THIẾT KẾ SƠ BỘ NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN NGƯNG HƠI CÔNG SUẤT 540 MW TÍNH TOÁN HIỆU SUẤT NHÀ MÁY ĐIỆN VÀ CÁC GIẢI PHÁP NÂNG CAO HIỆU SUẤT NHÀ MÁY

LẬP CHỌN CÁC PHƯƠNG ÁN ĐẶT TỔ MÁY VÀ CÔNG SUẤT ĐƠN VỊ

Lựa chọn loại nhà máy điện

Trong thực tế trên thế giới, chúng ta có hai loại nhà máy nhiệt điện đốt nhiên liệu hữu cơ sử dụng chu trình Rankine của hơi nước:

 Nhà máy nhiệt điện: Chỉ sản xuất điện cung cấp lên lưới điện chung.

 Trung tâm nhiệt điện: Vừa sản xuất điện cấp lên lưới điện chung vừa cấp hơi hoặc nước nóng cho mục đích sử dụng nhiệt cỡ lớn.

Theo yêu cầu thiết kế nhà máy nhiệt điện công suất 540MW, phương án thiết kế được chọn là nhà máy nhiệt điện ngưng hơi thuần túy Để giảm tổn thất nhiệt do hơi thoát vào bình ngưng, tuabin được trang bị các cửa trích gia nhiệt hồi nhiệt cho nước Ngoài ra, chu trình cũng bao gồm quá trình quá nhiệt trung gian nhằm giảm độ ẩm của tầng cánh cuối của tuabin.

Lựa chọn công suất tổ máy

1.2.1 Tổng quan các nhà máy nhiệt điện ở nước ta

Trong giai đoạn 2011-2020, với tầm nhìn đến năm 2030, Việt Nam đang triển khai nhiều dự án xây dựng nhà máy điện đốt nhiên liệu hữu cơ, chủ yếu là than, với công suất lớn Các nhà máy như Nghi Sơn, Quảng Trạch, Mông Dương, Thái Bình, Hải Dương và Thăng Long đã, đang và sẽ sớm được đưa vào vận hành, góp phần quan trọng vào mạng lưới điện quốc gia.

Các dự án điện này đóng vai trò quan trọng trong việc cung cấp nguồn điện năng cho sự phát triển kinh tế - xã hội của đất nước, đồng thời đảm bảo an ninh năng lượng quốc gia Chúng hỗ trợ cho quá trình công nghiệp hóa, hiện đại hóa và giải quyết tình trạng thiếu hụt năng lượng trong hệ thống điện lưới quốc gia giai đoạn 2020 - 2030.

1.2.2 Lựa chọn công suất tổ máy

Với yêu cầu công suất thiết kế nhà máy là 540MW em có thể có các phương án xấy dựng sau:

 Phương án 1: một tổ máy 540MW

 Phương án 2: một tổ máy 300MW và một tổ máy 240MW

Khi lựa chọn công suất tổ máy lớn hơn, thông số hơi cao hơn sẽ dẫn đến hiệu suất toàn nhà máy tăng lên, nhưng công suất không được vượt quá 10% so với công suất dự phòng của hệ thống.

Chọn phương án 1 với tổ máy 540MW sẽ mang lại hiệu suất tối ưu; tuy nhiên, điều này cũng đồng nghĩa với việc mức độ dự phòng của nhà máy không cao, có thể gây ảnh hưởng đến sự ổn định của hệ thống lưới điện chung.

Nếu lựa chọn phương án 2 với hai tổ máy công suất 300MW và 240MW, mức độ dự phòng sẽ được đảm bảo, mặc dù hiệu suất thấp hơn so với phương án 1 nhưng vẫn trong mức chấp nhận được Tuy nhiên, việc đầu tư vào trang thiết bị và mặt bằng cho dự án sẽ cao hơn so với phương án 1.

Việc lựa chọn công suất tổ máy là một quyết định quan trọng cần cân nhắc giữa yếu tố kinh tế và kỹ thuật Để đánh giá các phương án kỹ thuật, cần xem xét các chỉ tiêu kỹ thuật sau khi thực hiện tính toán sơ bộ, đồng thời đảm bảo khả năng cung cấp điện năng trong các tình huống xảy ra sự cố.

Vì vậy, trong đồ án này em sẽ tính toán sơ bộ cho phương án một: Thiết kế sơ bộ nhà máy nhiệt điện ngưng hơi công suất 540MW.

1.2.3 Thông số tổ máy 540 MW

 Thông số hơi mới ( trước van stop ) : p o = 168 bar, t o = 538 o C

 Thông số hơi đi quá nhiệt trung gian : p đ = 44,5 bar, t đ = 345 o C

 Thông số hơi sau quá nhiệt trung gian : p v = 41 bar, t v = 538 o C

 Áp suất hơi vào bình ngưng: 0,065 bar ( độ khô x = 0,92÷0,97 )

Bảng 1.1 Bảng thông số cửa trích

Cửa trích Thiết bị P (bar) T ( o C)

- Các tỷ số lưu lượng hơi tương đối:

 Lưu lượng nước xả lò: αxả = 0,01

 Lưu lượng hơi chèn: αch = 0,009

 Lưu lượng hơi rò rỉ: αrr = 0,01

 Lưu lượng hơi cho bơm ejector: αej = 0,01

LẬP VÀ TÍNH TOÁN SƠ ĐỒ NGUYÊN LÍ

Thiết lập sơ đồ nhiệt nguyên lý cho tổ máy

2.1.1 Chọn số cấp khử khí

Vì nhà máy nhiệt điện có thông số áp suất dưới tới hạn, sử dụng lò đốt than phun (PC) nên ta chỉ cần một cấp khử khí.

Ta chọn bình khử khí cho nước ngưng loại 9,7 bar.

2.1.2 Chọn sơ đồ dồn nước đọng của các bình gia nhiệt

Sơ đồ dồn nước đọng trong các bình gia nhiệt cho thấy nước từ BGNCA được cấp từ trên xuống dưới và cuối cùng được đưa vào bình khử khí Tương tự, nước đọng từ các BGNHA cũng được dồn cấp theo hướng từ trên xuống dưới đến bình cuối cùng, sau đó bơm ngược vào điểm hỗn hợp.

2.1.3 Sơ đồ cấp nước bổ sung

Nước bổ sung sau khi trải qua quá trình xử lý hóa học sẽ được chuyển vào bình gia nhiệt và tiếp theo là bình khử khí Lượng nước này nhằm bù đắp cho tổn thất do rò rỉ và lượng hơi chèn không thu hồi được trong toàn bộ tổ máy.

Khi sử dụng bơm có công suất lớn hơn 10 MW, nên xem xét việc sử dụng bơm truyền động bằng tuabin phụ thay vì động cơ điện Trong trường hợp này, hơi thoát từ tuabin sẽ được dẫn về bình ngưng để tối ưu hóa hiệu suất hoạt động.

Sau khi thực hiện quá trình chèn, bao gồm chèn van stop, van điều chỉnh cao áp, van điều chỉnh trung áp và buồng chèn đầu cao áp, phần còn lại sẽ được chuyển về bình ngưng.

Hình 1.1: Sơ đồ nhiệt nguyên lý

Xây dựng quá trình giãn nở của dòng hơi trên đồ thị i-s

- Tổn thất hơi chính, hơi QNTG qua van stop: 4 %

- Tổn thất khi qua quá nhiệt trung gian: 3,5 bar

Từ đó ta xây dựng được quá trình dãn nở của dòng hơi:

Hình 1.2: Đồ thị giãn nở của dòng hơi

Lập bảng thông số hơi và nước

- Áp suất khoang hơi của bình gia cao nhiệt: 0,96.ptr

- Áp suất của bình gia nhiệt hạ áp: 0,96.ptr

- Áp suất nước cấp ra khỏi BGNCA7: 192,8 bar

- Trở lực qua mỗi bộ hâm nước: 3 bar

- Trở lực đường nước tại các BGNCA: 2 bar

- Trở lực đường nước tại các BGNHA: 3 bar

- Độ gia nhiệt thiếu của các BGN:

- TD (TTD): Độ chênh lệch nhiệt độ đầu ra phần lạnh hơi với nhiệt độ nước cấp ra khỏi bình gia nhiệt đó.

- DC (DCA): Là độ chênh lệch nhiệt độ giữa nhiệt độ nước ngưng ra khỏi phần lạnh đọng so với nhiệt độ nước cấp vào bình gia nhiệt đó.

Bảng 1-1: Bảng thông số hơi và nước

[bar] t tr [˚C] i tr [kj/kg] p BGN [bar] t bh [˚C] i vLH [kj/kg] i rLH [kj/kg] θ Điểm Đến thiết bị

Thông số hơi Thông số bình gia nhiệt Thông số nước t rLĐ [˚C] i rLĐ [kj/kg] p nc [bar] t nc [˚C] i nc [kj/kg]

Cân bằng hơi và nước trong tuabin

Tổn thất hơi và nước trong nhà máy điện được phân thành hai loại: tổn thất trong và tổn thất ngoài Những tổn thất này dẫn đến tổn thất nhiệt, ảnh hưởng tiêu cực đến hiệu quả kinh tế nhiệt và giảm hiệu suất hoạt động của nhà máy Để khắc phục tình trạng này, nước bổ sung được sử dụng để bù đắp cho những tổn thất đã xảy ra.

Tổn thất trong hệ thống bao gồm tổn thất rò rỉ hơi và nước ngưng, cùng với nước xả của lò hơi và tiêu hao cho các nhu cầu kỹ thuật như vệ sinh lò hơi và sấy nhiên liệu Nguyên nhân chính của tổn thất rò rỉ là do các điểm không kín như nối ống bằng mặt bích, van an toàn, và nước đọng trên đường ống cùng các thiết bị khác Tổn thất rò rỉ thường phân bố trên toàn bộ hệ thống đường hơi và nước của nhà máy, tập trung nhiều hơn ở những khu vực có thông số cao hơn Để đơn giản hóa việc tính toán sơ đồ nhiệt, người ta quy ước rằng tổn thất rò rỉ tập trung trên toàn bộ đường hơi.

Nước xả lò hơi được sử dụng để kiểm soát nồng độ muối, kiềm, axit silic và các hợp chất khác trong nước lò, đảm bảo hoạt động ổn định của lò và chất lượng hơi sản xuất Sau khi được đưa vào bình phân ly, hơi sẽ được tách ra và chuyển đến bình khử khí, trong khi nước xả lò sau phân ly sẽ được gia nhiệt để bổ sung cho nước lò trước khi thải ra ngoài.

2.4.2 Tổn thất ngoài Ở nhà máy điện ngưng hơi không có tổn thất ngoài, mà tổn thất này chỉ có ở các trung tâm nhiệt điện.

Các thông số cho trước:

- Lượng hơi trích cho ejector: αej = 0,01

- Lượng hơi chèn tuabin: αch = 0,009

- Lượng hơi rò rỉ: αrr = 0,01

- Lượng nước cấp vào lò: αnc = 1 +αch +αrr +αxa +αej

- Lưu lượng hơi chèn và hơi ejector thu hồi lại được: 0,5αej +0,5αch

- Lưu lượng nước bổ sung vào chu trình: αbs = α xả bỏ +αrr +0,5.αch +0,5αej

Tính cân bằng

2.5.1 Nhóm bình phân ly và gia nhiệt nước bổ sung

2.5.1.1 Tính cân bằng bình phân ly

Nước xả lò hơi có lưu lượng αxả và entanpy tương ứng với entanpy của nước bão hòa tại áp suất trong bao hơi Thông thường, áp suất trong bao hơi được lựa chọn cao hơn 10% so với áp suất của hơi mới.

Hình 2.3: Sơ đồ cân bằng bình phân ly

Hơi phân ly thường được đưa vào bình khử khí với lưu lượng αh và entanpy

Áp suất trong bình phân ly được chọn cao hơn áp suất trong bình khử khí 0,3 bar Độ khô của hơi thường được xác định trong khoảng từ 0,96 đến 0,98, và trong trường hợp này, chúng ta chọn x = 0,98.

Nước ra khỏi bình phân ly là nước sôi có lưu lượng α’x và entanpy là entanpy của nước bão hòa ở áp suất bình phân ly.

Phương trình cân bằng vật chất cho bình phân ly: α xả ¿ α h + α xả bỏ

Phương trình cân bằng nhiệt cho bình phân ly: α xả i xả =α h i h + α xả bỏ i xả bỏ

Bảng 2-2: Bảng tính toán cân bằng cho bình phân ly

STT Tên đại lượng Đơn vị Công thức tính (ký hiệu) Giá trị

Tính cân bằng bình phân ly

1 Áp suất bình phân ly bar 10.00

2 Entanpy của hơi bão hòa ở áp suất trong BPL kJ/kg 2777.1

3 Entanpy của nước sôi ở áp suất trong BPL kJ/kg 762.7

4 Áp suất bao hơi bar 184.8

5 Lưu lượng nước xả lò 0.01

6 Entanpy của nước xả kJ/kg 1753.1

7 Độ khô của hơi phân ly 0.98

8 Entanpy của hơi phân ly được đưa vào BKK kJ/kg 2736.812

9 Entanpy nước ra khỏi BPL kJ/kg 762.7

10 Phương trình cân bằng BPL

11 Phương trình cân bằng vật chất trong BPL

12 Lưu lượng hơi phân ly được đưa vào BKK

0.00502 p_bpl α_xả i_xả= 〖 i′〗 _BH α_h =( α_xả ( 〖 i

′〗_xa ) i_h=〖 i_BPL^′+x_h.(i 〗 _BPL^′′-i_BPL^′) x_h i_BPL^′′ i_BPL^′=〖i′〗_xa i_xả^bỏ=i_BPL^′

〖 α_xả 〖 i′ 〗 _BH=α_h 〖 i〗 _h+ α〗_xả^bỏ.〖i′〗_xa α_xả 〖 =α 〗 _h+α_xả^bỏ

2.5.1.2 Tính cân bằng cho bình gia nhiệt nước bổ sung

Hình 2.4: Sơ đồ cân bằng bình gia nhiệt nước bổ sung

Nước bổ sung được xử lý hóa học và gia nhiệt sơ bộ trong bình gia nhiệt, sử dụng nhiệt từ dòng nước xả lò hơi sau khi đã tách thành hơi Nhiệt độ của nước bổ sung thường lấy bằng nhiệt độ môi trường, khoảng 30°C, từ đó entanpy của nước bổ sung được tính bằng công thức i tr bs = Cp.tbs, với Cp trung bình là 4,18 kJ/kg.K Lưu lượng nước bổ sung được xác định dựa trên toàn bộ tổn thất trong nhà máy, bao gồm tổn thất do rò rỉ, hơi chèn, ejector không thu hồi và tổn thất do xả lò, được tính theo công thức: αbs = α xả bỏ + αrr + 0,5.αch + 0,5αej.

Nhiệt độ nước bổ sung từ bình gia nhiệt nên thấp hơn nhiệt độ nước xả bỏ một giá trị θ trong khoảng 10 đến 15°C Entanpy của nước bổ sung sẽ được tính theo công thức: i bs s = i bỏ − C p θ.

Nước xả từ bình phân ly được sử dụng nhiệt để làm nóng nước bổ sung, với hiệu suất trao đổi nhiệt đạt ηBGN = 0,98 Tất cả các thông số cần thiết đã được tính toán và ghi nhận trong phần trước.

Phương trình cân bằng nhiệt cho bình gia nhiệt nước bổ sung được thể hiện bằng công thức: α xả bỏ ( i xả bỏ - i bỏ ).η = α bs (i bs s −i bs tr ) Đồng thời, mối quan hệ giữa nhiệt độ ra của hai dòng nước được mô tả qua công thức: i bỏ −i bs s = C p ( t bỏ −t bs s ) = C p θ.

Bảng 2-3: Bảng tính toán cân bằng bình gia nhiệt nước bổ sung

11 Entanpy của nước xả bỏ ra khỏi BGNNBS kJ/kg 275.03

12 Entanpy nước bổ sung ra khỏi BGNNBS kJ/kg 220.69

Tính bình gia nhiệt CA7

1 Entanpy của hơi trích vào phần lạnh hơi kJ/kg 3203.1

2 Entanpy của hơi trích ra khỏi phần lạnh hơi kJ/kg 2769.93

3 Entanpy của nước đọng vào phần lạnh đọng kJ/kg -

4 Entanpy của nước đọng ra khỏi phần lạnh đọng kJ/kg 1141.7

5 Entanpy nước cấp vào BGN CA7 kJ/kg 1105.4

6 Entanpy nước cấp ra khỏi BGN CA7 kJ/kg 1270.4

7 Lượng nước cấp vào BGN CA7 1.039

9 Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh hơi

Phương trình liên hệ giữa nhiệt độ đầu ra của hai dòng nước i_1^vLH i_1^vLĐ i_1^rLH i_1^rLĐ i_nc^vCA7 i_nc^rCA7 α_nc=1+α_ej+α_xả+α_ch+α_rr η α_1.(i_1^vLH−i_1^rLH ).η=α_nc.

(i_nc^rCA7−i_nc^vLH) i_bs^s i_xả^bỏ=(α_xả^bỏ.〖i′〗_xa.n+α_bs.

(C_p.θ" " +i_bs^tr))/(α_bs+α_xả^bỏ.η" "

2.5.2 Tính toán cân bằng bình gia nhiệt cao áp

TD (TTD) là độ chênh lệch nhiệt độ giữa đầu ra của phần lạnh hơi và nhiệt độ nước cấp từ bình gia nhiệt Đối với BGNCA, TD được xác định là 0°C, trong khi đối với BGNHA, TD là 3°C.

DC (DCA) là độ chênh lệch nhiệt độ giữa nước ngưng từ phần lạnh đọng và nước cấp vào bình gia nhiệt Để tối ưu hóa hiệu suất, nên chọn DC = 5 °C Nhiệt độ nước cấp ra khỏi phần lạnh đọng sẽ được điều chỉnh theo thông số này.

Hình 2.5: Sơ đồ tính cân bằng bình gia nhiệt

- Phương trình cân bằng cho phần lạnh hơi:

- Phương trình cân bằng cho phần gia nhiệt chính:

- Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng:

Nếu coi hiệu suất của các phần gia nhiệt là như nhau:

, giải hệ 3 phương trình trên ta được:

2.5.2.1 Bình gia nhiệt cao áp 7

Hình 2.6: Sơ đồ tính cân bằng BGNCA 7

Phương trình cân bằng năng lượng cho phần lạnh hơi BGNCA 7: α 1 ( i 1 vLH −i 1 rLH ) η=α nc (i nc rCA 7 −i nc vLH )

Phương trình cân bằng năng lượng cho phần GNC BGNCA 7: α 1 ( i 1 rLH −i 1 vLĐ ) η=α nc (i nc vLH −i nc rLĐ )

Phương trình cân bằng năng lượng cho phần lạnh đọng BGNCA 7: α 1 ( i 1 vLĐ −i 1 rLĐ ) η=α nc (i nc rLĐ −i nc vCA7 )

Giải hệ phương trình trên ta được kết quả trong bảng sau:

Bảng 2-4: Bảng tính toán cân bằng BGNCA 7

Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng

Lượng hơi trích vào BNG CA7

Entanpy của nước cấp vào phần lạnh hơi kJ/kg 1235.727908

Entanpy của nước cấp ra khỏi phần lạnh đọng kJ/kg #VALUE!

Entanpy của hơi trích vào phần lạnh hơi kJ/kg 3069.8

Entanpy của hơi trích ra khỏi phần lạnh hơi kJ/kg 2799.44

Entanpy của nước đọng dồn về kJ/kg 1141.7

Entanpy của nước đọng vào phần lạnh đọng kJ/kg -

Entanpy của nước đọng ra khỏi phần lạnh đọng kJ/kg 925.1

Entanpy nước cấp vào BGN CA6 kJ/kg 889.9

Entanpy nước cấp ra khỏi BGN CA6 kJ/kg 1105.4

Lượng nước cấp vào BGN CA6 1.039 α_1.(i_1^vLĐ−i_1^rLĐ ).η=α_nc.(i_nc^rLĐ−i_nc^vCA7) α_1=α_nc.(i_nc^rCA7−i_nc^vCA7)/(η.(i_1^vLH−i_1^rLĐ)) i_nc^vLH= 〖 i_nc^rCA7−α 〗 _1.η.

(i_1^vLH−i_1^rLH)/α_nc i_nc^rLĐ=α_1.η.

(i_1^vLĐ−i_1^rLĐ)/α_nc +i_nc^vCA7 i_2^vLH i_2^rLH i_1^rLĐ i_2^vLĐ i_2^rLĐ i_nc^vCA6 i_nc^rCA6 α_nc=1+α_ej+α_xả+α_ch+α_rr

Lưu lượng hơi trích vào BGNCA 7 là: α = 0,08486

Hình 2.7: Sơ đồ tính cân bằng BGNCA 6

Phương trình cân bằng phần lạnh hơi cho BGNCA số 6 có dạng: α 2 ( i 2 vLH −i 2 rLH ) η=α nc (i nc rCA 6 −i nc vLH )

Phương trình cân bằng phần gia nhiệt chính cho BGNCA số 6 có dạng: α 2 ( i 2 rLH −i 2 vLĐ ) η=α nc (i nc vLH −i nc rLĐ )

Phương trình cân bằng phần lạnh đọng cho BGNCA số 6 có dạng:

[α¿¿2.i 2 vLĐ +α 1 i 1 rLĐ −( α 1 + α 2 ) i 2 rLĐ ] η= α nc (i nc rLĐ −i nc vCA6 )¿

Giải hệ phương trình trên ta rút ra được các giá trị:

3 Entanpy của nước đọng dồn về kJ/kg 1141.7

11 Phương trình cân bằng nhiệt cho GNC

12 phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh bao gồm các yếu tố như i_2^vLH, i_2^rLH, i_1^rLĐ, i_2^vLĐ, i_2^rLĐ, i_nc^vCA6, i_nc^rCA6 Công thức tổng quát là α_nc = 1 + α_ej + α_xả + α_ch + α_rr, với η α_2.(i_2^vLH − i_2^rLH) Hệ số η được xác định bởi α_nc.(i_nc^rCA6 − i_nc^vLH) và α_2.(i_2^rLH − i_2^vLĐ) cũng tương tự, với η = α_nc.(i_nc^vLH − i_nc^rLĐ).

〖 [α〗 _2.i_2^vLĐ+α_1.i_1^rLĐ−(α_1+α_2 ).i_2^rLĐ].η=α_nc.(i_nc^rLĐ−i_nc^vCA6)

Lưu lượng hơi trích vào BGNCA6 là: α2 = 0,09796

2.5.2.3 Tính toán độ gia nhiệt trong bơm cấp

Nước cấp ra khỏi bơm cấp có giá trị entanpy cao hơn do quá trình nén, dẫn đến nhiệt độ nước tăng Vì vậy, cần tính toán độ gia nhiệt của bơm cấp để xác định entanpy của nước cấp trước khi vào BGNCA.

Hình 2.8: Sơ đồ tính độ gia nhiệt bơm cấp

Cột áp đầu hút của bơm cấp:

Cột áp đầu đẩy của bơm cấp: Độ chênh áp của bơm cấp:

- Áp suất của bao hơi: pBH = 184.8 (bar)

- Áp suất của bình khử khí: pKK = 9,7 (bar)

- Trở lực các bình gia nhiệt cao áp: pBGNCA = 4 x 3 = 12 (bar)

- Trở lực các bộ hâm nước: pHN = 3 x 2 = 6 (bar)

- Trở lực đầu đẩy của bơm: ptlđ = 3 (bar)

- Trở lực đầu hút của bơm: ptlh = 3 (bar)

- Chiều cao đầu đẩy: Hđ = 65 (m)

- Chiều cao đầu hút: Hh = 25 (m)

- Chiều cao chênh giữa đầu hút và đầu đẩy của bơm cấp:

- Khối lượng riêng trung bình:

- Thể tích riêng trung bình:

- Hiệu suất của bơm cấp: ηBC = 0,85

- Gia tốc trọng trường: g = 9,81 (m/s 2 )

Ta có kết quả tính toán:

Bảng 2-6: Bảng tính toán độ gia nhiệt qua bơm cấp

9 Khối lượng riêng trung bình của nước 950

10 Thể tích riêng trung bình của nước 0.001052632

11 Cột áp đầu hút của bơm cấp 902987.5

12 Cột áp đầu đẩy của bơm cấp 21185767.5

13 Độ chênh cột áp bơm cấp 20282780

16 Độ gia nhiệt của bơm cấp kJ/kg 25.11799381

17 Entanpy của nước cấp ra khỏi bơm cấp kJ/kg 782.0179938

3 Entanpy của nước đọng dồn về kJ/kg 925.1

7 Entanpy nước cấp ra khỏi BGN CA5 kJ/kg 889.9 i_3^vLH i_3^rLH i_2^rLĐ i_3^vLĐ i_3^rLĐ i_nc^vCA5 i_nc^rCA5 ρ p_h=p_BKK+ρ.g.H_h− 〖 ∆ p 〗 _tlh p_đ=p_BH+〖∆p〗_tlđ+Σ〖Δp〗_BGNCA+Σ〖Δp〗_HN+ρ.g.H_đ

〖 p 〗 _BC=p_đ−p_h η_BC τ= 〖 ∆ p〗 _BC.v_tb/η_BC i_nc^vCA5=τ+i_BKK^′

〖 N/m 〗 ^2 Độ gia nhiệt của bơm cấp là: τ= 25,118 kJ/kg

Entanpy của nước cấp ra khỏi bơm cấp là: i nc vCA5 = 782,02 kJ/kg

Hình 2.9: Sơ đồ tính toán cân bằng BGNCA 5

Phương trình cân bằng năng lượng cho phần lạnh hơi BGNCA5: α 3 ( i 3 vLH −i 3 rLH ) η= α 3 (i nc rCA5 −i nc vLH )

Phương trình cân bằng năng lượng cho phần GNC BGNCA5: α 3 ( i 3 rLH −i 3 vLĐ ) η=α nc (i nc vLH −i nc rLĐ )

Phương trình cân bằng năng lượng cho phần lạnh đọng BGNCA5: ¿¿)Giải ba phương trình trên ta tìm được:

11 Phương trình cân bằng nhiệt cho GNC

12 Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng

13 Lượng hơi trích vào BNG CA5 0.046287816

14 Entanpy của nước cấp vào phần lạnh hơi kJ/kg

15 Entanpy của nước cấp ra khỏi phần lạnh đọng kJ/kg #VALUE!

Tính cân bằng bình khử khí

1 Lượng nước dồn về từ các bình gia nhiệt cao áp 0.229108539

Nhiệt độ entanpy của nước được xác định là 788.3 kJ/kg, với các thông số i_nc^vCA5, i_nc^rCA5 và α_nc Công thức tính toán entanpy bao gồm các yếu tố như α_ej, α_xả, α_ch và α_rr Để tính toán hiệu suất η, ta sử dụng công thức η = α_nc.(i_nc^rCA5−i_nc^vLH) và η = α_3.(i_3^rLH−i_3^vLĐ) Các giá trị entanpy cần thiết cho quá trình này là i_3^vLH và i_3^rLH.

〖[α〗_3.i_3^vLĐ+〖(α_1+α〗_2).i_2^rLĐ−(α_1+α_2+α_3 ).i_3^rLĐ].η=α_nc.(i_nc^rLĐ−i_nc^vCA5) α_3=〖[α〗_nc.(i_nc^rCA5−i_nc^vCA5 )−η.〖(α〗_1+α_2).(i_2^rLĐ−i_3^rLĐ

")]/[" η.(i_3^vLH−i_3^rLĐ ) i_nc^vLH=i_nc^rCA5−α_3.η.(i_3^vLH−i_3^rLH)/α_nc i_nc^rLĐ=(〖 [α〗 _3.i_3^vLĐ+〖 (α〗_1+α_2).i_2^rLĐ−(α_1+α_2+α_3 ).i_3^rLĐ].η)/α_nc +i_nc^vCA5 α_đ=α_1+α_2+α_3 i_3^rLĐ

Lưu lượng hơi trích vào BGNCA5 là: α3 = 0,04629

2.5.3 Tính cân bằng bình khử khí

Hình 2.10: Sơ đố tính toán cân bằng bình khử khí

Phương trình cân bằng nhiệt của bình khử khí: α 4 i tr 4 + α h i h +α bs i bs +α nn i nn rHA 4 +α đ i 3 rLĐ =α nc i nc rBKK

Phương trình cân bằng vật chất bình khử khí: α đ + α h + α bs +α 4 +α nn =α nc

Giải hệ hai phương trình trên ta được:

Bảng 2-8: Bảng tính toán cân bằng bình khử khí

Lượng hơi trích vào BNG CA5 0.046287816

Entanpy của nước cấp vào phần lạnh hơi kJ/kg

Entanpy của nước cấp ra khỏi phần lạnh đọng kJ/kg #VALUE!

Tính cân bằng bình khử khí

Lượng nước dồn về từ các bình gia nhiệt cao áp 0.229108539

Entanpy của nước đọng dồn về kJ/kg 788.3

Entanpy của hơi trích vào BKK kJ/kg 3125.7

Lưu lượng hơi phân ly về BKK 0.00502

Entanpy hơi phân ly về BKK kJ/kg 2736.812

Lưu lượng nước bổ sung vào BKK 0.024483061

Entanpy nước bổ sung vào BKK kJ/kg 220.69

〖[α〗_3.i_3^vLĐ+〖(α_1+α〗_2).i_2^rLĐ−(α_1+α_2+α_3 ).i_3^rLĐ].η=α_nc.(i_nc^rLĐ−i_nc^vCA5) α_3=〖[α〗_nc.(i_nc^rCA5−i_nc^vCA5 )−η.〖(α〗_1+α_2).(i_2^rLĐ−i_3^rLĐ

Nội dung bài viết trình bày các công thức toán học liên quan đến các biến số như i_3^vLH, i_3^rLĐ, và i_nc^vLH Các công thức này thể hiện mối quan hệ giữa các yếu tố khác nhau trong một hệ thống, bao gồm α_3, η, α_1, α_2 và α_đ Đặc biệt, công thức cho i_nc^rLĐ cho thấy sự phụ thuộc vào các biến số i_3^vLĐ, i_2^rLĐ và i_3^rLĐ, với các hệ số α tương ứng Cuối cùng, công thức cho α_4 cho thấy sự tương tác phức tạp giữa các yếu tố trong hệ thống, bao gồm i_h, i_bs và i_nn.

Lưu lượng hơi trích vào BKK là: α 4 = 0,03208

Lưu lượng nước ngưng vào BKK là: α nn = 0,74831

2.5.4 Tính toán cân bằng bình gia nhiệt hạ áp

2.5.4.1 Tính toán cân bằng bình gia nhiệt hạ áp 4

Hình 2.11: Sơ đồ tính toán cân bằng BGNHA 4

Phương trình cân bằng năng lượng cho phần GNC BGNHA4: α 5 ( i 5 tr −i 5 vLĐ ) η=α nn (i nn rHA4 −i nn rLĐ )

Phương trình cân bằng năng lượng cho phần lạnh đọng BGNHA4: α 5 ( i 5 vLĐ −i 5 rLĐ ) η= α nn ¿ )

Giải hệ ba phương trình trên ta được:

Bảng 2-9: Bảng tính toán cân bằng BGNHA4

Lưu lượng nước ngưng vào BKK 0.74831

Entanpy của hơi trích vào phần GNC kJ/kg 3020.4

Entanpy nước ngưng vào BGNHA4 kJ/kg 487.4

Entanpy nước ngưng ra khỏi BGNHA4 kJ/kg 650

Lượng nước ngưng vào BGNHA4 0.74831

Phương trình cân bằng nhiệt cho GNC

Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng α_nn i_5^tr i_5^rLĐ i_5^vLĐ i_nn^vHA4 i_nn^rHA4 α_nn η α_5.(i_5^tr−i_5^vLĐ ).η=α_nn.(i_nn^rHA4−i_nn^rLĐ) α_5.(i_5^vLĐ−i_5^rLĐ ).η=α_nn.

Lưu lượng hơi trích tương đối vào BGNHA4 là: α5 = 0,0495

2.5.4.2 Tính toán cân bằng nhiệt BGNHA 3

Hình 2.12: Sơ đồ tính toán cân bằng nhiệt BGNHA 3

Phương trình cân bằng năng lượng cho GNCHA3: α 6 ( i 6 tr −i 6 vLĐ ) η=α nn (i nn rHA 3 −i nn rLĐ )

Phương trình cân bằng năng lượng cho phần lạnh đọng BGNHA3:

[α¿¿6.i 6 vLĐ +α 5 i 5 rLĐ −( α 5 + α 6 ) i 6 rLĐ ] η=α nn (i nn rLĐ −i nn vHA 3 ) ¿ Giải hai phương trình trên ta tìm được:Tính cân bằng BGNHA3 Tính cân bằng BGNHA3

Entanpy hơi trích vào phần GNC kJ/kg 2799.9

Entanpy nước đọng từ BGNHA4 dồn về kJ/kg 512.37

Lưu lượng nước đọng từ BGNHA4 dồn về 0.04950432

Entanpy nước ngưng vào BGNHA3 kJ/kg 344.8

Entanpy nước ngưng ra khỏi BGNHA3 kJ/kg 487.4

Lượng nước ngưng vào BGNHA3 0.74831

Phương trình cân bằng nhiệt cho GNC

Phương trình cân bằng nhiệt cho phần lạnh đọng

Lượng hơi trích vào BNGHA3

Entanpy của nước ngưng ra khỏi phần lạnh đọng kJ/kg #VALUE! i_6^tr i_5^rLĐ i_6^vLĐ i_6^rLĐ i_nn^vHA3 i_nn^rHA3 α_nn η α_6.(i_6^tr−i_6^vLĐ ).η=α_nn.(i_nn^rHA3−i_nn^rLĐ)

〖[α〗_6.i_6^vLĐ+α_5.i_5^rLĐ−(α_5+α_6 ).i_6^rLĐ].η=α_nn.(i_nn^rLĐ−i_nn^vHA3) α_6=([α_nn.(i_nn^rHA3−i_nn^vHA3 )]−α_5.(i_5^rLĐ−i_6^rLĐ ).η)/(η.(i_6^𝑡𝑟−i_6^rLĐ)) i_nn^rLĐ= 〖 [α〗 _6.i_6^vLĐ+α_5^rLĐ.i_5^rLĐ−(α_5^rLĐ+α_6 ).i_6^rLĐ].η/α_nn+i_nn^vHA3 α_5

Lưu lượng hơi trích vào BGNHA3 là: α6 = 0,04204

2.5.4.3 Tính toán cân bằng bình gia nhiệt hạ áp 2, hạ áp 1 và điểm hỗn hợp

Hình 2.13: Sơ đồ tính toán cân bằng BGNHA2, HA1 và điểm hỗn hợp

Lưu lượng nước đọng dọn từ BGNHA3 về BGNHA2: α 6 rLĐ = α 5 + α 6

Phương trình cân bằng nhiệt BGNHA 2:

[ α ¿¿ 7 i 7 tr + α 6 rLĐ i 6 rLĐ − ( α 7 + α 6 rLĐ ) i 7 rLĐ ] η=α nn (i nn ' rHA2 −i nn ' vHA2 )¿

Phương trình cân bằng nhiệt BGNHA 1:

[ α ¿¿ 8 i 8 tr + ( α 6 rLĐ + α 7 ) i 7 rLĐ − ( α 6 rLĐ + α 7 +α 8 ) i 8 rLĐ ] η =α nn' (i nn rHA1 −i nn vHA 1 ) ¿

Phương trình cân bằng năng lượng cho điểm hỗn hợp được biểu diễn như sau: α nn i nn' vHA 2 = α nn' i nn rHA1 + i 8 rLĐ (α 6 rLĐ + α 7 + α 8) Đồng thời, phương trình cân bằng vật chất cho điểm hỗn hợp là: α nn = α nn' + α 6 rLĐ + α 7 + α 8.

Giải hệ phương trình 4 ẩn ta thu được kết quả trong bảng sau :

Bảng 2-10: Bảng tính toán cân bằng nhiệt BGNHA2, HA1 và điểm hỗn hợp

5 Entanpy của nước đọng vào phần lạnh đọng HA2 kJ/kg -

6 Entanpy của nước đọng ra khỏi phần lạnh đọng HA2 kJ/kg 282.33

7 Entanpy nước ngưng ra khỏi BGNHA2 kJ/kg 344.8

8 Lượng nước ngưng vào BGNHA2 0.74831

10 Entanpy hơi trích vào phần GNC HA1 kJ/kg 2617.5

12 Entanpy nước đọng từ BGNHA2 dồn về HA1 kJ/kg 282.33

13 Lưu lượng nước đọng từ BGNHA2 dồn về HA1

14 Entanpy của nước đọng vào phần lạnh đọng HA1 kJ/kg -

15 Entanpy của nước đọng ra khỏi phần lạnh đọng HA1 kJ/kg 182.5

16 Entanpy nước ngưng vào BGNHA1 kJ/kg 159.7

17 Entanpy nước ngưng ra khỏi BGNHA1 kJ/kg 257.1

19 Phương trình cân bằng vật chất tại điểm hỗn hợp

20 Phương trình cân bằng năng lượng tại điểm hỗn hợp

21 Phương trình cân bằng nhiệt cho HA2

22 Phương trình cân bằng nhiệt cho HA1

23 Lượng hơi trích vào BGNHA2 0.000133701

24 Lượng hơi trích vào BNGHA1 0.022138817

25 Lưu lượng nước ngưng vào BGN HA1 0.634489911

26 Entanpy của nước ngưng vào BGNHA2 kJ/kg 245.7531548

Tính cân bằng tuabin phụ

1 Nhiệt giáng thực của dòng hơi vào tuabin phụ kJ/kg 664.9 i_7^vLĐ i_7^rLĐ i_nn′^rHA2 α_nn η

Để giải quyết phương trình, ta có thể biểu diễn các biến như sau: \( \alpha_{7.i_7}^{tr} + \alpha_{6}^{rLĐ.i_6}^{rLĐ} - (\alpha_{7} + \alpha_{6}^{rLĐ}).i_7^{rLĐ} \) Đặt \( \eta = \alpha_{nn}.(i_{nn'}^{rHA2} - i_{nn'}^{vHA2}) \), và từ đó suy ra \( \alpha_{7}^{rLĐ} = \alpha_{6}^{rLĐ} + \alpha_{7} \) Tiếp theo, ta có \( \alpha_{nn} = \alpha_{nn'} + \alpha_{6}^{rLĐ} + \alpha_{7} + \alpha_{8} \) Cuối cùng, phương trình \( \alpha_{nn}.i_{nn'}^{vHA2} = \alpha_{nn'}.i_{nn}^{rHA1} + i_{8}^{rLĐ}.(\alpha_{6}^{rLĐ} + \alpha_{7} + \alpha_{8}) \) sẽ giúp ta tìm ra các giá trị cần thiết cho bài toán.

〖 [α 〗 _8.i_8^𝑡𝑟+(α_6^rLĐ "+" α_7).i_7^rLĐ−(α_6^rLĐ "+" α_7+α_8 ).i_8^rLĐ].η=α_nn′.(i_nn^rHA1−i_nn^vHA1) α_8 i_nn′^vHA2 α_nn′ α_7 i_i^TP

2.5.5 Tính toán cân bằng tuabin phụ

Lượng hơi nước tương đối trích cho turbine phụ : α TP = α nc h b i i TP η B η CO TP

- i i TP : Nhiệt giáng thực của dòng hơi vào turbine phụ

- η CO TP : Tổn thất cơ học của turbine truyền động

- η B : hiệu suất toàn bộ của bơm

- h b : công nén thực tế của bơm

Kết quả tính toán cân bằng được thể hiện dưới bảng sau:

Bảng 2-11: Báng tính toán cân bằng tuabin phụ

Tính cân bằng tuabin phụ

1 Nhiệt giáng thực của dòng hơi vào tuabin phụ kJ/kg 664.9

2 Lưu lượng tương đối của dòng nước cấp vào lò 1.039

3 Hiệu suất toàn bộ của bơm 0.833

4 Tổn thất cơ học của tuabin truyền động 0.98

5 Công nén thực tế của bơm lên 1 kg nước cấp kJ/kg 21.35029474

6 Lượng hơi nước tương đối trích cho tuabin phụ 0.0409 i_i^TP α_nc=1+α_ej+α_xả+α_ch+α_rr η_B=η_Bi.η_B^′ η_CO^TP h_B=ν_TB.(p_đ−p_h) α_TP=(α_nc.h_b)/

Lưu lượng hơi trích cho tuabin phụ là: αTBP = 0,0409

2.5.6 Tính toán kiểm tra cân bằng bình ngưng

2.5.6.1 Tính toán kiểm tra cân bằng vật chất bình ngưng

Sau khi thực hiện tính toán cân bằng nhiệt cho các bình gia nhiệt, chúng ta có thể xác định giá trị lưu lượng tương đối của hơi trong toàn bộ chu trình Điều này cho phép kiểm tra tính cân bằng trong bình ngưng thông qua lưu lượng hơi vào.

Bảng 2-12: Tính toán kiểm tra cân bằng bình ngưng

Kiểm tra cân bằng bình ngưng

1 Lưu lượng nước ngưng từ bình ngưng 0.6345

2 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 1 0.0849

10 Lưu lượng nước đọng dồn về BLM hơi chèn 0.0090

11 Lưu lượng nước đọng dồn về BLM hơi ejector 0.0100

12 Theo đường hơi 0.5841 α_nn α_1 α_2 α_4=α_BKK+α_TP α_3 α_5 α_6 α_7 α_ch α_8 α_ej α_k=1−α_1−α_2−α_3−α_4−α_5−α_6−α_7−α_8 α_k=α_nn−〖0,5.α〗_ch−〖0,5.α〗_ej−α_TP Sai số trong quá trình tính toán được tính theo: Δ α= | α k h −α n k | α k h =|0.5841−0.5841|

Tính kiểm tra

Hệ số không tận dụng hết nhiệt giáng của các dòng hơi trích:

Với cửa trích trên và tại đường đi quá nhiệt trung gian: y i =¿¿¿

Với cửa trích sau quá nhiệt trung gian: y i = (i ¿¿ i - i k ) ¿¿¿ ¿

Bảng 2-13: Bảng hệ số không tận dụng hết nhiệt giáng

1 Bảng hệ số không tận dụng hết nhiệt giáng Điểm trích

2.6.2 Kiểm tra cân bằng công suất tuabin

Bảng 2-14: Bảng tính toán công suát trong mỗi cụm tầng

Hiệu suất truyền động cơ khí

Tổng lưu lượng hơi vào tuabin

Từ đó ta tính được tổng công suất điện phát ra ở đầu máy phát:

Xác định các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật của tổ máy

2.7.1 Tiêu hao hơi cho tuabin

Tiêu hao hơi D0 cho tuabin được tính theo công thức:

2.7.2 Suất tiêu hao hơi cho tuabin

Suất tiêu hao hơi do đặc trưng cho lượng hơi (kg) đưa vào tua bin để sản xuất ra một kWh điện Nó được tính theo công thức: d 0 = D 0

2.7.3 Tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin (gồm cả tuabin và bình ngưng)

Tiêu hao nhiệt QTB cho thiết bị tuabin là lượng nhiệt cần thiết từ lò hơi để cung cấp cho tuabin và bình ngưng Đối với trường hợp tuabin có QNTG, chúng ta có thể tính toán theo công thức cụ thể.

Q TB = D 0 [ i 0 −i nc +α qntg q qntg ] ¿ 520,25.(3397,5 −1270,4 +0,8171 462)03025,5( kW )Vậy tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin là: QTQ = 1303025,5 (kW)

2.7.4 Suất tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin

Suất tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin (qTB) là lượng nhiệt cần thiết để sản xuất 1 kWh điện năng Công thức tính suất tiêu hao nhiệt này được biểu thị là qTB = QTB.

2.7.5 Tiêu hao nhiệt cho lò hơi

Tiêu hao nhiệt cho lò hơi QLH là tổng lượng nhiệt cần thiết để sản xuất hơi quá nhiệt, diễn ra tại đầu ra của bộ quá nhiệt cuối cùng trước khi được chuyển đến thiết bị tuabin.

Trường hợp tổ máy có quá nhiệt trung gian, tiêu hao nhiệt lò hơi được tính theo công thức sau:

Q LH = D LH ( i qn −i nc ) ¿ D 0 α nc ¿ ¿ 520,24 1,039 (3397,5−1270,4 + 0,8171 462)53843,5( kW ) Vậy tiêu hao nhiệt cho lò hơi là: Q LH = 1353843,5 (kW)

2.7.6 Suất tiêu hao nhiệt cho lò hơi

Suất tiêu hao nhiệt cho lò hơi qLH là chỉ số quan trọng phản ánh lượng nhiệt mà nước nhận được từ lò hơi, tính cho mỗi đơn vị điện năng sản xuất Chỉ số này được xác định thông qua công thức qLH = QLH.

2.7.7 Tiêu hao nhiệt cho toàn tổ máy

Tiêu hao nhiệt cho tổ máy Qc là lượng nhiệt năng tiêu hao cho lò hơi mà nhiên liệu phải cung cấp Nó được tính theo công thức:

Tiêu hao nhiệt cho toàn tổ máy được tính theo công thức Qc = Q LH η LH 21172,4 (kJ/kWh) Với hiệu suất lò hơi cao và công suất lớn, sử dụng phương pháp đốt than phun, ta có ηLH = 0,90 Do đó, tiêu hao nhiệt cho toàn tổ máy là Qc = 1521172,4 kJ/kWh.

2.7.8 Suất tiêu hao nhiệt cho toàn nhà máy

Suất tiêu hao nhiệt cho tổ máy QC là lượng nhiệt cần thiết để sản xuất một đơn vị điện năng cho toàn bộ tổ máy Công thức tính suất tiêu hao nhiệt được biểu diễn như sau: q c = Q c.

2.7.9 Hiệu suất truyền tải của môi chất

Hiệu suất truyền tải ηtr của môi chất được xác định dựa trên tổn thất nhiệt ra môi trường và tổn thất trong toàn bộ quá trình vận chuyển môi chất Tổn thất lớn nhất xảy ra giữa gian lò hơi và tuabin, do đó, hiệu suất được tính chủ yếu theo tổn thất năng lượng trên đường dẫn hơi Công thức tính toán hiệu suất này là: η tt = Q TB.

2.7.10 Hiệu suất của thiết bị tuabin

Hiệu suất của thiết bị tuabin ηTB là hiệu suất của khối tuabin, máy phát có kể đến tổn thất nhiệt ở bình ngưng Được xác định theo: η TB = QTB W e = 41,44 %

2.7.11 Hiệu suất của toàn nhà máy

Hiệu suất toàn tổ máy (ηc) là chỉ số quan trọng, phản ánh hiệu quả sử dụng nhiệt năng trong quá trình sản xuất công suất Ne của tổ máy.

Nó được tính theo công thức: η c = N e

2.7.12 Tiêu hao nhiên liệu cho toàn tổ máy và toàn nhà máy

Chọn nhiệt trị thấp theo nhiên liệu tiêu chuẩn với giá trị Q lv th )000( kJ/kg Tiêu hao nhiên liệu cho toàn bộ tổ máy được tính dựa trên cân bằng nhiệt riêng của lò hơi, được xác định qua công thức cụ thể.

B= Q LH η LH Q th lv = N e η c Q th lv 8,83 (t /h)

2.7.13 Suất tiêu hao nhiên liệu cho toàn tổ máy

Suất tiêu hao nhiên liệu tiêu chuẩn cho toàn tổ máy được tính theo: b tc = B tc

TÍNH TOÁN LỰA CHỌN CÁC THIẾT BỊ CHÍNH

Tính toán lựa chọn thiết bị gian máy

Bơm cấp là thiết bị thiết yếu trong quá trình sản xuất điện năng, đóng vai trò quan trọng trong việc duy trì hoạt động ổn định và hiệu quả của lò hơi.

Để đảm bảo hiệu suất hoạt động của hệ thống, chúng ta lựa chọn 3 bơm cấp, trong đó có 2 bơm hoạt động và 1 bơm dự phòng, mỗi bơm đảm nhận 50% lưu lượng tổng Để ngăn ngừa xâm thực và nâng cao độ tin cậy của bơm, chúng ta lắp đặt thêm một bơm tăng áp giữa khử khí và bơm cấp, cùng với một bơm dự phòng cho bơm tăng áp Trong quá trình tính toán độ gia nhiệt sơ bộ cho bơm cấp, chúng ta đã xác định được khối lượng riêng của nước cấp tại đầu đẩy và đầu hút của bơm.

Lưu lượng nước cấp cho lò hơi qua mỗi bơm

Lưu lượng nước cấp mỗi bơm có dự trữ 5% là:

Dnc = 1,05.D = 567,56 (kg/s) Năng suất định mức của bơm được tính theo lưu lượng nước cấp:

Q bc = D nc ρ =0,597 (m 3 / s) Độ chênh áp giữa đầu đẩy và đầu hút của bơm có tính đến dự trữ 5%: Δ p bc = Δ p bc =1,05.200,1.10 5 !0,1.1 0 5 ¿( N / m 2 )

Từ đó ta chọn được bơm cấp theo cột áp và năng suất đã tính.

Năng suất của các bơm ngưng được xác định dựa trên điều kiện làm việc khắc nghiệt nhất, bao gồm tổ máy hoạt động ở công suất tối đa và bình ngưng có độ chân không thấp, đặc biệt trong mùa hè.

Vì công suất tổ máy trung bình nên ta chọn 3 bơm ngưng.2 bơm làm việc và một bơm dự phòng Năng suất mỗi bơm lấy 50% lưu lượng toàn bộ.

Hình 3.14: Sơ đồ xác định chiều cao cột áp bơm ngưng

Cao cột áp đầu hút của bơm ngưng:

Cột áp đầu đẩy của bơm:

Chiều cao chênh lệch toàn phần của bơm ngưng:

 pk: Áp suất tuyệt đối trong bình ngưng, pk = 0,0624 (bar)

 pKK: Áp suất tuyệt đối trong bình khử khí, pKK = 9 (bar)

 ρ: Khối lượng riêng trung bình của nước trước và sau bơm ngưng

 Lấy sơ bộ của nước bình thường, ρ = 950 (kg/m 3 )

 Hđ: Chiều cao từ miệng đẩy của bơm tới đầu ống đưa vào BKK chọn Hđ (m)

 Hh: Chiều cao tính từ mức nước trong khoang nước bình ngưng tới miệng hút của bơm ngưng, chọn Hh = 2 (m)

 Σptl: Tổng trở lực đường ống và các thiết bị đặt trên đầu hút và đẩy của bơm ngưng: Σptl = Δp ô tl + 4.ΔpGNHA

→ pBN = 2661511 N/m 2 Để đảm bảo an toàn ta lấy dư 5%: Δ p BmN =1,05 2661511'94586,55(N/m 2 )

Lưu lượng nước đi qua hệ thống bơm:

QBmN = 50% D BmN ρ =0,1737 (m 3 /s) Để đảm bảo an toàn ta lấy dư 5%: QBmN = 0,1737(m 3 /s) Công suất động cơ dùng kéo bơm ngưng:

0,88 W7,88 (kW) với η BmN =0,8 Động cơ dùng kéo bơm cũng được lấy dự trữ 5%:

Với các thông số tính được ta sẽ chọn được bơm thỏa mãn yêu cầu.

3.1.3 Tính chọn bơm tuần hoàn

Bơm tuần hoàn được lựa chọn dựa trên điều kiện mùa hè, khi nhiệt độ nước làm mát đạt mức cao nhất Lưu lượng hơi vào bình ngưng được xác định khi tuabin hoạt động ở chế độ không cấp nhiệt và lưu lượng này là lớn nhất.

Khi tính toán năng suất bơm nước làm mát, cần xem xét không chỉ lưu lượng nước cho bình ngưng mà còn các nhu cầu khác trong nhà máy như làm mát dầu gối trục, làm mát khí cho nhà máy phát điện và các nhu cầu liên quan đến thải tro xỉ Nếu coi nhu cầu làm mát cho bình ngưng là 100%, thì các nhu cầu tiêu thụ nước khác sẽ chiếm tỷ lệ nhất định trong tổng lượng nước cần thiết.

Bảng 3-15: Nhu cầu dùng nước trong nhà máy điện

STT Nhu cầu dùng nước % theo lưu lượng

2 Làm mát khí làm mát máy phát 2.5

3 Làm mát dầu gối trục tuabin máy phát 1,7

4 Làm mát các ổ trục máy nghiền và thiết bị phụ 1

6 Nước bổ sung cho chu trình 0.6

STT Nhu cầu dùng nước % theo lưu lượng

Ta chọn 3 bơm tuần hoàn trong đó có 2 bơm làm việc cung cấp nước làm mát cho nhà máy còn một bơm dự phòng.

Lưu lượng nước tuần hoàn cung cấp cho bình ngưng của một tổ máy được xác định theo công thức:

 m là bội số tuần hoàn Đây là một giá trị kinh tế phải được tính toán theo kết cấu bình ngưng Chọn m = 75

Dnn lưu lượng hơi cần được làm mát tính cho mỗi bơm tuần hoàn

Hình 3.15: Sơ đồ nguyên lý đặt bơm tuần hoàn

Lưu lượng nước tuần hoàn thực tế:

G k t =1,1 G k = ¿320116,88 (kg/s) Năng suất của bơm tuần hoàn được xác định theo.

2.ρ ,90 (m 3 /s) Năng suất bơm tuần hoàn lấy dự chữ 5%:

Sức ép của bơm tuần hoàn thường thấp, chỉ cần đủ để vượt qua trở lực của ống dẫn nước từ trạm bơm đến bình ngưng và các thiết bị tiêu thụ khác trong nhà máy Trong đó, trở lực chính đến từ bình ngưng.

Tổng trở lực toàn bộ đường nước tuần hoàn vào khoảng

∆ p th 0000 ( N m 2 ) Trở lực của bình ngưng được xác định theo công thức:

Trong bài viết này, chúng ta sẽ tìm hiểu về một số thông số quan trọng trong hệ thống ống bình ngưng Đầu tiên, số chặng đường ống được xác định là z = 2 Tốc độ nước chảy trong ống là ω = 2 m/s Hệ số thực nghiệm b phụ thuộc vào đường kính trong của ống và nhiệt độ trung bình của nước Với đường kính ống d = 22 mm và nhiệt độ trung bình 30°C, chúng ta có thể tính toán hệ số thực nghiệm b như sau: b = b₀ φₜ = 0,078 [1 + 0,007 (30 - 20)] = 0,08346.

Từ đó ta tính được: Δ p BN =z ( b.ω 1,75 +0,135 ω 1,5 ).0 , 981.10 4 999,48 [ N /m 2 ¿ Vậy tổng trở lực mà bơm phải đạt được: Δ p Bth = Δ p BN + Δ p tl !2999,48 (N/m 2 ) Với độ dự chữ 5%: ∆ P t Bth =1,05 ∆ P Bth "3649,45 ( N /m 2 )

Chọn hiệu suất của bơm tuần hoàn: η bth =0,85

Công suất động cơ cần thiết kế kéo bơm tuần hoàn:

Để đảm bảo độ an toàn khi làm việc của bơm, chúng ta cần chọn độ dự trữ công suất là 5% Do đó, công suất cần thiết của bơm tuần hoàn được tính theo công thức W Bth = Q Bth t Δ p t Bth η Bth = 4,67.

Tính chọn bình

Một trong những cách hiệu quả để nâng cao hiệu suất của thiết bị tuabin là giảm nhiệt độ hơi thoát ra Các tuabin hiện đại thường có độ chân không cao ở tầng sau cùng, tức là áp suất tuyệt đối tại đó rất thấp Độ chân không này được tạo ra nhờ quá trình ngưng tụ hơi trong bình ngưng, nơi nhiệt ẩn hóa hơi được loại bỏ ở áp suất không đổi Môi trường làm lạnh chủ yếu là nước, nhưng đôi khi cũng sử dụng không khí Để đạt hiệu quả, nhiệt độ của môi trường làm lạnh phải thấp hơn nhiệt độ của hơi ngưng tụ.

Bình ngưng là thiết bị trao đổi nhiệt kiểu bề mặt, có chức năng ngưng tụ hơi từ tuabin Việc chọn lựa bình ngưng phù hợp là rất quan trọng để đảm bảo bề mặt truyền nhiệt đáp ứng yêu cầu ngưng tụ hiệu quả Các phương trình tính toán truyền nhiệt trong bình ngưng cần được áp dụng để tối ưu hóa hiệu suất làm việc của thiết bị này.

Cân bằng năng lượng nhiệt giữa hơi ngưng tụ và nước làm mát:

Q k = G k c p ∆ t = D k (i k −i' k ) Phương trình truyền nhiệt trong bình ngưng:

- Dk: Lưu lượng hơi thoát vào bình ngưng: 389,3kg/s

- ik: Entanpi hơi vào bình ngưng: 2460,8 kJ/kg

- i'k: Entanpi nước ngưng ra khỏi bình ngưng: 159,7 kJ/kg

- : Độ chênh nhiệt độ trung bình

Nhiệt độ nước làm mát vào bình ngưng t1 phụ thuộc vào điều kiện thời tiết, khí hậu và sơ đồ làm mát Tại Việt Nam, khi sử dụng nước sông với sơ đồ đơn lưu, t1 thường được chọn là 25 o C Giá trị nhiệt độ nước ra t2 phụ thuộc vào điều kiện truyền nhiệt trong bình ngưng và chế độ làm việc của tổ máy Trong điều kiện thiết kế ở chế độ định mức, t2 có thể lấy thấp hơn giá trị bão hòa của hơi trích vào bình ngưng khoảng δt = 5 o C, tức là t2 = 37,6 - 5 = 32,6 o C Độ hâm nước trong bình ngưng được tính là Δt = t2 - t1 = 32,6 - 25 = 7,6 o C.

Hình 3.16: Sơ đồ trao đổi nhiệt trong bình ngưng

Nhiệt độ trung bình đại số của nước đi trong bình ngưng: t tb = t 1 + t 2

Tốc độ nước chảy trong ống, chọn

Tra toán đồ ta xác định được hệ số truyền nhiệt tổng của bình ngưng:

K400 kcal/m 2 h.K=3,9542 kW/m 2 K Tổng diện tích truyền nhiệt bề mặt ngoài các ống trong bình ngưng:

Để đảm bảo bề mặt truyền nhiệt đủ trong điều kiện làm việc khắc nghiệt, cần chú ý đến độ chân không của bình ngưng, vì nó ảnh hưởng lớn đến hiệu suất kinh tế của toàn bộ tổ máy Do đó, chúng ta nên tính toán dư bề mặt truyền nhiệt khoảng 5% Diện tích truyền nhiệt thực tế của bình ngưng là 3,9542 m² với hệ số 8,22 và 560,64 m².

3.2.2 Tính chọn bình khử khí

Bình khử khí được chọn một bình cho một tổ máy.

Lưu lượng nước cấp ra khỏi bình khử khí

Khối lượng riêng của nước tương ứng:

= 0,00113 (m 3 /kg) Tổng lượng nhiệt trao đổi trong bình khử khí:

Q kk =G ( i r −i v ) W782,66 kW Dung tích khoang chứa nước bình khử khí được chọn có dự trữ khi lò làm việc cực đại mà vẫn đáp ứng được khoảng trên 5 phút.

 Entanpi nước vào bình khử khí: iv e0 (kJ/kg)

 Entanpi nước ra bình khử khí: ir = 756,9 (kJ/kg)

 Nhiệt độ nước sôi tương ứng với Pkk: t bh 8,6 ( o C)

 Nhiệt độ nước đưa vào bình khử khí: t1 = 154

 Nhiệt độ nước ra khỏi bình khử khí: t2 =tbh - 2= 176,6

 Độ chênh nhiệt độ trung bình logarit:

 Hệ số truyền nhiệt trong bình khử khí: chọn sơ bộ k (kW/m 2 K)

 Diện tích bề mặt trao đổi nhiệt của bình khử khí:

Để lựa chọn bình khử khí, cần dựa vào bề mặt trao đổi nhiệt của cột khử khí, dung tích bể chứa nước và áp suất làm việc Các thông số tính toán sẽ giúp xác định loại bình phù hợp nhất.

- Áp suất làm việc: 9,7 bar

- Diện tích bề mặt trao đổi nhiệt: 880,29 m 2

3.2.3 Tính chọn bình gia nhiệt

Hình 3.17: Sơ đồ cấu tạo bình gia nhiệt

Bề mặt trao đổi nhiệt của bình gia nhiệt được xác định theo phương trình truyền nhiệt:

- Q: lượng nhiệt trao đổi trong bình mà dòng nước nhận được

- G: Lưu lượng dòng nước đi qua bình

- i1, i2: Entanpy nước ở đầu vào và ra khỏi bình.

- Δttb: Độ chênh nhiệt độ trung bình logarit

Nhiệt độ nước sôi trong bộ trao đổi nhiệt (BGN) phụ thuộc vào áp suất, với các nhiệt độ vào và ra lần lượt là t1 và t2 Hệ số truyền nhiệt của BGN được tính theo công thức k = 1.

 α1: Hệ số tỏa nhiệt trong ống

 α2: Hệ số tỏa nhiệt ngoài ống

 λ: Hệ số dẫn nhiệt của kim loại làm ống

 di: Đường kính trong của ống

 do: đường kính ngoài ống

Tính toán lựa chọn thiết bị gian lò hơi

Lưu lượng hơi cần thiết cung cấp: D LH = α nc D o =¿540,53(kg /s )

Mỗi tổ máy công suất 540 MW được lắp đặt với một lò hơi tương ứng cho một tuabin, trong đó lò hơi có năng suất định mức lớn hơn 5% so với phụ tải cực đại Tổng năng suất định mức của lò hơi được tính toán để đảm bảo hiệu suất hoạt động tối ưu cho hệ thống.

D h =1,05 D LH V7,56 ( kg/ s) 43,2 (T /h) Cùng với yêu cầu về thông số hơi tuabin ta sẽ chọn được lò hơi thỏa mãn yêu cầu.

3.3.2 Chọn hệ thống chuẩn bị nhiên liệu

3.3.2.1 Chọn hệ thống nghiền than

Khi lựa chọn hệ thống cung cấp than kiểu phân tán, cần có phễu than trung gian cho mỗi lò hơi Hệ thống này bao gồm các thiết bị như máy nghiền than, phân ly than thô, phân ly than mịn, quạt nghiền, phễu than tươi và phễu than trung gian, được bố trí gần khu vực lò hơi để đảm bảo hiệu quả hoạt động.

Hệ thống cấp than có phễu than trung gian được thể hiện qua (Hình 3.6).

Than của nước ta đa số là loại than cứng: than antraxit, than đá cho nên máy nghiền thường dùng là loại thùng nghiền bi.

Suất tiêu hao điện năng dùng cho một tấn than:

Với: : Hệ số khả năng nghiền, với than anthaxit = 0,95

Công suất điện tiêu thụ để nghiền than cho một tổ máy:

Với: B- tiêu hao nhiên liệu cho lò hơi của một tổ máy: B = 188,84(T/h)

Thùng nghiền được lựa chọn dựa trên tiêu chuẩn của loại than cần nghiền, năng suất nghiền và đặc tính của than Việc tính toán chính xác sẽ giúp xác định loại thùng nghiền phù hợp nhất.

Hình 3.18: Sơ đồ nguyên lý hệ thống nghiền than có phễu than trung gian

1: Băng tải than nguyên; 2: Phễu than tươi; 3: Băng tải than có máy cấp; 4:Thùng nghiền bi; 5: Phân ly thôi; 6:Van khóa tự động; 7: Phân ly mịn; 8: khóa khí tự động; 9: Rây than; 10:lá chắn phân phối; 11:Phễu than bột (trung gian);12: Máy cấp than bột kiểu cánh; 13: Hộp không khí; 14: Vòi phun chính; 15: Hộp không khí cấp 2; 16: Vòi phun gió cấp 3; 17: Máy cấp than bột kiểu xoắn ốc; 18:Đường hút ẩm; 19: Quạt tải than bột; 20: Đường tái tuần hoàn than gió cấp ba;21: Đường không khí nóng; 22: Đường bột than quá mịn; 23: Đường tái tuần hoàn bột than thô; 24: Buồng lửa; 25: Bộ sấy không khí; 26: Van phòng nổ.

CHƯƠNG 4 BỐ TRÍ SƠ ĐỒ MẶT BẰNG TOÀN NHÀ MÁY

4.1 Lựa chọn địa điểm bố trí

Khi lựa chọn địa điểm cho nhà máy nhiệt điện, mục tiêu chính là giảm chi phí xây dựng và nâng cao hiệu quả kinh tế trong quá trình vận hành Tuy nhiên, việc lựa chọn địa điểm thường phải chấp nhận một số hạn chế nhất định Mỗi phương án bố trí đều có những ưu điểm và nhược điểm riêng, do đó, quyết định cuối cùng cần xem xét đến yếu tố kinh tế của từng phương án Ngoài ra, cần lưu ý đến khả năng phát triển của nhà máy trong tương lai để đảm bảo tính bền vững.

Khi lựa chọn vị trí đặt nhà máy nhiệt điện, cần xem xét loại nhiên liệu sử dụng Nếu nhiên liệu có nhiệt trị lớn, việc đặt nhà máy gần khu vực tiêu thụ là hợp lý Ngược lại, với nhiên liệu có nhiệt trị thấp, nên đặt nhà máy gần nguồn cung cấp nhiên liệu Ngoài ra, nhà máy nhiệt điện ngưng hơi cần phải được đặt gần nguồn nước làm mát Địa điểm cũng cần gần tuyến đường sắt để thuận tiện cho việc vận chuyển thiết bị và nhiên liệu, với chiều dài nhánh đường sắt không nên vượt quá 15km.

Khi lựa chọn địa điểm đặt nhà máy, cần chú ý đến các yếu tố địa chất và thủy văn Đất nền xây dựng phải có khả năng chịu áp lực tối thiểu từ 0,2 đến 0,25 Mpa Địa hình cần phải bằng phẳng với độ dốc không vượt quá 1% Mực nước ngầm nên nằm ở độ sâu tối thiểu 4m so với mặt bằng chung để tránh tình trạng thấm nước vào nền móng và đường hầm Nếu không đạt yêu cầu về độ sâu, cần thực hiện các biện pháp chống thấm.

4.2 Tổng bình đồ nhà máy

Tổng bình đồ nhà máy điện là nền tảng cho việc lắp đặt thiết bị chính và phụ, cùng với các đường đi lại Việc bố trí các công trình cần đảm bảo thuận lợi cho quy trình công nghệ, giữ cho không gian thông thoáng, an toàn phòng cháy chữa cháy, vệ sinh và có cảnh quan dễ chịu Đồng thời, cần chú ý đến việc cung cấp nước, nhiên liệu và xử lý tro xỉ một cách hiệu quả Các đường dẫn nhiên liệu, nước và hơi cũng nên được thiết kế để thi công dễ dàng và tiết kiệm chi phí.

Trong mặt bằng nhà máy, các công trình chính bao gồm tòa nhà chính với gian máy và gian lò, ống khói, trạm phân phối điện cùng máy biến áp, gian nhiên liệu, phòng điều khiển, trạm bơm tuần hoàn, bơm thải xỉ, thiết bị xử lý nước, khu công nhân sinh hoạt, khu nhà hành chính, xưởng cơ khí, kho vật tư và phòng thí nghiệm.

4.3 Những yêu cầu về bố trí ngôi nhà chính

Gian nhà chính của nhà máy là khu vực trung tâm, nơi bố trí các thiết bị và hệ thống đường ống chính phục vụ cho sơ đồ công nghệ trong quá trình sản xuất điện.

Tuabin và các thiết bị phụ trợ như bình ngưng, bình gia nhiệt, bơm cấp, bơm ngưng và ejector được lắp đặt trong một không gian riêng biệt gọi là gian tuabin hay gian máy Trong gian máy, các bơm nước đọng và các thiết bị cần thiết cho việc khởi động tổ máy cũng được bố trí.

Gian lò hơi là khu vực đặt lò hơi và các thiết bị phụ của nó.

Nếu nhà máy sử dụng nhiên liệu rắn, cần có khu vực chuẩn bị nhiên liệu với các thiết bị như thùng nghiền, phễu than trung gian và các thiết bị cấp than khác Bình khử khí có thể được đặt riêng trong một gian hoặc lắp đặt trên khu vực chuẩn bị nhiên liệu.

Lựa chọn việc bố trí ngôi nhà chính có ảnh hưởng đến lắp đặt và vận hành thiết bị nên phải đảm bảo các yêu cầu chung sau:

- Vận hành các thiết bị phải thuận tiện, tin cậy, an toàn và kinh tế.

- Điều kiện lao động phải đảm bảo thuận tiện và dễ dàng cho công nhân.

- Phần liên quan giữa các phân xưởng với ngôi nhà chính phải thuận tiện.

- Chi phí xây dựng là nhỏ, thuận tiện cho việc sửa chữa và bảo dưỡng.

- Phải chú ý đến khả năng mở rộng nhà máy về sau.

Khi thiết kế bố trí ngôi nhà chính cho nhà máy, cần tính toán chỉ tiêu kinh tế-kỹ thuật, trong đó chỉ tiêu quan trọng nhất là suất thể tích ngôi nhà tính cho một đơn vị công suất đặt Đối với các nhà máy chuyên sản xuất điện, chỉ tiêu này thường dao động trong khoảng 0,6-0,7 m³/kW.

- Các yêu cầu trên có thể được cụ thể hóa như sau:

Để đảm bảo hoạt động hiệu quả của bơm cấp, cần thiết phải duy trì độ cao hút tối thiểu 15m cho bình khử khí so với trục bơm Độ nghiêng của vách phễu than phải đủ lớn để ngăn chặn hiện tượng tắc nhiên liệu Các thiết bị dễ cháy nổ như phân ly than thô và mịn cần được đặt ở vị trí cao và ngoài trời Để giảm nguy cơ cháy và tăng nhiệt độ dầu, ống dẫn dầu bôi trơn và làm mát ổ trục nên được lắp đặt ở những khu vực có nhiệt độ thấp nhất và tránh xa các đường dẫn hơi và nước nóng Ngoài ra, ống dẫn dầu mazut và các bể dầu cần được đặt xa nhà chính.

Diện tích phục vụ cho thiết bị và bảng điều khiển cần được bố trí ở cùng độ cao Van và các dụng cụ đo, điều khiển phải được sắp xếp gọn gàng thành từng cụm tại những vị trí dễ tiếp cận và đủ ánh sáng Cần có lối đi rộng giữa các thiết bị thường xuyên thao tác trong quá trình vận hành Các thiết bị cũng nên được bố trí thuận lợi theo quy trình công nghệ để đảm bảo liên hệ với nhau qua con đường ngắn nhất.

Tiêu đề	Thiết Kế Sơ Bộ Nhà Máy Nhiệt Điện Ngưng Hơi Công Suất 540 MW Tính Toán Hiệu Suất Nhà Máy Điện Và Các Giải Pháp Nâng Cao Hiệu Suất Nhà Máy
Tác giả	Lã Vũ Tuấn Anh
Người hướng dẫn	TS. Bùi Hồng Sơn
Trường học	Trường Đại Học Bách Khoa Hà Nội
Chuyên ngành	Kỹ thuật Nhiệt
Thể loại	đồ án
Năm xuất bản	2022
Thành phố	Hà Nội

Định dạng
Số trang	57
Dung lượng	1,95 MB