’ CA2= 1012,576 kJ/kg i ' CA2 = 908,459 kJ/kg
- 1: lưu lượng nước đọng dồn từ BGNCA số 1 về: 1 = 0,0788
- 2 : Lưu lượng hơi trích vào BGNCA 2
Phương trình cân bằng nhiệt của bình gia nhiệt số 2:
Chọn hiệu suất của bình gia nhiệt là 2 = 0,98 α 2 = α nc ( i '' CA 2 −i ' CA 2 ) / ❑ 2 − α 1 ( i' 1 −i' 2 )
Nước cấp ra khỏi bơm cấp sẽ có entanpy tăng nhẹ do quá trình nén làm tăng nhiệt độ Khi nước ra khỏi bình khử khí, nó được coi là ở trạng thái sôi, giúp tối ưu hiệu quả khử khí kiểu nhiệt Do đó, trước khi tính toán BGNCA số 5, cần phải xác định sơ bộ độ gia nhiệt của bơm cấp để tính toán entanpy của nước cấp vào BGNCA này.
Xác định sơ bộ độ gia nhiệt của bơm cấp cho nước cấp.
Ta có tổng chiều cao cột áp bơm cấp tính theo công thức 2.8/42/TL1.
- ∑ ∆ p tl = ∆p tlđ + ∆p tlh + ∑ ∆ p BGNCA + ∑ ∆ p HN là tổng các trở lực đường ống đầu đẩy, đầu hút với các trở lực của các BGNCA và trở lực bộ hâm nước
Khối lượng riêng ρ của nước được xác định bằng trung bình cộng của khối lượng riêng tại đầu đẩy và đầu hút, với giá trị khoảng (950÷990) kg/m³ Vì vậy, ta chọn ρ = 0 kg/m³.
- Chọn tổng trở lực đường ống vào khoảng (3÷5).10 5 N/m 2 Ta chọn bằng 5.10 5 N/m 2 ,
- Mỗi BGNCA hoặc mỗi bộ hâm nước có trở lực khoảng (2÷3).10 5 N/m 2 Ta chọn3.10 5 N/m 2
Chiều cao đầu đẩy lấy khoảng 50 đến 70 m, với Hđpm được xác định là 50 m Chiều cao đầu hút khoảng 20 đến 30 m, do đó Hh = 20 m Sự chênh lệch chiều cao giữa bao hơi và bình khử khí được tính là Hch = Hđ – Hh = 50 m Áp suất trong bao hơi lớn hơn áp suất hơi mới khoảng 10%, dẫn đến pBH = 1,1 × 150 = 165 bar (165 × 10^5 N/m²) Áp suất bình khử khí được xác định là pkk = 6 bar (6 × 10^5 N/m²).
Nên ∆pBC= [(165 – 6) + 5 + 2.3 + 3.3].10 5 +960 × 9,81 × 50 = 18370880 N/m 2 = 18370,88 kN/m 2 Độ gia nhiệt của bơm cấp là: τ = ∆ p v tb
∆p là tổng chiều cao chênh cột áp của bơm nước cấp, được đo bằng [kN/m²] Thể tích riêng trung bình của nước ở đầu vào và ra của bơm cấp, ký hiệu là vtb, được tính bằng trung bình cộng với đơn vị [m³/kg] Hiệu suất của bơm cấp, ký hiệu là ηb, thường được chọn trong khoảng 0,7 đến 0,85, và trong trường hợp này, chọn ηb = 0,8 Công thức tính toán τ là τ = ∆p vtb.
Do đó ta tính được entanpy của nước cấp vào BGNCA số 3 là : i ' CA3 = i ’’ KK + τ = 681.759 + 23,92 = 705,679 kJ/kg Với i ’’ KK: entanpy nước cấp ra khỏi bình khử khí.
* Xác định sơ bộ lưu lượng hơi trích để chạy tuabine sử dụng cho bơm cấp
Để tối ưu hóa hiệu quả nhiệt cho hệ thống, chúng ta sử dụng hơi từ cửa trích số 3 để vận hành tuabin phụ, nhằm kéo bơm nước cấp Nước ngưng từ tuabin phụ sẽ được dồn về điểm hỗn hợp trên đường nước ngưng chính Chúng ta lựa chọn tuabin hơi cho bơm nước cấp với các thông số đầu vào là: áp suất 1,84 bar, nhiệt độ 0°C, và entanpi 23,38 kJ/kg.
Sau khi rời khỏi tuabin phụ, hơi có các thông số như sau: áp suất đạt 0,08 bar, độ khô là 0,96, và entanpy được xác định là i’’= 2479,92 kJ/kg.
Công suất của bơm nước cấp là:
Lại có lượng nhiệt mà tuabin phụ cần nhận là Q=1,1 × N
Trong đó: α nc : lưu lượng nước cấp (m 3 /s) α TB : lưu lượng hơi trích từ tua bin ( kg/s) ρ n : khối lượng riêng của nước, chọn ρ0kg/m 3
∆ p : tổng chiều cao chênh cột áp của bơm nước cấp (kN/m 2 ) η b : hiệu suất của bơm cấp (chọn η b = 0,7) Suy ra: α TB = (3023,38 1,1 ×1,02 −2479,92) ×18370,88 × 0,7 × 960 = 0,0564
2.5.3.3Bình gia nhiệt cao áp 3 ( BGNCA 3)
Sơ đồ tính toán nhiệt bình cao áp 3
- Entanpi của hơi trích vào BGNCA số 3: i3023,380 kJ/kg
- Entanpi của nước đọng dồn từ BGNCA số 2 về i’2 = 938,459 kJ/kg
- Lưu lượng dòng nước cấp nc = 1,02
- Entanpi của nước đọng ra khỏi BGNCA số 3: i’3 = i ’ CA3 + 30 = 705,679 + 30 = 735,679 kJ/kg
- Entanpy nước cấp ra và vào bình gia nhiệt số 3: i ’’ CA3 = 908,459 kJ/kg; i ’ CA3 = 705,679 kJ/kg.
- Lưu lượng nước đọng dồn từ BGNCA số 2 về
- ’ 3 = 1 + 2+ 3 : Lưu lượng nước đọng ra khỏi BGNCA 3 về bình khử khí
Vậy ta có phương trình cân bằng năng lượng cho BGNCA 3 :
(( 1 + 2 ) i’ 2 + 3 i 3 – ’ 3 i’ 3 ) η 3 = nc (i ’’ CA3 – i ’ CA3 ). nc ; i ’’ CA5
2.5.3.4Tính toán bình khử khí
Không khí hòa tan trong nước có chứa một lượng không khí không ngưng như
Xác định các chỉ tiêu Kinh tế - Kỹ thuật của tổ máy
2.6.1 Tiêu hao hơi trên tuabine hơi
D o k : là tiêu hao hơi cho tuabin ngưng hơi thuần túy có cùng nhiệt giáng
Để tính toán lưu lượng hơi trích tại cửa trích thứ i, công thức được sử dụng là (3407,85 − 2379,3144 × 250000) × 0,99 × 0,99 = 248 kg/s α i Hệ số không tận dụng nhiệt giáng của dòng hơi trích được xác định bằng y i = (i i − i k) / (i o' − i k), trong đó i i là entanpy của hơi trích tại cửa trích thứ i Bảng xác định các hệ số không tận dụng nhiệt giáng sẽ cung cấp thông tin chi tiết về các hệ số này và giá trị entanpy tương ứng.
Kiểm tra cân bằng công suất tai mỗi cụm tầng tuabin Điểm trích D i (kg/s) h i (kJ/kg) N i (kW)
Tổng công suất trong của toàn tuabin N i 255008,4907
Tổng công suất điện phát ra ở đầu máy phát:
Do đó các kết quả tính toán ở trên đúng
2.6.2 Suất tiêu hao hơi của tuabine hơi Ý nghĩa: Phải dùng bao nhiêu kg hơi đưa vào tuabine để sản xuất ra được 1kWh điện năng. d 0 = D 0
2.6.3 Tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin hơi
Lượng nhiệt chính mà hơi phải cung cấp cho turbine và bình ngưng
2.6.4 Tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin khí
- Tiêu hao nhiệt cho 1 tuabin khí là:
- Tiêu hao nhiệt cho 2 tuabin khí là
2.6.5 Suất tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin hơi
Là lượng nhiệt tiêu hao cho thiết bị turbine sản xuất 1kWh điện. q TBH = Q TBH
2.6.6 Suất tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin khí qTBK = N Q e = 250000× 31383,26 2 = 0,063 k W s kJ = 226,8 k W h kJ
2.6.7 Tiêu hao nhiệt cho lò hơi thu hồi nhiệt
Tổng lượng nhiệt tiêu hao cho lò hơi thu hồi nhiệt là yếu tố quan trọng trong quá trình sản xuất hơi quá nhiệt, diễn ra ở đầu ra bộ quá nhiệt cuối cùng trước khi chuyển giao sang khu vực lắp đặt thiết bị của turbine.
Q LH =D LH ( i qn −i nc ) Trong đó :
- DLH là lưu lượng nước cấp vào lò hơi: DLH = nc × Do = 1,02 × 324,61 = 331,1022 kg/s
Iqn là entanpy của hơi quá nhiệt thoát ra từ bộ quá nhiệt cuối cùng của lò hơi, với áp suất 165 bar và nhiệt độ 538 °C Theo bảng tra cứu nước chưa sôi và hơi quá nhiệt, giá trị iqn được xác định là 3400,745 kJ/kg.
2.6.8 Tiêu hao nhiệt cho tổ máy tuabin hơi
2.6.9 Lượng nhiên liệu cần bổ sung cho lò hơi thu hồi nhiệt
Giả sử toàn bộ lượng nhiệt của khói thải từ tuabin khí sẽ được lò hơi thu hồi nhiệt hấp thụ hoàn toàn
Lượng nhiệt của khói thải ra từ 1 tuabin khí là
QTBK = Vk.VLNG I TBK '' ,132.23,9.295,2 = 71484,1 kW
Tổ máy có 2 tuabin khí nên nhiệt lượng khói thải ra từ tuabin là:
Do vậy lượng nhiệt cần bổ sung vào cho lò hơi thu hồi nhiệt là:
Lượng nhiên liệu cần bổ sung cho lò hơi thu hồi nhiệt:
2.6.10 Tiêu hao nhiệt cho buồng đốt của tua bin khí
QBĐ = n ×V LNG ×V k ×( I bđ '' − I bđ ' ) = 2 ×23,9 × 10,132× (1409,7 -449,48) = 465043,76 kW
V LNG : Lưu lượng nhiên liệu LNG cần cấp vào cho 1 buồng đốt (m 3 /s)
V k : lượng khói thải ra khi đốt cháy hoàn toàn 1m 3 nhiên liệu khí LNG
Lượng nhiệt thực tế cấp vào buồng đốt là :
2.6.11 Suất tiêu hao nhiệt cho lò hơi thu hồi nhiệt
Lượng nhiệt mà nước nhận được trong là hơi tính cho một đơn vị nhiệt năng sản xuất ra. q LH = Q LH
2.6.12 Suất tiêu hao nhiệt cho buồng đốt của tuabin khí q BĐ = Q BĐ thựctế
2.6.13 Hiệu suất nhiệt của tổ máy tuabin hơi η c h = N e h
2.6.14 Suất tiêu hao nhiệt cho toàn tổ máy tuabin hơi ĐN: Suất tiêu hao nhiệt cho toàn tổ nhà máy là tiêu hao nhiệt cho toàn tổ nhà máy để sản xuất ra một đơn vị điện năng (thường 1kWh). q c h = Q c h
2.6.15 Suất tiêu hao nhiệt cho toàn tổ máy tuabin khí q c k = Q BĐ thựctế
2.6.16 Suất tiêu hao nhiệt cho toàn nhà máy
2.6.17 Hiệu suất truyền tải môi chất trong tổ máy tuabin hơi
Hiệu suất truyền tải môi chất được xác định dựa trên tổn thất nhiệt ra môi trường xung quanh và tổn thất áp suất trong quá trình vận chuyển nước và hơi Trong toàn bộ chu trình nhiệt của nhà máy, tổn thất trên đường vận chuyển giữa gian lò và gian tuabine là lớn nhất, do đó, hiệu suất truyền tải được tính toán chủ yếu dựa vào tổn thất trên đoạn đường này Công thức tính hiệu suất truyền tải là η tr = Q TBH.
2.6.18 Hiệu suất của thiết bị tuabine hơi ĐN: Hiệu suất của thiết bị tuabine hơi là hiệu suất khối thiết bị tuabine - máy phát, có kể cả tổn thất nhiệt ở bình ngưng. η TBH = N e h
2.6.19 Hiệu suất toàn bộ nhà máy. ĐN: Hiệu suất của toàn nhà máy cũng chính là hiệu suất của toàn tổ máy khi các tổ máy có cùng công suất điện với nhau. η c = N e h + N e k
2.6.20 Tiêu hao nhiên liệu cho tổ máy tuabin hơi
TÍNH TOÁN LỰA CHỌN THIẾT BỊ CHÍNH
Tính toán lựa chọn thiết bị gian máy
Bơm nước cấp là thiết bị thiết yếu trong nhà máy, đóng vai trò quan trọng trong việc duy trì hoạt động ổn định của lò hơi, từ đó đảm bảo quá trình sản xuất điện năng diễn ra liên tục và hiệu quả.
Bơm nước cấp được chọn sao cho cấp đủ nước ở công suất cực đại của toàn khối với lượng dự trữ 10%.
Bơm điện dự phòng với năng suất đạt 35% lưu lượng toàn khối là giải pháp an toàn cho bơm cấp Để đảm bảo hiệu quả làm việc, lưu lượng nước qua mỗi bơm cấp cần được tính toán dư ra khoảng 5 đến 10% so với định mức, đồng thời cột áp cũng nên được dự trù dư ra một khoảng tương tự.
Tổng chiều cao cột áp bơm cấp tính theo công thức (2.8) TL [1] tr42:
p = pđ – ph = (pBH – pKK) + ∑ ∆ p tl + ρ g ( H đ − H h ) , [ N / m 2 ]
- ∑ ∆ p tl = ∆p tlđ + ∆p tlh + ∑ ∆ p BGNCA + ∑ ∆ p HN là tổng các trở lực đường ống đầu đẩy, đầu hút với các trở lực của các BGNCA và trở lực bộ hâm nước
Khối lượng riêng ρ của nước được xác định bằng cách lấy trung bình cộng của khối lượng riêng tại đầu đẩy và đầu hút, với giá trị khoảng (950÷990) kg/m³ Do đó, chúng ta chọn ρ = 0 kg/m³.
- Chọn tổng trở lực đường ống vào khoảng (3÷5) × 10 5 N/m 2 Ta chọn bằng 5 × 10 5 N/m 2 ,
- Mỗi BGNCA hoặc mỗi bộ hâm nước có trở lực khoảng (2÷3) × 10 5 N/m 2 Ta chọn
Chiều cao đầu đẩy khoảng 50 đến 70 mét, với chiều cao đầu hút là 20 mét Do đó, chiều cao chênh lệch giữa bao hơi và bình khử khí được tính là 50 mét Áp suất trong bao hơi lớn hơn áp suất hơi mới khoảng 10%, nên áp suất bao hơi là 165 bar Trong khi đó, áp suất bình khử khí là 6 bar.
- Lưu lượng nước cấp : Dnc = nc × Do = 1,02 × 324,61= 331,1022 kg/s
Lưu lượng nước cấp của 1 bơm có kể đến 10% dự trữ là:
Dnc 64,212 kg/s Năng suất của bơm nước cấp
Qnc = Dnc.υ Với υ: thể tích riêng trung bình của nước cấp υ ¿ 1 ρ = 960 1 =0,00104 m 3 /kg
- Cột áp của bơm nước cấp lấy dự trữ cột áp 10% ta có:
Wbc Ta chọn bơm cấp chạy bằng tuabin hơi theo bảng PL 3.9.f trang 168, TL [1] có thông số như nhau:
Công suất: 17000 kW Áp suất đầu đẩy: 350 at Áp suất đầu hút: 22 at
Số vòng quay: 4700 vòng/phút
Năng suất của bơm được xác định dựa trên lượng hơi tối đa vào bình ngưng, bao gồm cả việc trích hơi để gia nhiệt hồi nhiệt và cần tính đến độ dự trữ 10%.
Dng = DK + D7 + Dch + De + Drr , kg/s trong đó :
DK: lượng nước do hơi cuối tuabin ngưng tụ ở bình ngưng
D8: lượng nước đọng ra khỏi bình GNHA 8
Dch: lượng nước đọng của hơi chèn
De: lượng nước đọng của hơi trích cho Ejectơ
Dbs: lượng nước bổ sung
DTB : lượng nước đọng của tuabin phụ dùng để truyền động cho bơm nước cấp
Vậy : Dng = D0 × (K + 8 + ch + e+bs+TB)
= 231,025 kg/sNếu tính thêm dự trữ 10% thì :
Năng suất của bơm nước ngưng
- Cột áp của bơm nước ngưng :
Trong đó: pkk = 6 bar : áp lực bình khử khí pk = 0,07 bar: áp lực bình ngưng
Có 4 BGHA, trở lực mỗi bình là N/m 2 Trở lực đường ống: chọn N/m 2 Độ chênh chiều cao đầu hút và đầu hút:
∆H = Hđ - Hh = 25 – 2 = 23 m Khối lượng riêng trung bình: = 960kg/m 3 Gia tốc trọng trường: g = 9,81 m/s 2 Vậy:
⟹ ∆ p BN $09604,8 N /m 2 Để đảm bảo cho quá trình làm việc của bơm ta phải lấy dư 10%
Công suất động cơ cần kéo bơm là:
W BN = Q K × ∆ p BN η BN , [ W ]Trong đó: η BC =0,82: hiệu suất của bơm ngưng
Theo bảng PL3.10 ta chọn 3 bơm 16KcB- 11 × 4 có thông số như sau:
+Sức ép 160 mH2O +Số vòng quay: 1450 [v/p].
+Công suất tiêu thụ: 300 kW.
Từ đó ta chọn được loại động cơ để kéo bơm nước ngưng
- Ký hiệu động cơ: AB-114-4
Bơm tuần hoàn được lựa chọn dựa trên điều kiện làm việc mùa hè, với lượng hơi vào bình ngưng lớn nhất và nhiệt độ nước tuần hoàn cao nhất Lưu lượng hơi được tính toán theo chế độ ngưng hơi thuần tuý Năng suất của bơm tuần hoàn phải đáp ứng đủ lượng nước cần cung cấp cho bình ngưng, đồng thời cũng cần xem xét lượng nước làm mát cho dầu, máy phát và các yêu cầu khác.
Ta có phương trình cân bằng nhiệt của bình ngưng
QK Với: QK: lượng nhiệt hơi truyền cho nước làm mát
DK = D0 k = 0,57849 × 324,617,784 kg/ s : lượng hơi vào bình ngưng
Glm: lượng nước làm mát hơi vào bình ngưng
I lm v I lm r entanpi nước làm mát vào và ra bình ngưng
C = 4,18 kJ/kg 0 C Nhiệt dung riêng của nước t1 = 25 0 C; t2 = 35 0 C: nhiệt độ nước làm mát vào và ra khỏi bình ngưng.
Từ phương trình cân bằng nhiệt ta có
Ngoài ra phải tính đến lượng nước cần dùng cho các nhu cầu khác trong nhà máy. Lượng nước này chiếm 10 % so với lượng nước làm mát hơi.
Vậy lượng nước tuần hoàn qua bơm:
Năng suất của bơm tuần hoàn:
Trong đó: υ: Thể tích riêng trung bình của nước tuần hoàn
- Trở lực ở bình ngưng có thể xác định theo công thức (3.7/70 - TKNMNĐ).
+ z = 2 : Số chặng đường nước của bình ngưng.
+ = 2 m/s: Tốc độ nước đi trong bình ngưng.
Hệ số thực nghiệm b phụ thuộc vào đường kính trong của ống bình ngưng, cụ thể là d = 25mm Theo bảng 3.2/70-TL1, giá trị b được xác định là 0,067 tại nhiệt độ 0 °C và nhiệt độ nước làm mát trung bình t = 30 °C Công thức tính b được đưa ra là b = 0,067 × [1 + 0,007 × (t – 20)].
⟹ ∆ p k ,11 kN /m 2 Để đảm bảo cho qua trình làm việc của bơm ta phải lấy dư 10% đối với pk:
Công suất động cơ cần thiết để kéo bơm tuần hoàn được tính theo công thức (3.8/71 - TKNMNĐ):
Tra bảng “Đặc tính kỹ thuật của bơm tuần hoàn”/171 - TKNMNĐ ta có:
+ Chọn 4 bơm tuần hoàn, loại bơm: 40ᴨpB-60
+ Đường kính ống hút/ ống đẩy: 960/1150 mm.
Nước đọng từ bình gia nhiệt hạ áp 5 được chuyển đến bình gia nhiệt hạ áp 6, nơi nước đọng sẽ được bơm trộn với dòng nước ngưng Bơm này được gọi là bơm nước đọng.
- Cột áp mà bơm cần khắc phục
- Khối 250MW chọn 1 bơm nước đọng
- Xác định lưu lượng nước
Lưu lượng của bơm nước đọng được xác định là lượng nước đọng thoát ra từ bình gia nhiệt hạ áp 6 và bơm vào đường nước ngưng sau bình gia nhiệt hạ áp 5.
Tính thêm 10% dự trữ thì ta có:
Dđ = 17,37 1,1 = 19,1 kg/s Thể tích riêng của lượng nước đọng này là:
= 0,0010435 m 3 /kg Vậy năng suất của bơm đọng là
- Xác định cột áp bơm nước đọng Áp suất nước ngưng tại điểm hỗn hợp bar
Ta chọn bơm nước đọng có thông số như sau:
Công suất : Đường kính ống hút: Đường kính ống đẩy:
Bình ngưng hoạt động dựa trên nguyên tắc hơi từ tua bin được tiếp xúc gián tiếp với nước làm lạnh, giúp làm mát và ngưng tụ thành nước Ưu điểm nổi bật của bình ngưng này là nước ngưng thu được rất sạch, có thể cung cấp trực tiếp cho lò hơi Trong quá trình hoạt động, nước lạnh được dẫn qua ống đồng, trong khi hơi thực hiện trao đổi nhiệt bên ngoài ống.
Diện tích bề mặt trao đổi nhiệt của bình ngưng xác định theo công thức
Q : lượng nhiệt do hơi nhả ra
DK = 187,784 kg/s :lưu lượng hơi đi vào bình ngưng
IK = 2379,3144 kJ/kg: entanpi hơi đi vào bình ngưng
I’K 3.43 kJ/kg: entanpi nước ngưng
tcp: độ chênh lệch nhiệt độ trung bình logarit giữa hơi và nước
Độ chênh lệch nhiệt độ giữa nước tuần hoàn ra và vào bình ngưng được tính bằng công thức t = t2 - t1 Trong đó, độ chênh lệch nhiệt độ giữa nước ngưng và nước tuần hoàn ra khỏi bình ngưng được xác định là δt = tK – t2, với giá trị cụ thể là δt = 39 - 35 = 4°C.
K: Hệ số truyền nhiệt được xác định dựa vào tốc độ nước và nhiệt độ trung bình nước đầu vào và đầu ra: dựa vào toàn đồ xác định hệ số truyền nhiệt tổng của bình ngưng (hình 3.4/TL [1] /74)
Với ω=2 m/ s và t= 30 o C thì ta có: K= 3450 ( kcal/m 2 hK) = 4005 (W/m 2 K)
Vậy ta chọn cho bình ngưng có các thông số:
Loại bình ngưng: 1000KUC-4 Diện tích mặt làm lạnh: 6500 m 2
Lưu lượng nước làm lạnh: 16000 m 3 /h
3.1.6 Tính chọn bình khử khí
Thiết bị khử khí phải được chọn sao cho sản lượng của nó phải bằng sản lượng nước cấp cực đại cho lò hơi.
Dung tích của thiết bị khử khí chứa nước dưới cột khử khí được chọn với dự trữ nước khi lò chạy toàn tải trong thời gian 5 phút.
Lưu lượng nước cấp cho lò hơi.
Dnc = 331,102 kg/s Lưu lượng nước khử khí là lưu lượng nước cấp có tính đến dự trữ 5%.
Dung tích của bình chứa nước sau khi đã khử khí phải đảm bảo cung cấp nước trong 5 phút = 300 giây.
Tra bảng “Bảng PL3.8c Đặc tính kỹ thuật của bình khử khí/163/TKNMNĐ:
- Áp suất định mức: 9 at.
- Thể tích thùng chứa nước: 120 m 3
3.1.7 Bình gia nhiệt cao áp 1
- Phương trình cân bằng nhiệt của bình gia nhiệt cao áp 1 là:
- Entanpy nước cấp vào BGNCA 1 là i CA1 ' = 1012,576 kJ/kg
- Entanpy nước ra khỏi BGNCA 1 là i CA1 '' = 1177,956 kJ/kg
- Nhiệt độ nước vào BGNCA 1 là:
- Nhiệt độ nước ra BGNCA 1 là:
- Nhiệt độ của hơi trích vào BGNCA 1 là: t1 = 420 o C
Entanpy của nước tại BGNCA 1 được xác định là i1’ = 1042,576 kJ/kg Khi tham khảo bảng dữ liệu về nước chưa sôi và hơi quá nhiệt ở áp suất 57 bar, tương ứng với áp suất trong BGNCA 1, ta có thể xác định nhiệt độ t1’ = 241 °C.
- Độ chênh nhiệt độ trung bình :
- Nhiệt độ trung bình của nước đi trong BGNCA 1:
Lựa chọn tốc độ nước đi trong BGNCA 1 là:
Dựa vào nhiệt độ trung bình của nước trong BGNCA 1 và tốc độ dòng chảy, chúng tôi đã xác định được hệ số truyền nhiệt k là 4538,33 kcal/m².h.K, tương đương với 5269,5 W/m².K.
- Diện tích bề mặt trao đổi nhiệt của BGNCA 1 là:
Chọn loại bình gia nhiệt ПB-250/180 No 2 có thông số sau:
- áp suất hơi trích [at] : 21
- Diện tích bề mặt truyền nhiệt : 250 m2
-Nhiệt độ nước ra cực đại : 25 0 C.
3.1.8 Bình gia nhiệt cao áp 2
- Phương trình cân bằng nhiệt của bình gia nhiệt cao áp 2 là:
- Entanpy nước cấp vào BGNCA 2 là i CA ' 2 = 908,459 kJ/kg
- Entanpy nước ra khỏi BGNCA 2 là i CA '' 2 = 1012,576 kJ/kg
- Nhiệt độ nước vào BGNCA 2 là:
- Nhiệt độ nước ra BGNCA 2 là:
- Nhiệt độ của hơi trích vào BGNCA 2 là: t2 = 352 o C
Entanpy của nước ở trạng thái ra khỏi BGNCA 2 được xác định là i2’ = 938,459 kJ/kg Khi tra bảng nước chưa sôi và hơi quá nhiệt tại áp suất p = 31,92 bar (bằng áp suất trong BGNCA 2), ta tìm được nhiệt độ t2’ tương ứng là 218,83 °C.
- Độ chênh nhiệt độ trung bình :
Lựa chọn tốc độ nước đi trong BGNCA 2 là:
Nhiệt độ trung bình của nước đi trong BGNCA 2:
Tính toán lựa chọn thiết bị gian lò hơi
Quạt gió hút không khí từ phía trên của gian lò và thổi vào bộ sấy không khí, giúp tận dụng nhiệt lượng tỏa ra từ lò trong không gian xung quanh, đồng thời cung cấp thông gió hiệu quả cho lò.
Ta có năng suất của lò hơi thu hồi nhiệt là: DLH = 331,1022 kg/s = 1191,97 T/h
Do vậy ta chọn lò hơi này có 4 quạt gió
1 Lưu lượng gió yêu cầu của quạt là:
Lượng nhiên liệu cần bổ sung cho lò hơi thu hồi nhiệt:
31274 ",79 m 3 /s Chọn m = 1,2: Hệ số không khí thừa trong buồng lửa
m = 0,05: Hệ số lọt không khí trong buồng lửa
skk = 0,05: Hệ số không khí rò rỉ trong bộ sấy không khí t : nhiệt độ không khí lạnh ở đầu vào quạt
Ta có lượng không khí lý thuyết để đốt cháy 1 m 3 LNG là:
VKK o =8,3m 3 /m 3 (tính toán trong phần 2.2)
Để tính toán dự trữ năng suất của quạt, cần xem xét khả năng hoạt động song song của 4 quạt, vì điều này sẽ làm giảm lưu lượng khói so với tổng lưu lượng khi từng quạt hoạt động riêng lẻ Đề xuất dự trữ năng suất cho quạt là 10%.
Năng suất của một quạt là:
2 Tính sức ép (H) của quạt gió:
Khi lò hơi có phụ tải cực đại H xác định theo công thức sau:
H1: Tổng trở lực của đường không khí có tính đến hiệu chỉnh áp lực khí quyển:
H1 Tổng trở lực của đường không khí h chọn theo kinh nghiệm :370 mmH2O; hkq = 760 mmHg: áp suất khí quyển
H2: Sức hút tự nhiên của đường không khí
H: Chiều cao của phần có sức hút tự nhiên (bộ sấy không khí và ống không khí nóng) H = 15m. tb: Nhiệt độ không khí được sấy nóng: Chọn tkk = 130 0 C hck: Chân không trong buồng lửa ở chỗ không khí vào hck = hft + 0,95Hft hft = 2 mmH2O chân không trước cụm pheston [TL-1]
Hft: Chiều cao tính từ chỗ vòi phun đến tâm đường khói ra khỏi buồng lửa tại chỗ pheston: Hft = 6,4m.
Vậy sức ép của quạt:
Dựa vào H và Q ta chọn quạt có các thông số như sau:
-Ký hiệu quạt : BД -32H -Năng suất : 350x10 3 m 3 /h -Sức ép quạt : 6780 mmH2O -Công suất động cơ điện kéo quạt: 550 kW -Số vòng quay của quạt: 580 v/p
Quạt khói được lựa chọn dựa trên năng suất của lò hơi Theo tiêu chuẩn thiết kế nhà máy nhiệt điện, đối với lò hơi có năng suất từ 950 t/h trở lên, cần sử dụng 4 quạt khói cho mỗi lò.
1 Tính năng suất quạt khói:
Tính lưu lượng khói của lò sinh ra được
273 , m 3 /s Trong đó: B =22,79 m 3 /s lượng khí LNG tiêu hao cho 1 lò
Vy: Tổng thể tích sản phẩm cháy của 1 m 3 nhiên liệu LNG
Lượng Oxy lý thuyết để cháy hoàn toàn 1 m 3 nhiên liệu khí LNG:
VO2 = (m + n/4).[CmHn] = (1+4/4).[CH4] + (2+4/4)[C2H4] + (2+6/4)[C2H6] = 2.0,84 + 3.0,015 + 3,5.0,005 = 1,743 m 3 /m 3 Lượng không khí lý thuyết để cháy hoàn toàn 1 m 3 nhiên liệu khí LNG
VKK o = VO2/ 0,21 = 1,743/0,21 = 8,3 m 3 /m 3 Lượng khói lý thuyết sinh ra khi đốt cháy hoàn toàn 1 m 3 LNG:
= 3.0,84 + 4.0,015 + 5.0,005 + 0,02 + 0,12 + 0,79.8,3 = 9,302 m 3 /m 3 Lượng khói thải thực tế sinh ra là:
VK = VK o + (α– 1).VKK o ( Với α là hệ số không khí thừa) = 9,302 + (1,1 – 1).8,3 = 10,132 m 3 /m 3 nhiên liệu khí
Vo : là lượng không khí lý thuyết để đốt cháy hết 1 m 3 LNG
= 0,2: Lượng không khí lọt vào đường khói sau bộ sấy không khí.
Nhiệt độ khói ở quạt khói: t = 5 o C
Để tính toán dự trữ năng suất của quạt, cần xem xét khả năng làm việc song song của 4 quạt, điều này sẽ giúp giảm lưu lượng khói so với tổng lưu lượng khói khi mỗi quạt hoạt động riêng lẻ Dự trữ năng suất được đề xuất là 10%.
2 Tính sức ép của quạt khói H:
Chân không trước cụm pheston được xác định là h’ = 2 mmH2O Tổng trở lực của đường khói, ký hiệu là hk, được tính toán dựa trên trọng lượng riêng của khói (), áp lực khí quyển và hệ số nồng độ bụi () trong dòng khói Công thức tính hk là hk = [Hb (1 + ) + Hz + Hy].
Hb (1 + ): Trở lực của đường khói từ buồng lửa đến bộ khử bụi, chọn Hb 250 mmH2O.
: Nồng độ bụi trong cột khói được tính như sau:
Vì lò hơi của chúng ta đốt LNG nên độ tro làm việc xem như bằng 0
Hz: Trở lực bộ khử bụi lấy Hz = 60 mmH2O
Hy: Trở lực đường khói từ chỗ bộ khử bụi đến chỗ khói thoát bao gồm:
Trở lực từ khử bụi đến quạt: 15 mmH2O Trở lực từ quạt đến ống khói: 30 mmH2O Trở lực của ống khói: 15 mmH2O
1,293γ : Hệ số hiệu chỉnh trọng lượng riêng của khói
Tổng sức hút tự nhiên của đường khói kể cả sức hút do ống khói tạo nên h ck =( 1,2− 273 273 +t k γ 0 ) H kh
Hkh: Chiều cao ống khói, lấy Hkh = 250 m
Trọng lượng riêng của khói ở điều kiện tiêu chuẩn là 1,335 kg/m³, với nhiệt độ trung bình của dòng khói trong ống khói là tk = 138°C, tương đương với nhiệt độ của khói tại quạt khói.
Hck = 78,31 mmH2O Vậy : H = h’ + hk - hck
Lấy độ dự trữ 10% mmH2O
Từ Q và H ta chọn được quạt khói sau:tra bảng PL2.3, trang 140 TL[1]:
-Ký hiệu quạt :ДH26 × 2 -Năng suất : 500000 m 3 /h -Sức ép quạt : 355 mmH2O -Số vòng quay : 750 v/p -Công suất động cơ kéo quạt: 585 kW
Ống khói được lựa chọn dựa vào lưu lượng và yêu cầu tốc độ khói, với tốc độ khói cần đủ để vượt qua trở lực của ống khói và không quá cao để tránh mài mòn Theo quy định, tốc độ khói phải đạt từ 4 đến 20 m/s.
Khi thiết kế hệ thống thông gió cưỡng bức, chiều cao ống khói được xác định dựa vào yêu cầu vệ sinh môi trường xung quanh nhà máy và độ bền trong xây dựng Trong dự án này, nhà máy nhiệt điện sẽ có ống khói cao 250 m, được xây dựng bằng bê tông cốt thép Đường kính trong của miệng ống khói được tính toán theo công thức cụ thể.
Vk: Lượng khói thoát ra.
: Tốc độ khói ra khỏi ống khói Chọn = 40 m/s ( ứng với chiều cao ống khói là 250 m)
Để đảm bảo tính vững chắc của ống khói, độ côn của ống khói cần phải nhỏ hơn một giá trị giới hạn, thường nằm trong khoảng 2 ÷ 5 độ C với tgα = 0,035 ÷ 0,087 Khi chọn tgα = 0,05, chúng ta có thể tính được đường kính trong của ống khói tại vị trí chân ống khói cùng với đường kính trung bình của ống khói.
Trở lực của ống khói:
Với ρ k là khối lượng riêng của khói ứng với nhiệt độ t k = 138 o C Tốc độ trung bình của khói đi trong ống :
Đường đi của hơi mới
Đường ống dẫn hơi quá nhiệt từ lò hơi đến tuabin cao áp là một phần quan trọng trong hệ thống Trên đường ống này có trang bị các van chặn, van an toàn, van stop và van điều chỉnh tuabin để đảm bảo hoạt động hiệu quả Bên cạnh đó, một lượng hơi cũng được trích ra để cung cấp cho hệ thống chèn trục tuabin, hỗ trợ cho hoạt động của ejector.
- Van chặn để ngắt tạm thời các đoạn của ống dẫn và không cho dòng hơi quá nhiệt chuyển động.
- Van điều chỉnh cho phép thay đổi lưu lượng và áp lực bằng cách thay đổi độ mở của van.
- Van an toàn để bảo vệ các thiết bị và đường ống khỏi chịu áp lực quá mức.
Khi cần dừng tuabin, việc đầu tiên là đặt van dừng và đóng van điều chỉnh Điều này đặc biệt quan trọng trong các tình huống khẩn cấp như sự cố tuabin, khi ngắt mạch máy phát, hoặc khi độ di trục của tuabin vượt quá giới hạn cho phép Nếu tốc độ tuabin quá mức, cần phải dừng ngay lập tức để đảm bảo an toàn cho hệ thống.
Đường hơi phụ
Đường hơi phụ bao gồm đường hơi trích cho các bình gia nhiệt hồi nhiệt, hơi đi chèn trục, cho ejector.
4.2.1 Hơi trích cho các bình gia nhiệt. Để gia nhiệt cho nước ngưng, nước cấp chúng ta sử dụng một phần hơi sau khi giản nở sinh công từ các cửa trích của tuabin Hơi được lấy từ các cửa trích của tuabin gọi là hơi chính Hơi chính gia nhiệt cho nước cấp ở các bình gia nhiệt cao áp và nước ngưng ở các bình gia nhiệt hạ áp Để gia nhiệt cho bình khử khí thì lấy hơi trích từ cửa trích số 5 cho qua van giảm áp trước khi vào cột khử khí.
Trên đường ống hơi, chúng ta lắp đặt các van chặn để kiểm soát dòng hơi từ tuabin đến bình gia nhiệt, nhằm đảm bảo an toàn trong trường hợp sự cố Khi cần sửa chữa, van chặn sẽ đóng lại, và có thể điều chỉnh khi vận hành Đồng thời, các van một chiều được sử dụng để cho phép dòng hơi di chuyển từ tuabin xuống bình gia nhiệt mà không cho phép dòng hơi chảy ngược, giúp tối ưu hóa hiệu quả trao đổi nhiệt trong bình gia nhiệt.
4.2.2 Hơi cho ejector. Để tạo chân không trong bình ngưng ta dùng 1 ejector Ejector hơi là loại thiết bị đơn giản hơn cả, lại vận hành đảm bảo Lượng hơi dung cho ejector trích từ đường hơi mới vào là0,5% so với lượng hơi mới đầu vào tuabin.
Đường nước ngưng
Sau khi quá trình giãn nở sinh công trong tuabin diễn ra, lượng hơi còn lại chủ yếu được đưa về bình ngưng Tại bình ngưng, hơi được làm mát nhờ nước tuần hoàn và ngưng đọng thành nước Nước ngưng sau đó được bơm đẩy qua ejector chính để làm mát và tiếp tục đi qua các bình gia nhiệt hạ áp trước khi đến thiết bị khử khí.
Phía sau ejetor, đường tái tuần hoàn nước ngưng được lắp đặt để duy trì mực nước cần thiết cho bình ngưng, giúp bơm nước ngưng hoạt động liên tục Đường tái tuần hoàn này hoạt động khi khởi động tuabin và ở phụ tải thấp, khi lượng nước ngưng trong bình ngưng giảm dưới mức quy định Để điều chỉnh lượng nước ngưng quay trở lại bình ngưng, có thể sử dụng van tự động điều khiển bằng xung Khi mức nước trong bình ngưng giảm xuống dưới mức quy định, tín hiệu xung sẽ được tạo ra để mở van, cho phép nước theo đường tái tuần hoàn trở về bình ngưng.
Sau khi nước ngưng đi qua ejector, nó được gia nhiệt tại các bình gia nhiệt hạ áp, nhờ vào nhiệt từ hơi tại các cửa trích Mỗi bình gia nhiệt đều có các đường đi tắt đến bình gia nhiệt tiếp theo, nhằm đảm bảo nước ngưng có thể tiếp tục lưu thông đến bình khử khí trong trường hợp xảy ra sự cố Tại bình khử khí, một van điều chỉnh tự động được lắp đặt để duy trì mức nước theo quy định.
Đường nước cấp
Nước vào bình khử khí bao gồm nước từ các BGNHA, nước đọng từ BGNCA và nước gia nhiệt bổ sung Bình khử khí có nhiệm vụ tách các khí hòa tan gây ăn mòn ra khỏi nước Sau khi khử khí, nước sẽ được bơm qua các BGNCA1,2,3 và vào lò hơi Trước khi vào bộ hâm nước của lò hơi, nước phải đi qua van một chiều để đảm bảo không mất nước khi áp lực đường ống cấp giảm xuống dưới mức quy định.
Để bảo vệ bơm nước, cần lắp đặt van một chiều ở phía đầu đẩy nhằm ngăn chặn nước chảy ngược, tránh gây hư hỏng cho bơm Ngoài ra, trong các BGNCA, nên thiết lập các đường đi tắt để khi xảy ra sự cố ở một bình gia nhiệt, nước có thể được cung cấp qua đường đi tắt đến bình gia nhiệt kế tiếp.
Đường nước đọng
Để đảm bảo hiệu quả trao đổi nhiệt của các bình gia nhiệt, cần rút nước đọng ra khỏi bình Nước đọng hình thành do hơi trích từ ruabin để gia nhiệt cho nước cấp và nước ngưng, sau khi gia nhiệt, nhiệt độ giảm và dẫn đến ngưng tụ Tại các BGNCA 1,2,3, còn có phần lạnh đọng Trước khi xả, nước đọng cần trao đổi nhiệt với nước vào nhằm hạ entanpi, tăng công suất dòng hơi và chuyển từ nước sôi sang nước chưa sôi để tránh hiện tượng hơi flash trong bình tiếp theo.
Nước đọng từ các bình gia nhiệt bề mặt cao áp sẽ tự chảy đến bình gia nhiệt hỗn hợp, trong khi nước từ bình gia nhiệt áp suất thấp sẽ chảy vào đường nước ngưng chính trước bơm ngưng Các bình gia nhiệt hạ áp còn lại sẽ dồn cấp nước đọng và sử dụng bơm để bơm vào đường nước ngưng chính Để đảm bảo hiệu quả trao đổi nhiệt, trên đường nước đọng có lắp đặt van steam trap để cho phép nước đi qua mà không cho hơi thoát ra Tại đầu đẩy của bơm nước đọng, van một chiều được lắp đặt để ngăn nước chảy ngược, bảo vệ bơm khỏi hư hỏng Nước đọng từ làm lạnh ejector và hơi chèn cũng sẽ được dẫn về bình ngưng.
Lò hơi
Lò hơi là thiết bị thiết yếu trong nhà máy nhiệt điện, có nhiệm vụ cung cấp đủ lượng và chất lượng hơi cần thiết cho tuabin.
Tuabin
Nhà máy gồm 3 khối, mỗi khối được trang bị một tuabin K-250-150 ngưng hơi, lắp đồng trục với máy phát Hơi nước vào tuabin có nhiệt độ 538°C và áp suất 150 at, với thiết kế tuabin 3 thân.
Bình ngưng
Bình ngưng có vai trò quan trọng trong việc ngưng tụ hơi từ tuabin, đảm bảo độ chân không cần thiết cho hoạt động an toàn và hiệu quả Thiết kế bình ngưng sử dụng kiểu làm mát bề mặt, trong đó nước làm mát lưu thông qua các ống, trong khi hơi nước sẽ tỏa nhiệt ra bên ngoài Các ống được chế tạo từ đồng, tránh sử dụng ống thép do tính chất oxy hóa và ăn mòn, cũng như hệ số dẫn nhiệt thấp của chúng Để tối ưu hóa hiệu quả trao đổi nhiệt, bình ngưng được thiết kế theo kiểu hai chặng, cho phép nhiều lần trao đổi nhiệt giữa hơi và nước làm mát.
Tuabin K250-150 được trang bị một bình ngưng với áp lực làm việc trong khoang hơi là 0,035 ata và trong khoang nước là 1,6 ata Để bảo vệ tuabin, van an toàn được lắp đặt trên cổ bình ngưng, hoạt động dựa trên nguyên lý màng kim loại Van này kết nối một đầu với cổ bình ngưng và đầu kia với ống thông ra ngoài trời Phía sau màng kim loại là một lưỡi dao kim loại Khi chân không trong bình ngưng tốt, màng kim loại sẽ cong vào trong Tuy nhiên, nếu chân không giảm, màng kim loại sẽ di chuyển đến gần lưỡi dao, làm cho áp suất trong bình lớn hơn áp suất khí trời, từ đó hơi trong bình sẽ thoát ra ngoài, bảo vệ tuabin khỏi hư hỏng.
Ejector
Nhiệm vụ chính là duy trì áp lực trong bình ngưng ở mức quy định, bằng cách hút không khí để đảm bảo chân không trong bình Mỗi tuabin được trang bị hai ejector: một ejector hoạt động trong quá trình khởi động và một ejector chính hoạt động liên tục cùng với tuabin Hơi cung cấp cho ejector được lấy từ đường hơi mới, trong khi nước ngưng được sử dụng để làm mát qua ejector Nước đọng sẽ được dồn về bình ngưng.
Bình gia nhiệt hạ áp
Tuabin được trang bị 4 bình gia nhiệt hạ áp, 3 bình trao đổi nhiệt cao áp và 1 bình trao đổi nhiệt kiểu hỗn hợp (khử khí) Hơi cung cấp cho các bình gia nhiệt này được lấy từ các cửa trích của tuabin Nước ngưng đi qua các bình gia nhiệt hạ áp sẽ nhận nhiệt từ hơi trích, làm tăng nhiệt độ của nước ngưng Sau khi gia nhiệt, hơi sẽ ngưng thành nước đọng, được dồn từ bình gia nhiệt hạ áp số 6 về số 5 và số 4 Nước đọng từ bình gia nhiệt số 6 sẽ được bơm về đường nước ngưng chính, trong khi nước đọng ở bình gia nhiệt số 7 được chuyển về bình ngưng.
Bình khử khí
Bình khử khí có nhiệm vụ loại bỏ các chất khí hòa tan trong nước trước khi nước vào lò hơi Nguồn nước đầu vào bao gồm nước từ các BGNCA, BGNHA và nước từ bình GNBS Để cung cấp hơi cho bình khử khí, hơi được lấy từ cửa trích số 3 và đi qua bộ giảm ôn giảm áp, bên cạnh đó còn có một phần hơi từ bình phân ly hơi Sau khi khử khí, nước sẽ được chứa trong bể chứa phía dưới cột khử khí, đảm bảo cung cấp đủ nước cho lò làm việc với phụ tải tối đa trong vòng 5 phút.
Thiết bị khử khí là một loại thiết bị trao đổi nhiệt kiểu hỗn hợp, hoạt động với áp suất 6 bar Nước được đưa vào từ trên xuống, trong khi hơi đi từ dưới lên Các dòng nước với nhiệt độ khác nhau được phân phối theo chiều cao của thiết bị, với nước có nhiệt độ thấp được đưa vào phía trên và dần hạ xuống theo nhiệt độ tăng dần Thiết bị còn có đường xả tự động để xả nước khi mức nước trong bình chứa vượt quá quy định, cùng với van xả khí không ngưng và van an toàn được lắp đặt ở phía trên.
Bình gia nhiệt cao áp
Tuabin được trang bị ba bình gia nhiệt cao áp, sử dụng phương pháp trao đổi nhiệt bề mặt để lấy hơi từ các cửa trích số 1, 2, 3 Tại các BGNCA, có đường đi tắt cho nước cấp nhằm đảm bảo cung cấp nước đến lò hơi Nước đọng được chuyển từ BGNCA1, BGNCA2 đến BGNCA3 và được dồn về hệ thống khử khí nhờ chênh lệch áp suất Trên đường dẫn nước đọng, các van steam trap được lắp đặt để cho phép nước đi qua mà không cho hơi thoát ra, nhằm tránh tổn thất trong quá trình trao đổi nhiệt.
Bơm nước ngưng
Mỗi khối hệ thống bao gồm hai bơm nước ngưng, trong đó có một bơm hoạt động và một bơm dự phòng Đầu đẩy của bơm được trang bị đường tái tuần hoàn và van một chiều, giúp đưa nước ngưng từ bình ngưng qua các thiết bị gia nhiệt hạ áp trước khi đến bình khử khí.
Bơm nước cấp
Trong nhà máy nhiệt điện tuabin ngưng hơi, bơm nước cấp là thiết bị quan trọng, yêu cầu cung cấp lượng nước lớn với lưu lượng và cột áp cao Bơm được thiết kế theo sơ đồ một cấp và có một bơm dự phòng với năng suất bằng 100% bơm chính, được truyền động bằng điện Để ngăn ngừa hiện tượng xâm thực và đảm bảo độ tin cậy, cần thiết kế chiều cao tính toán từ bình khử khí xuống bơm cấp, với bình khử khí cao hơn bơm khoảng 20m Ở đầu đẩy của bơm cấp, lắp đặt van một chiều để ngăn nước quay trở lại, tránh hiện tượng thủy kích gây hỏng bơm Đồng thời, đường tái tuần hoàn cũng được lắp đặt để sử dụng khi khởi động, ngưng bơm hoặc trong trường hợp phụ tải quá thấp Cần duy trì mức nước ở bình khử khí ổn định trong mọi chế độ Khi khởi động bơm, van đầu đẩy chưa mở, van tái tuần hoàn được mở ra, và khi nước trong bình khử khí ổn định, van đầu đẩy sẽ dần mở trong khi van tuần hoàn đóng lại, đảm bảo tránh hiện tượng thủy kích.
Bơm tuần hoàn
Bơm tuần hoàn hoạt động hiệu quả nhất trong mùa hè khi nhiệt độ nước tuần hoàn đạt mức cao nhất Mỗi khối hệ thống được trang bị hai bơm tuần hoàn, bao gồm một bơm chính và một bơm dự phòng với công suất 100% Trạm bơm tuần hoàn được đặt tại bờ sông và sử dụng lưới quay để ngăn chặn rác tại đầu hút của bơm Lưới quay là loại lưới di động, có khả năng chặn rác bẩn hiệu quả cao, đồng thời được rửa sạch bằng nước phun để duy trì hiệu suất hoạt động.
Bơm nước đọng
Mỗi tổ máy được trang bị một bơm nước đọng, có chức năng bơm nước vào đường nước ngưng chính Để bảo vệ bơm, phía đầu đẩy của bơm được lắp đặt van một chiều, ngăn không cho nước quay trở lại và gây hư hỏng cho bơm.
