Tính cấp thiết của đề tài
Đến cuối năm 2019, tổng công suất điện của Việt Nam đạt 54.880 MW, trong đó nhiệt điện than chiếm 20.200 MW (36,1%) và sản xuất 150 tỷ kWh, tương đương 69,9% tổng sản lượng điện cả năm Nhiệt điện than là nguồn điện ổn định, hoạt động lên tới 8.000 giờ/năm, và dự kiến đến năm 2030 sẽ chiếm khoảng 31,8% tổng nguồn điện Trong giai đoạn 2016-2030, nhiệt điện than vẫn giữ vai trò chủ lực trong cơ cấu nguồn điện Các nhà máy nhiệt điện than hiện nay chủ yếu sử dụng lò đốt than phun với công suất từ 300 - 600 MW, sử dụng than antraxit và một số loại than nhập khẩu Dự kiến, công suất tổ máy sẽ nâng lên tới 1.000 MW trong tương lai Tuy nhiên, hiệu suất vận hành lò hơi còn bị ảnh hưởng bởi nhiều yếu tố, do đó cần có giải pháp cải thiện để nâng cao hiệu quả và đảm bảo an toàn trong quá trình vận hành.
- Hệ số không khí thừa;
- Tốc độ phân ly đầu ra tại các máy nghiền than;
- Do một số vấn đềkhác như bọc bảo ôn không tốt; rò rỉ nước, hơi, khói gió …
Mỗi các yếu tố thay đổi sẽ ảnh hưởng tới hiệu suất lò hơi gây ra những thiệt hại về kinh tế, ảnh hưởng việc vận hành ổn định
Nhiệt điện đốt than vẫn giữ vai trò quan trọng trong tương lai, do đó việc duy trì hoạt động ổn định, an toàn và hiệu quả của nhà máy nhiệt điện là cần thiết Tuy nhiên, trong quá trình vận hành, các thông số đầu vào và hiệu năng có xu hướng giảm, dẫn đến hiệu suất của nhà máy không đạt như thiết kế ban đầu Do đó, nâng cao hiệu suất cho nhà máy nhiệt điện, đặc biệt là các giải pháp cải thiện hiệu suất cho lò hơi, trở thành vấn đề cấp thiết Cần tiến hành nghiên cứu lý thuyết và thực tiễn để xác định các yếu tố ảnh hưởng đến hiệu suất của lò hơi.
6 cơ sở cho việc đưa ra các giải pháp hiệu chỉnh, nâng cao hiệu suất lò hơiđối với nhà máy nhiệt điện than phun
Việc lựa chọn đề tài “Nghiên cứu khả năng hiệu chỉnh và nâng cao hiệu suất lò hơi NMNĐ Vũng Áng” mang lại ý nghĩa quan trọng cả về mặt khoa học lẫn thực tiễn.
Mục đích nghiên cứu
a) Mục đích nghiên cứu của luận văn:
- Tìm hiểu, xác định hiệu suất lò hơi NMNĐ Vũng Áng theo tiêu chuẩn ASME PTC4
- Tổng hợp phân tích kết quảthu được, đề xuất những giải pháp hiệu chỉnh nâng cao hiệu suất lò hơi. b) Nhiệm vụ cụ thể:
- Tính toán nhiệt cho lò hơi công suất 600MW;
- Xác định hiệu suất lò hơi;
- Các yếu tốảnh hưởng đến hiệu suất lò hơi;
- Đưa ra các giải pháp hiệu chỉnh để nâng cao hiệu suất lò hơi và thực hiện thí nghiệm hiệu chỉnh thực tếcho lò hơi tại NMNĐ Vũng Áng.
Đối tượ ng và ph ạ m vi nghiên c ứ u
Các yếu tốảnh hưởng đến hiệu suất lò hơi b) Phạm vi nghiên cứu:
Nhà máy nhiệt điện Vũng Áng, với công suất 2x600 MW, thuộc Tập đoàn Dầu khí Việt Nam (PVN), là một điển hình tiêu biểu trong nghiên cứu về nhà máy nhiệt điện than phun.
Phương pháp nghiên cứ u
- Nội dung nghiên cứu lý thuyết: Nghiên cứu, tính toán hiệu suất lò hơi theo tiêu chuẩn ASME PTC4
Nội dung nghiên cứu thực tế tập trung vào việc khảo sát và thu thập số liệu tại Nhà máy Nhiệt điện Vũng Áng, nhằm đưa ra các giải pháp hiệu chỉnh lò hơi Mục tiêu của nghiên cứu là đảm bảo an toàn và nâng cao hiệu quả hoạt động của nhà máy.
Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài nghiên cứu
Đề tài nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến hiệu suất lò hơi, từ đó tính toán và đánh giá hiệu suất hoạt động của lò hơi Bên cạnh đó, bài viết cũng đề xuất những giải pháp hiệu quả nhằm nâng cao hiệu suất của lò hơi, góp phần tối ưu hóa quá trình vận hành.
Theo ước tính, NMNĐ Vũng Áng tiêu thụ khoảng 3,2 triệu tấn than mỗi năm cho 2 tổ máy Do đó, việc áp dụng các giải pháp hiệu chỉnh nhằm nâng cao hiệu suất lò hơi không chỉ giúp giảm thiểu thiệt hại kinh tế mà còn đảm bảo lò hơi hoạt động an toàn và hiệu quả.
Điểm mới của luận văn
- Đưa ra các yếu tố ảnh hưởng tới hiệu suất lò hơi, từ đó cócác giải pháp hiệu chỉnh nâng cao hiệu suất lò hơi.
- Là tài liệunghiên cứu thiết thực, dùng đểtham khảo phục vụ cho công tác vận hànhNMNĐđốt than phun.
Bố cục của luận văn
Luận văn gồm các phần:
- Chương 2 – Tính nhiệt lò hơi công suất 600MW
- Chương 3 – Quy trình đánh giá hiệu suất lò hơi theo tiêu chuẩn ASME PTC4
- Chương 4 – Xác định hiệu suất lò hơi NMNĐ Vũng Áng theo tiêu chuẩn ASME PTC4
Chương 5 – Nghiên cứu khảnăng hiệu chỉnh nâng cao hiệu suất lò hơi NMNĐ Vũng Áng
- Kết luận và kiến nghị
TỔ NG QUAN
Vai trò c ủa các NMNĐ đốt than trong sản xuất điện năng
1.1.1 Vai trò nhiệt điện than ở Việt Nam
Tính đến năm 2019, tổng công suất điện cảnước đạt 54.880 MW, trong đó nhiệt điện than chiếm 39% với công suất 20.200 MW Điện năng sản xuất trung bình hàng năm đạt 52.600 GWh Theo Quy hoạch điện VII điều chỉnh tháng 3 năm 2016, tỷ lệ nhà máy nhiệt điện than sẽ tăng đáng kể, với công suất dự kiến đạt 25.620 MW và sản lượng 130.645 GWh vào năm 2020; 47.575 MW và 220.000 GWh vào năm 2025; và 55.167 MW cùng 304.304 GWh vào năm 2030.
Nhu cầu than cho sản xuất điện dự kiến sẽ đạt khoảng 63 triệu tấn vào năm 2020, 95 triệu tấn vào năm 2025 và 129 triệu tấn vào năm 2030 Tuy nhiên, do nguồn than sản xuất trong nước hạn chế và không đủ cung cấp, nhiều nhà máy nhiệt điện tại các trung tâm điện lực miền Trung và miền Nam như Vũng Áng, Quảng Trạch, Vĩnh Tân, Duyên Hải, Long Phú, Sông Hậu và Long An sẽ phải phụ thuộc vào nguồn than nhập khẩu.
Giai đoạn 2015-2030, nhiệt điện than đóng vai trò quan trọng trong hệ thống điện Việt Nam, chiếm tỷ trọng lớn về công suất và sản lượng điện, vượt xa các nguồn năng lượng khác như dầu khí, thủy điện và năng lượng tái tạo.
1.1.2 Khả năng cung ứng than cho sản xuất điện
Nhà máy nhiệt điện đốt than với công suất và sản lượng điện lớn cần tiêu thụ một lượng than đáng kể Bảng 1.1 [7] trình bày khả năng cung cấp than nội địa và nhập khẩu phục vụ cho sản xuất điện.
Bảng 1.1 - Dự kiến cân đối cung cầu than sau khi điều chỉnh Đơn vị: triệu tấn
Nhu cầu ngoài điện 16 18 20÷22 22÷24 24÷28 Than cho điện 12 20÷24 42÷50 68÷74 90÷110
Sản xuất điện từ than antraxit Việt Nam đang gia tăng đáng kể, từ 24 triệu tấn năm 2015 lên 32-38 triệu tấn vào năm 2020, dự kiến đạt 38-42 triệu tấn vào năm 2025 và 40-45 triệu tấn vào năm 2030 Tuy nhiên, do khả năng khai thác than nội địa còn hạn chế, Việt Nam đang phụ thuộc vào than nhập khẩu để bù đắp thiếu hụt trong cân đối năng lượng Tỷ lệ than nhập khẩu so với than nội địa cho sản xuất điện đang tăng mạnh.
9 cấp than ổn định cho các nhà máy nhiệt điện, ngoài việc phải nhập khẩu than cần đẩy mạnh đầu tư, khai thác than nội địa
Than là nhiên liệu sơ cấp quan trọng cho sản xuất điện năng, đặc biệt tại Việt Nam Việc nâng cao hiệu quả sử dụng than và giảm ô nhiễm môi trường tại các nhà máy nhiệt điện đốt than là vấn đề cấp thiết Tại Việt Nam, loại than thường sử dụng có chất bốc thấp và độ tro cao, gây khó khăn trong quá trình đốt Do đó, nghiên cứu về hiệu suất đốt than cao và ổn định với tổn thất cơ học thấp là rất cần thiết Các kết quả nghiên cứu hiện có sẽ là cơ sở cho việc đề xuất giải pháp nâng cao hiệu suất đốt than, phù hợp với điều kiện thực tế tại Việt Nam.
Công ngh ệ đốt than antraxit trong NMNĐ ở Việt Nam
Các nhà máy nhiệt điện đốt than tại Việt Nam hiện đang áp dụng hai công nghệ chính là đốt than phun (PC) và đốt tầng sôi tuần hoàn (CFB) Định hướng phát triển nhiệt điện than trong tương lai sẽ tập trung vào việc nâng cao hiệu quả và giảm thiểu tác động môi trường.
- Công nghệ CFB, thông sốhơi cận tới hạn với tổ máy có công suất 200-300MW cho loại than chất lượng thấp;
- Công nghệ PC, thông số cận tới hạn và siêu tới hạn, tổ máy có công suất 500-1000
MW cho loại than chất lượng tốt (cám 5, cám 6A) và than nhập khẩu (chủ yếu từ Úc, Indonesia)
1.2.1 Lò hơi đốt than phun (Pulverized Coal - PC)
Công nghệ lò hơi đốt than phun PC đang ngày càng phổ biến tại các nhà máy nhiệt điện (NMNĐ) đốt than ở Việt Nam Tính đến năm 2013, có 9 trong số 14 NMNĐ đốt than sử dụng lò hơi PC, với tổng công suất lắp đặt đạt 3.380 MW, chiếm 63% tổng công suất của các NMNĐ này Đến năm 2015, số lượng NMNĐ sử dụng công nghệ đốt than phun đã tăng lên 16/24 nhà máy, tương ứng với 78,6%, và tổng công suất lắp đặt đạt 9.895 MW trên tổng 12.591 MW công suất của các NMNĐ đốt than.
Hiệu suất đốt than antraxit trong các lò PC tại Việt Nam thường thấp hơn so với hiệu suất đốt than bitum ở nhiều quốc gia khác Nguyên nhân chủ yếu là do than antraxit Việt Nam có hàm lượng chất bốc thấp, cacbon cố định cao, gây khó khăn trong việc bắt cháy và cháy kiệt Hiện tại, loại than này chỉ được sử dụng trong các lò hơi có thông số dưới tới hạn Theo thống kê, hiệu suất trung bình năm 2012 của các nhà máy nhiệt điện đốt than trong nước sử dụng công nghệ lò hơi PC chỉ đạt khoảng 32%.
Hiệu suất trung bình của các nhà máy nhiệt điện (NMNĐ) đốt than hiện nay bị ảnh hưởng bởi một số NMNĐ cũ có hiệu suất thấp, làm giảm hiệu suất chung của hệ thống Nếu chỉ tính các NMNĐ mới, hiệu suất trung bình đạt khoảng 35%, vẫn thấp hơn so với thiết kế Hơn nữa, ở các lò hơi PC, hàm lượng carbon chưa cháy hết trong tro xỉ cao, dẫn đến hiệu suất sản xuất điện thấp và lãng phí tài nguyên than, đồng thời hạn chế khả năng sử dụng tro xỉ theo yêu cầu của nhà nước Việt Nam.
Đến năm 2030, các nhà máy nhiệt điện (NMNĐ) đốt than vẫn chủ yếu sử dụng công nghệ đốt than phun với thông số trên tới hạn và quy mô tổ máy đạt 1.000 MW NMNĐ Vĩnh Tân 4 mở rộng, nhà máy nhiệt điện siêu tới hạn đầu tiên, đã thực hiện thành công việc đốt than lần đầu vào tháng 03/2019 và dự kiến sẽ đi vào vận hành thương mại vào tháng 12/2019.
1.2.2 Lò hơi đốt tầng sôi tuần hoàn (Circulating Fluidized Bed - CFB)
Lò hơi sử dụng công nghệ tầng sôi, mặc dù chỉ mới phát triển từ những năm 70, nhưng đã nhanh chóng chứng tỏ tiềm năng lớn nhờ vào khả năng cháy hiệu quả các loại nhiên liệu chất lượng thấp và biến đổi Công nghệ này còn giúp giảm phát thải khí độc hại như NOx và SOx trong quá trình cháy mà không cần trang bị thiết bị xử lý tốn kém Tại Việt Nam, trước năm 1999, lò hơi tầng sôi chủ yếu được áp dụng trong một số ngành như sản xuất giấy, hóa chất và phân bón với công suất và thông số hơi thấp.
Từ năm 1999, Tập đoàn Than Khoáng Sản Việt Nam đã trở thành đơn vị tiên phong, ngoài EVN, trong việc đầu tư và phát triển các dự án điện sử dụng than.
Dự án NMNĐ Na Dương với công suất 2x55 MW đã chọn công nghệ đốt lớp sôi tuần hoàn nhằm sử dụng than xấu để phát điện hiệu quả.
Đến năm 2013, Việt Nam có 5 nhà máy nhiệt điện (NMNĐ) đốt than sử dụng lò CFB với tổng công suất gần 1500 MW, tất cả đều thuộc Vinacomin Hiệu suất thiết kế trung bình của các nhà máy này đạt 35%, trong đó NMNĐ Cẩm Phả 1 và 2 có hiệu suất cao nhất là 38% Đến năm 2015, số lượng NMNĐ đốt than sử dụng lò CFB đã tăng lên 8 nhà máy với tổng công suất 2696 MW, chiếm 21,4% tổng công suất đặt của các NMNĐ đốt than tại Việt Nam.
Đến năm 2030, miền Bắc Việt Nam sẽ có thêm các nhà máy nhiệt điện công nghệ CFB mới, sử dụng than trong nước chất lượng thấp với thông số hơi dưới tới hạn Các dự án đáng chú ý bao gồm An Khánh 2 của Công ty Cổ phần Nhiệt điện An Khánh, Công Thanh (2x300MW) tại tỉnh Thanh Hóa, Thăng Long (2x300MW) tại tỉnh Quảng Ninh, Hải Dương (2x600MW) và Nam Định 1 (2x600MW).
Nước ta hiện nay có tỷ trọng lớn trong việc sử dụng nhà máy nhiệt điện (NMNĐ) đốt than phun, do đó, việc vận hành lò hơi an toàn và hiệu quả là mối quan tâm hàng đầu của các nhà máy nhiệt điện Đề tài luận văn này tập trung nghiên cứu khả năng hiệu chỉnh lò hơi để nâng cao hiệu suất của lò đốt than phun tại NMNĐ Vũng Áng, từ đó đề xuất các giải pháp tiết kiệm năng lượng cho nhà máy Nhiệt điện Vũng Áng và các nhà máy Nhiệt điện đốt than khác.
Gi ới thiệu lò hơi NMNĐ Vũng Áng
Nhà máy nhiệt điện Vũng Áng có công suất 1200MW gồm 02 tổ máy, do Tập đoàn
Dầu khí quốc gia Việt Nam làm chủđầu tư, xây dựng tại xã Kỳ Lợi – huyện Kỳ Anh – tỉnh
Nhà máy tại Hà Tĩnh áp dụng công nghệ đốt than phun trực tiếp với ngọn lửa hình “W”, sử dụng than Anthraxit (than cám 5) trong nước Các thông số cơ bản của nhà máy được thiết kế để tối ưu hóa hiệu suất và bảo vệ môi trường.
- Công suất nhà máy: 2x600 MW
- Suất tiêu hao nhiệt: 10,008 kJ/kWh
- Điện năng sản xuất: 7,2 tỷkWh/năm
- Cấu hình: 01 lò hơi- 01 tuabin- 01 máy phát/1 tổ máy
- Công nghệ: lò hơi đốt than phun trực tiếp, tuần hoàn tự nhiên
- Nhiên liệu chính: Than cám 5 - Cẩm Phả, Vàng Danh, Uông Bí, vận chuyển bằng đường biển, tiêu thụ khoảng 3.200.000 tấn/năm.
Dầu đốt phụ trợ: Dầu FO – No.2B, tiêu thụ khoảng 14.000 tấn/năm
Lò hơi của nhà máy nhiệt điện Vũng Áng, được sản xuất bởi công ty Babcock & Wilcox - Bắc Kinh, là loại lò 1 bao hơi với hệ thống tuần hoàn tự nhiên Lò được thiết kế với thông gió cân bằng và có quá nhiệt trung gian, đảm bảo hiệu suất hoạt động tối ưu cho nhà máy.
1 cấp và áp suất cận tới hạn
Lò hơi được thiết kế để đốt than bột thông qua hệ thống phun than trực tiếp, loại bỏ nhu cầu về kho than bột trung gian và máy cấp than Ngọn lửa trong buồng đốt có hình dạng “W” và sử dụng vòi đốt tập trung thấp NOx kiểu HALF-PAX.
Thông số theo tải 100% Tải
Lưu lượng hơi quá nhiệt (t/h) 1.814 Áp suất hơi quá nhiệt (MPa) 16,2
Lưu lượng hơi tái nhiệt (t/h) 1.529 Áp suất hơi vào/ra tái nhiệt (MPa) 3,6/3,5
Hình 1.1 - Sơ đồ nguyên lý NMNĐ Vũng Áng
Lò được thiết kế với bao hơi có đường kính trong Φ1775mm và độ dày 185mm, chiều dài lên tới 29930mm Hai đầu của bao hơi có hình dạng cầu, được chế tạo từ thép tấm SA-299 có độ dày 170mm.
Nước được cấp vào bao hơi thông qua hai ống dẫn, kết nối với hai ống phân phối dọc theo đáy bao hơi Để tách hơi bão hòa, bao hơi được trang bị 232 bộ phận ly với đường kính Φ292, sắp xếp thành ba hàng dọc theo chiều dài, giúp giảm dao động mực nước Hỗn hợp hơi nước từ các ống vào bộ phận ly, nơi nước được tách xuống khoang nước, còn hơi bão hòa được tách lên khoang hơi và dẫn đến bộ quá nhiệt Để đảm bảo chất lượng hơi bão hòa, bao hơi có hai cấp phân ly dạng cửa chớp, cấp đầu tiên trên bộ phân ly và cấp thứ hai ở đỉnh bao hơi, giúp tách hơi đạt độ tinh khiết 99% Bên trong bao hơi có tấm lót ngăn cách nước lạnh và vỏ bao hơi, giảm độ sai biệt nhiệt độ giữa các phần.
Nước từ bao hơi chảy xuống các tường nước quanh lò qua 04 ống lớn (downcomer), bao gồm 02 ống Φ558.8x50 ở hai đầu bao hơi và 02 ống Φ660.4x60 dọc theo thân bao hơi Để ngăn chặn hiện tượng xoáy nước kéo theo hơi bão hòa vào ống sinh hơi của tường nước, các ống dẫn nước xuống được trang bị tấm hướng dòng.
Bao hơi được trang bị nhiều đường ống quan trọng như ống xả liên tục, ống xả khẩn cấp, ống lấy mẫu nước và hơi bão hòa, cũng như ống châm hóa chất và ống hơi bão hòa Tường lò được cấu tạo từ các giàn ống có cánh được hàn lại với nhau, đảm bảo tính chắc chắn và hiệu quả trong quá trình vận hành.
Tường lò bao gồm hai loại ống: ống trơn bên trong và ống biên dạng xoắn, được chế tạo từ thép SA-210C với kích thước Φ60×6.5 Tấm cánh sử dụng thép A36, kích thước 6x15 Khoảng cách giữa các ống là 75mm, với chiều sâu lò phía trên là 9900mm, chiều sâu bên dưới là 17100mm, chiều rộng 32100mm và chiều cao 53650mm từ ống góp bên dưới đến đỉnh lò Để tối ưu hóa khả năng tuần hoàn nước, ống biên dạng xoắn được lắp đặt ở những vị trí có nhiệt độ cao tại vùng đai lò phía trước và phía sau, kéo dài khoảng 1/3 chiều sâu lò.
Phần vai lò được hỗ trợ bởi các thanh treo và thanh giằng, chia thành hai phần chính Phần đầu tiên nối lên ống góp trên của tấm sàn trước tường lò phía sau, trong khi phần thứ hai được hàn thành giàn ống, tạo thành tường lò ngang theo hướng khói Phần thứ hai tiếp tục lên đến vị trí cuối phía sau, kéo dài đến đường khói thoát đứng và được kết nối với ống góp phía trên của tường sau lò.
Có 66 vòng tuần hoàn nước phía tường trước và tường sau lò Việc sử dụng ống dạng xoắn để tránh hiện tượng sôi xảy ra bên trong ống và quá nhiệt đường ống, đảm bảo vòng tuần hoàn tốt, nhiệt độđều bên trong vòng tuần hoàn
Có 04 đường nước đi xuống từbao hơi chế tạo từ thép SA-106C cấp nước đến 4 ống góp bên dưới, mỗi ống góp phân phối đến 152 ống có kích thước Φ133×13, vật liệu thép SA-106C Sau khi nước đi qua tường nước phía trước và phía sau lò, hỗn hợp hơi và nước vào ống góp phía trên của lò phân phối đến 168 ống đi lên, kích thước Φ159×14, vật liệu thép SA-106C rồi đi vào phía trước và sau bao hơi Ống góp phía trên và dưới lò có kích thước Φ245×45, vật liệu thép SA-106C
Có 3 đường xảnước bao hơi đảm bảo xả đủ lượng nước bảo vệ lò trong trường hợp sự cố khẩn xảy ra Đường xả liên tục có 1 van tay và 1 van điều khiển bằng điện đảm bảo lưu lượng xả lớn nhất là 3% BMCR, trong vận hành bình thường chỉ xả khoảng (0.5 – 1) % BMCR, nó dùng để kiểm soát chất lượng nước trong bao hơi (thành phần Silica) Đường xả khẩn có 2 van đóng-mở bằng điện dùng xả nhanh nước bao hơi Đường xả gián đoạn dùng để kiểm soát chất lượng nước trong bao hơi trong trường hợp đường xả liên tục không thểđáp ứng được
Buồng đốt được cấu tạo từ các giàn ống sinh hơi, trong đó các ống được hàn với nhau bằng các thanh thép dẹt dọc theo hai bên vách ống, tạo thành các giàn ống kín Các giàn ống sinh hơi được bố trí dọc theo tường trước và tường sau, hình thành vai lò và tạo ra các phễu tro lạnh ở phía dưới Phía trên buồng đốt, các giàn ống sinh hơi ở tường sau còn tạo thành phần lồi khí động.
Trên bề mặt ống sinh hơi vùng rộng của buồng đốt, lớp vữa chịu nhiệt được xây dựng từ dưới vai lò tới trên phễu tro lạnh, tạo thành vùng đai đốt nhằm hạn chế bức xạ nhiệt và tạo trung tâm buồng lửa Các ống sinh hơi trong khu vực này có thiết kế hình xoắn ốc bên trong, giúp ngăn cản hiện tượng sôi trong ống do nhiệt độ cao.
Bảng 1.3 - Thể tích nước cho lò hơi NMNĐ Vũng Áng
Thiết bị Thể tích thử áp
Bộ tái lạnh 302 - Đường ống kết nối 15 15
Hình 1.2 - Sơ đồ hệ thống lò hơi NMNĐ Vũng Áng
Lò được thiết kế với 24 vòi đốt phun trực tiếp hướng xuống, lắp đặt ở phần vai lò Trong đó, có 12 vòi được đặt ở tường trước và 12 vòi còn lại lắp ở tường sau, đảm bảo hiệu suất hoạt động tối ưu.
TÍNH NHI ỆT LÒ HƠI HƠI CÔNG SUẤ T 600MW
Tính toán th ể tích và Entanpy của sản phẩm cháy và không khí lạnh, không khí nóng
Để xác định hệ số không khí thừa đầu ra buồng lửa α bl, cần dựa vào phương pháp đốt của lò hơi và tính chất của nhiên liệu Hệ số không khí lọt của buồng lửa, hệ thống nghiền than và các bề mặt đốt cũng đóng vai trò quan trọng trong việc xác định hệ số không khí thừa cho các bề mặt đốt.
Hệ số không khí thừa đầu ra buồng lửa Chọn α = bl 1,1
- Hệ số không khí lọt chọn :
Bộ quá nhiệt cấp 1 nửa bức xạ ∆α = qn1 0
Bộ quá nhiệt cấp 2: ∆α qn 2 =0, 03
Bộ quá nhiệt trung gian: ∆α qntg =0, 03
Bộ hâm nước cấp 2: ∆α hn 2 =0, 02
Bộ sấy không khí cấp 1: ∆α skk1 =0, 05
Bộ sấy không khí cấp 2: ∆α skk 2 =0, 05
- Hệ số không khí lọt của hệ thống nghiền than ∆α ngh =0, 04
Công thức xác định hệ số không khí thừa: "α = α + ∆α'
Bảng 2.1: Xác định hệ số không khí thừa
STT Tên bề mặt đốt Hệ số không khí thừa Chọn hệ số không khí lọt α' đầu vào α" đầu ra
2 Bộ quá nhiệt cấp 1 1.1 1.1 Δαqn1 0
4 Bộ quá nhiệt trung gian 1.1 1.13 Δαqntg 0.03
5 Bộ quá nhiệt cấp 2 1.13 1.16 Δα qn2 0.03
6 Bộ hâm nước cấp 2 1.16 1.18 Δαhn2 0.02
7 Bộ sấy không khí cấp
8 Bộ hâm nước cấp 1 1.23 1.25 Δαhn1 0.02
9 Bộ sấy không khí cấp cấp 1 1.25 1.3 Δαskk1 0.05
Hệ số không khí thừa ởđầu ra bộ sấy không khí cấp 2 sẽ là:
2.2.2 Tính thể tích sản phẩm cháy
2.2.2.1Lượng không khí lý thuyết
Thể tích không khí lý thuyết cần đểđốt cháy hoàn toàn 1kg nhiên liệu là:
2.2.2.2 Thể tích sản phẩm cháy
Thể tích khí 3 nguyên tử:
= = Thể tích khí Nito lý thuyết: o o LV 3
Thể tích hơi nước lý thuyết: o lv lv o 3
Chi tiết chọn và tính toán đặc tính sản phẩm cháy (Bảng 1; phần Phụ Lục)
Entanpy của khói thực tế là:
Ikk : Entanpy của không khí lý thuyết [kJ/kg] o o kk kk kk
Ik :Entanpy khói lý thuyết được xác định như sau:
I α : Entanpy của phần hơi ẩm do không khí đưa vào [kJ/kg]
Nên bỏ qua thành phần của Itr
Từ công thức tính trên ta có bảng Entanpy của khói (Phụ lục 3; Trang 94).
Tính cân b ằng nhiệt và tính toán lượng tiêu hao năng lượng
Bảng 2.2: Tính cân bằng nhiệt và tính lượng tiêu hao nhiên liệu
STT Tên Kí hiệu Công thức tính toán Kết quả Đơn vị
1 Nhiệt trị tính toán của nhiên liệu Q lv tt 24583 kJ/kg
2 Nhiệt độ khói thải lò hơi θ t Theo đề bài 130 o C
3 Entanpy của khói thải I t Tra bảng 4 theo nhiệt độ khói 130 1507 kJ/kg
4 Nhiệt độ không khí lạnh t kkl Đề bài 30 o C
5 Entanpy không khí lạnh lý thuyết I o kkl Tra bảng 3 theo nhiệt độ kkl 30 252 kJ/kg
6 Tổn thất nhiệt do khói thải mang đi q 2
7 Tổn thất nhiệt do cháy không hoàn toàn về mặt hóa học q 3
8 Tổn thất nhiệt do cháy không hoàn toàn về mặt cơ khí q 4
4 % lv lv p lv tt th n nl vl th
9 Tổn thất nhiệt tỏa ra môi trường xung quanh q 5
10 Tổn thất nhiệt tro xỉ a x =1-a b q 6 0,000025 %
12 Toàn bộ tổn thất nhiệt ∑ q 8,687 %
14 Entanpy hơi quá nhiệt i qn Tra bảng
15 Nhiệt độ hơi đầu vào bộ quá nhiệt trung gian t v qntg
16 Áp suất hơi đầu vào bộ quá nhiệt trung gian P v qntg Chọn
17 Entanpy hơi đầu vào bộ quá nhiệt trung gian i v qntg
18 Entranpy hơi đầu ra bộ quá nhiệt trung gian i r qntg Tra bảng (40 bar – 540 o C) 3539 kJ/kg
19 Entanpy nước cấp i nc Tra bảng theo nhiệt độ 215 o C
20 Entanpy của nước sôi ở áp suất bao hơi I soi Tra theo áp suất bao hơi Pbh = 11,1 Mpa 1726 kJ/kg
21 Lượng hơi đi quá nhiệt trung gian D tg 90%D 1620 t/h
22 Lượng nhiệt sử dụng hữu ích của lò hơi Q hi 1.387.030.000 W
23 Tổng lượng tiêu hao nhiên liệu B 222.444,38 kg/h
24 Lượng tiêu hao nhiên liệu tính toán B tt 213.546,61 kg/h hi lv 3 t
Q = 24583.10 91,313 η r v qn nc tg qntg qntg x soi nc
Thi ết kế buồng đốt
Buồng lửa là hệ thống thiết bị và không gian thiết yếu cho quá trình cháy nhiên liệu Sau khi hoàn tất tính toán phụ, bước tiếp theo là chọn vòi phun và xác định các đặc tính của nó Tiếp theo, cần xác định nhiệt thế thể tích của buồng lửa, kích thước buồng lửa và nhiệt độ khói đầu ra.
Chọn 24 vòi phun tròn đặt trên vai lò tạo ngọn lửa W Mỗi bên 12 chiếc
Sốlượng vòi phun n = 24 Đặc tính của vòi phun như sau:
+ Số phần trăm gió cấp 1: 11 – 25 % : γ = 1 20%
+ Số phần trăm gió cấp 2:
Bảng 2.3 Tốc độ không khí khi ra khỏi vòi phun [3]
Loại nhiên liệu Anthraxit Than gầy Than đá và than nâu
+ Tốc độ gió cấp 1 đầu ra vòi phun ω 1 chọn theo tiêu chuẩn thiết kế 12-16 m/s chọn
+ Tốc độ gió cấp 2 đầu ra vòi phun ω 2 chọn theo tiêu chuẩn thiết kế 18-22 m/s chọn
2.4.2 Xác định kích thước buồng lửa
2.4.2.1 Xác định thể tích buồng lửa
Thể tích buồng lửa được xác định dựa trên nhiệt thế thể tích của buồng lửa, điều này phụ thuộc vào phương pháp đốt nhiên liệu, loại nhiên liệu sử dụng và các điều kiện cháy khác nhau.
Vậy thể tích buồng lửa là: lv tt t 3 bl 3 v
= = 2.4.2.2 Xác định kích thước buồng lửa
Buồng lửa thiết kế để đốt nhiên liệu rắn với vòi phun đặt ở vai lò ngọn lửa W, có tiết diện ngang hình chữ nhật tỉ lệ với chiều rộng và chiều sâu Kích thước chiều rộng và chiều sâu của buồng lửa được tham khảo từ lò hơi Vũng Áng.
Chiều cao cửa khói thoát chọn 8,455 m
Chiều cao đặt vòi phun từđáy lò 19,695 m
Buồng lửa được thiết kế để thải xỉ lỏng, với nhiệt độ vùng tập trung xỉ cao nhằm ngăn chặn hiện tượng đóng xỉ Độ dốc của phễu tro được đặt ở góc 55 độ so với phương ngang, giúp xỉ dễ dàng thoát ra khỏi buồng lửa Lỗ tháo của phễu tro lỏng có kích thước rộng 1,5 m, và toàn bộ hệ thống dàn ống của phễu tro được bọc cách nhiệt để đảm bảo hiệu quả hoạt động.
Hình 2.1: Hình dạng kích thước buồng lửa
2.4.2.3 Xác định diện tích buồng lửa a) Tường bên
Fs 05,590 m d) Đầu ra buồng lửa
Bảng 2.3: Đặc tính cấu tạo của giàn ống sinh hơi
STT Tên Kí hiệu Đơn vị Tường bên Tường sau Tường trước
1 Đường kính ngoài của ống d mm 60 60 60
6 Khoảng cách từ tâm ống đến tường e mm 44 50,5 50,5
7 Hệ số bức xạ hữu hiệu x - 0,98 0,98 0,98
8 Diện tích bề mặt bức xạ hữu hiệu H i bx =F x i i H bx i m 2 1188,701 1671,479 1779,485
Thi ết kế bộ quá nhiệt nửa bức xạ
Lò hơi có thông số cao yêu cầu bộ quá nhiệt lớn, do tỉ lệ nhiệt sử dụng để quá nhiệt cao Để tối ưu hóa hiệu suất, một phần bộ quá nhiệt được đặt trong buồng lửa để hấp thụ nhiệt bằng bức xạ Bộ quá nhiệt nửa bức xạ bao gồm các ống xoắn hình chữ U, được sắp xếp dọc phía trên buồng lửa Khoảng cách giữa các giàn ống được chọn là 1000 mm để hạn chế khả năng tạo cầu xỉ Để giữ cho giàn ống không bị cong và đảm bảo khoảng cách, các ống giữ được sử dụng, đồng thời chúng cũng là ống hơi trong các dàn ống khác, được kết nối bằng nẹp.
Bảng 2.4: Đặc tính cấu tạo của bộ quá nhiệt nửa bức xạ
STT Đại lượng tính Kí hiệu Đơn vị Chọn Kết quả
1 Đường kính trong ống dt mm Chọn 34
2 Chiều dày vách δ mm dt + δ 6
3 Đường kính ngoài ống dn mm Chọn sơ bộ 40
4 Sốlượng tấm nt Tấm Chọn sơ bộ 29
5 Sốống trên 1 tấm n1 ống n1 nt 25
6 Sốlượng ống n ống Chọn sơ bộ 725
7 Bước ống ngang giữa các giàn ống S2 mm Chọn 1000
8 Bước ống dọc S1 mm Chọn 60
9 Tấm cách tường δt mm Chọn 1000
10 Bước ống dọc tương đối δ1 mm S / d 1 n 1,5
11 Bước ống ngang tương đối δ2 mm S / d 2 n 25,00
12 Chiểu cao trung bình tấm l mm Chọn 16500
13 Chiều sâu tấm b mm Chọn 1200
14 Khoảng trống ở giữa y mm Chọn 400
15 Hệ số góc của dãy ống x Chọn 0,98
16 Diện tích hơi đi trong ống f m 2
Thi ết kế dãy Pheston
Dãy pheston được hình thành từ dàn ống sinh hơi ở tường sau buồng lửa, nằm ở đầu ra với nhiệt độ cao Để ngăn ngừa hiện tượng đóng xỉ, cần kéo thưa các ống ra Dãy pheston được chia thành 5 dãy, và các dãy này được sắp xếp song song với nhau.
Bảng 2.5: Đặc điểm cấu tạo của dãy pheston
TT Tên Kí hiệu Chi tiết Đơn vị Số thứ tự dãy ống
1 Đường kính ngoài của ống dn Chọn mm 50 50 50 50 50 Độ dày ống δ Chọn mm 4 4 4 4 4
2 Số ống trong mỗi dãy z Chọn Ống 151 151 151 151 151
3 Chiều dài mỗi ống l Chọn m 13,15 12,63 12,12 11,72 11,27
S1 Bước ống ngang từ dãy 1-5 mm 600 600 600 600 600
S2 Bước ống dọc theo tiết diện khói mm 150 150 150 150 150
5 Bước ống tương đối σ1 Ngang - 12 12 12 12 12 σ2 Dọc - 3,00 3,00 3,00 3,00 3,00
6 Hệ số góc mỗi dãy ống xi Chọn - 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3
7 Bề mặt hấp thụ nhiệt mỗi dãy ống H i p H i p= π.dn.l.z m 2 311,91 299,57 287,40 278,06 267,31
8 Tổng diện tích bề mặt đốt bức xạ Hp Hp= ∑H i p m 2 1444,25
9 Hệ số góc toàn cụm pheston Xp 1- ( 1 - xi ) 5 - 0,83
10 Diện tích bề mặt chịu nhiệt bức xạ H bx p H bx p = Hp Xp m 2 1201,52
11 Diện tích bề mặt chịu nhiệt đối lưu H dl p H dl p = Hp - H bx p m 2 242,74
12 Chiều rộng tiết diện ngang đường khói l ' Đầu vào m 11,505 l " Đầu ra m 9,657
13 Chiều dài tiết diện ngang đường khói ap Chọn m 32,1
14 Tiết diện đường khói đi
15 Tiết diện trung bình đường khói đi qua pheston Fp 0,5 ( F'p + F"p) m 2 247,47159
Theo tính toán truyền nhiệt của dãy Pheston (Phụ lục 6; Trang 103) ta có đồ thị như trên:
Giải bằng phương pháp đồ thị3 điểm ta tìm được:
Nhiệt độ khói ra khỏi dãy Pheston: θ = " p 12 24 o C tương ứng với I " p = 1 411 7 kJ/kg
=> Lượng nhiệt khói truyền đi:Q dl p = ϕ (I ' p − I ) '' p = 0,9992.(15176 14117, 49) − = 1057,59 kJ / kg
∆ = = = < => Việc chọn thiết kế trên là hợp lý
Lư ợng nhi ệt tr ao đ ổi Q
Phân ph ối nhiệt các bề mặt đốt
Phần này kiểm tra toàn bộ sự phân bố nhiệt lượng hấp thụ của các bề mặt đốt
Mục đích tính toán là để:
− Xác định lượng nhiệt hấp thụ của từng bề mặt đốt
− Xác định nhiệt độ khói trước và sau mỗi bề mặt đốt
− Kiểm tra nhiệt độ khói thải
Kết quả tính toán cho phép kiểm tra mức độ giảm Entanpi trên từng bề mặt đốt, xác định xem nó có phù hợp hay không Đồng thời, cần xem xét độ sôi của bộ hâm nước, đảm bảo không vượt quá 2% Cuối cùng, việc xác minh tính chính xác của các phần tính toán trước đó cũng rất quan trọng.
Trong thiết kế, nhiệt độ khói thải được chọn là 130 °C, tương ứng với It = 1507,36 kJ/kg Qua quá trình tính toán, nhiệt độ khói thải thực tế đạt 131,83 °C, với Iot = 1622,07 kJ/kg Kết quả cho thấy sự đánh giá sai số là cần thiết để cải thiện độ chính xác trong thiết kế.
Thiết kế cho các phân phối nhiệt cho các bề mặt là hợp lý.
Thiết kế bộ quá nhiệt trung gian
Bộ quá nhiệt trung gian hoạt động ở nhiệt độ cao, vì vậy để ngăn ngừa hiện tượng đóng xỉ trên bề mặt ống, cần lắp đặt các ống song song Những ống xoắn này được đặt theo chiều dọc theo dòng khói, trong khi dòng hơi di chuyển ngược chiều với dòng khói Vật liệu được sử dụng để chế tạo là thép cacbon.
Bảng 2.6: Đặc điểm cấu tạo bộ quá nhiệt trung gian
STT Tên Kí hiệu Đơn vị Công thức Kết quả
1 Đường kính ngoài ống dn mm Chọn 40
2 Chiều dày vách ống δ mm Chọn 4
3 Cách bố trí Chọn Song song
4 Bước ống ngang giữa các dãy S1 mm Chọn 150
5 Bước ống dọc S2 mm Chọn 50
6 Sốống trong 1 hành trình ống n ống Chọn 5
7 Số hành trình ống trong 1 dãy ống nht Chọn 10
8 Số dãy ống theo đường khói Z Dãy Theo kích thước lò 166
9 Chiều dài ống trung bình L m Chọn 10,1
10 Diện tích bề mặt H m 2 π.d l.n n.zn 1 10534,39
11 Bước ống ngang tương đối σ1 s 1 d 3,75
12 Bước ống dọc tương đối σ2 s 2 d 1,25
13 Tiết diện khói Fkh m 2 Fkhoilo−Fong 236,278
14 Tiết diện lưu thông của hơi nước Fh m 2
Thiết kế bộ quá nhiệt cấp 2
Bộ quá nhiệt cấp II đối lưu bao gồm các ống xoắn với đường kính từ 28 – 42 mm và chiều dày từ 3 – 7 mm, được lắp đặt theo chiều dọc của dòng khói để tối ưu hóa lưu thông khói và hơi Để giảm thiểu nguy cơ đóng xỉ trên ống, chùm ống được thiết kế theo dạng cụm song song.
Bảng 2.7: Đặc điểm cấu tạo bộ quá nhiệt cấp II
STT Tên Kí hiệu Đơn vị Công thức Kết quả
1 Đường kính ngoài của ống dn mm Chọn 35
2 Chiều dày vách ống δ mm Chọn 6
3 Cách bố trí Chọn Song song
4 Bước ống ngang giữa các dãy S1 mm Chọn 180
5 Bước ống dọc S2 mm Chọn 50
6 Số ống trong 1 hành trình ống n1 ống Chọn theo kích thước lò 2
7 Số hành trình ống nht Chọn 70
8 Số dãy ống theo đường khói Z Dãy Chọn 148
9 Chiều dài ống trung bình L m Chọn 9
10 Diện tích bề mặt H m 2 π.d l.n n.zn 1 20504,55
11 Bước ống ngang tương đối σ1 - s 1 d 5,14
12 Bước ống dọc tương đối σ 2 - s 2 d 1,43
13 Tiết diện lưu thông của khói Fkh m 2 Fkhoilo−Fong 223,9567
14 Tiết diện lưu thông của hơi nước fh m 2
Thi ết kế bộ hâm nước cấp I và II
Bộhâm nước được chế tạo bằng ống thép trơn có đường kính ngoài dn = 50 mm với độdày δ
Nước trong ống di chuyển từ dưới lên trên, trong khi khói luồng từ trên xuống dưới bên ngoài ống Cách bố trí này tạo ra sự chênh lệch nhiệt độ trung bình lớn nhất, tối ưu hóa hiệu quả trao đổi nhiệt.
Bảng 2.8: Đặc điểm cấu tạo bộ hâm nước cấp II
STT Tên Kí hiệu Đơn vị Công thức Kết quả
1 Đường kính ngoài ống dn mm Chọn 50
2 Chiều dày vách ống δ mm Chọn 4
3 Cách bố trí Chọn Song song
4 Bước ống ngang giữa các dãy ống S1 mm Chọn 50
5 Bước ống dọc S2 mm Chọn 50
6 Sốống trong 1 hành trình n1 ống Chọn theo kích thước lò 3
7 Số hành trình ống nht Chọn 15
8 Số dãy ống theo đường khói Z Dãy Chọn 180
9 Chiều dài ống trung bình L m Chọn 10
11 Bước ống ngang tương đối σ1 - s 1 d 1,00
12 Bước ống dọc tương đối σ2 - s 2 d 1,00
13 Độ rộng đường khói thoát dth m Chọn 10,50
14 Tiết diện khói Fkh m 2 Chọn theo hình vẽ 113,55 n 1
Bảng 2.9: Đặc điểm cấu tạo bộ hâm nước cấp I
STT Tên Kí hiệu Đơn vị Công thức Kết quả
1 Đường kính ống dn mm Chọn 50
2 Chiều dày vách ống δ mm Chọn 4
3 Cách bố trí Chọn Song song
4 Bước ống ngang giữa các dãy ống S1 mm Chọn 50
5 Bước ống dọc S2 mm Chọn 50
6 Sốống trong 1 hành trình n1 ống Chọn theo kích thước lò 2
Số hành trình ống nht Chọn 24
7 Số dãy ống theo đường khói Z Dãy Chọn 182
8 Chiều dài ống trung bình L m Chọn 10
10 Bước ống ngang tương đối σ1 1,00
11 Bước ống dọc tương đối σ2 1,00
12 Độ rộng đường khói thoát dth Chọn theo hình vẽ 10,50
13 Tiết diện khói F khoilo td − F ong td 112,525 s 2 d s1 d
Thi ết kế bộ sấy không khí
2.11.1 Giới thiệu chung về bộ sấy không khí kiểu quay
Bộ sấy không khí loại hồi nhiệt hoạt động chủ yếu nhờ một roto quay chậm quanh trục đứng, trên đó gắn các lá thép Trong quá trình quay, các lá thép này sẽ lần lượt tiếp xúc với không khí nóng và không khí lạnh Đường khói và đường không khí được bố trí ở hai phía cố định của bộ sấy, được ngăn cách bởi vách ngăn.
Phần roto khi đi qua đường khói nóng sẽ được đốt nóng đến nhiệt độ của khói, từ đó tích lũy nhiệt và truyền cho không khí khi di chuyển qua đường không khí, làm giảm nhiệt độ của roto Khi tiếp xúc với khói, các chi tiết của roto đạt nhiệt độ tương đương với khói, giúp khắc phục hiện tượng ăn mòn ở nhiệt độ thấp trong đường khói Ngược lại, khi đi qua phần không khí, do không khí không phải là môi trường ăn mòn như khói, nhiệt độ của các chi tiết roto có thể hạ xuống đáng kể.
Bộ sấy không khí có kích thước nhỏ gọn, tiêu hao kim loại ít và trở lực đường khói, không khí thấp, nhưng lại gặp vấn đề về độ lọt gió giữa không khí và đường khói Bộ sấy này có khả năng làm nóng không khí lên tới hơn 300 độ C Để bảo vệ bộ sấy của lò hơi, cần duy trì nhiệt độ khói cao hơn nhiệt độ điểm sương nhằm đảm bảo nhiệt độ đầu ra đạt 135 độ C Để tăng hiệu quả tích nhiệt và truyền nhiệt, ta sử dụng các phần tử trao đổi nhiệt dạng lượn sóng xen kẽ với phần tử dạng tấm phẳng, được gắn chặt bằng khung cố định tạo thành các mô-đun, giúp dễ dàng lắp ráp, sửa chữa và bảo dưỡng.
Hình 2.2 : Bộ sấy không khí kiểu quay
Bảng 2.10: Thông số chính của bộ sấy không khí
STT Tên đại lượng Ký hiệu Đơn vị Kết quả
1 Đường kính lớn nhất của roto D m 20
3 Nhiệt độ khói đầu vào θ ' skk2 oC 410
4 Nhiệt độ khói ra sấy kk cấp 2 θ " skk2 oC 336
5 Nhiệt độ khói vào sấy kk cấp 1 θ ' skk1 oC 279
6 Nhiệt độ khói đầu ra bộ sấy θ " skk1 oC 139
7 Nhiệt độ không khí vào cấp 1 θ ' kk1 o C 30
8 Nhiệt độ không khí ra cấp 1 θ " kk1 oC 210
9 Nhiệt độ không khí vào cấp 2 θ ' kk2 oC 210
10 Nhiệt độ không khí ra cấp 2 θ " kk2 oC 315
2.11.2 Tính toán bộ sấy không khí
Theo các thông số cho trước của bộ sấy không khí ta có
Nhiệt độ không khí nóng đầu ra T kk1 " $5 C, T o kk 2 " 15 C o
Số vùng phân chia trên bộ sấy 18 (8 đường khói, 8 đường không khí, 2 đường phân chia )
Tỷ lệ bề mặt bộ khói và không khí bao phủ p 1
Với x1– Số vùng khói x2 – Số vùng tổng
= = Chiều cao phần điền đầy bộ sấy không khí 2: hdd2 =0,95 m
Chiều cao phần điền đầy bộ sấy không khí 1: hdd1 =1,29 m
QUY TRÌNH ĐÁNH GIÁ HIỆ U SU ẤT LÒ HƠI THEO TIÊU CHUẨ N
Tổng lưu lượng nhiệt đầu vào tổ máy phát
Q meas = MF × HHV (kJ) Trong đó:
HHV: Nhiệt trị cao làm việc của nhiên liệu (than) khi thí nghiệm, đơn vị tính là kJ/kg, được xác định qua kết quả phân tích than
MF: Tổng khối lượng nhiên liệu tiêu thụ trong thời gian thí nghiệm, được xác định theo công thức sau:
MrF: Lưu lượng khối của nhiên liệu, đơn vị tính là kg/s hoặc kg/h, được xác định theo như sau:
QrO: Công suất nhiệt hữu ích của lò, đơn vị tính là kW.
Công th ức tính công suất nhiệt hữu ích của lò
(a) QrOM: Công suất dòng hơi chính, được xác định theo công thức sau:
(b) QrBd: Công suất dòng hơi xảlò, được xác định theo công thức sau:
3.2.1 Xác định hiệu suất lò hơi và các tổn thất nhiệt
Mục đích xác định hiệu suất nhiên liệu của lò hơi là để tính toán lưu lượng khối của nhiên liệu (MrF) vào lò Hiệu suất lò hơi được tính theo phương pháp gián tiếp (cân bằng năng lượng) theo tiêu chuẩn ASME PTC4-2008.
EF: Hiệu suất nhiên liệu của lò hơi (%);
Q p B: Tổng nhiệt vật lý đưa vào đường bao thí nghiệm lò hơi (%);
Q p L: Tổng các tổn thất nhiệt ra khỏi đường bao thí nghiệm lò hơi (%).
3.2.3 Tổng các tổn thất nhiệt
Q p L = Q p LDFg + Q p LH2F + Q p LWF + Q p LWA + Q p LubC + QpLCO
3.2.4 Các tổn thất thành phần trong công thức trên
(a) QpLDFg là tổn thất do khói khô, được tính theo công thức sau:
M q DFg: Lưu lượng khói khô ra khỏi lò hơi căn cứ trên hệ số không khí thừa ra khỏi buồng lửa (kg/J);
HDFgLv: Entanpi của khói khô tại nhiệt độ rời khỏi đường bao thí nghiệm lò hơi (J/kg)
(b) QpLH2F là tổn thất do hình thành nước từ quá trình cháy H 2 trong nhiên liệu, được xác định theo công thức sau:
M q WH2: Lượng nước hình thành do đốt H2 trong nhiên liệu(kg/J);
HStLv: Entanpi của hơi nước ở áp suất, nhiệt độ khói thải rời khỏi đường bao thí nghiệm lò hơi (J/kg);
HWRe: Entanpi của nước ở nhiệt độ tham chiếu TRe
(c) QpLWF là tổn thất từ nước trong nhiên liệu, được xác định theo công thức sau:
M q WF: Lượng nước(ẩm) trong nhiên liệu (kg/J);
HStLv: Entanpi của hơi nước ở áp suất, nhiệt độ khói thải rời khỏi đường bao thí nghiệm lò hơi (J/kg);
HWRe: Entanpi của nước ở nhiệt độ tham chiếu TRe
(d) QpLWA là tổn thất do độ ẩm trong không khí đưa vào lò, được xác định theo công thức sau:
MqDA: Khối lượng khói khô tương ứng không khí thừa sử dụng cho tổn thất khói khô (kg/J);
MfrWA: Tỉ lệ khối lượng của hơi nước trong không khí (kg/kg);
HWLv: Entanpi của hơi nước tại nhiệt độ khói thải TFgLv
(đ) QpLUbC là tổn thất từ cacbon chưa cháy trong tro, được xác định theo công thức sau: HHVCRs
HHVCRs: Nhiệt trị của cacbon trong tro (kJ/kg);
HHVF: Nhiệt trị cao làm việc của nhiên liệu (kJ/kg);
MpUbC: Phần trăm khối lượng cacbon chưa cháy hết (%)
(e) QpLCO là tổn thất từ hoàn nguyên CO trong khói (%), được xác định theo công thức sau:
DVpCO: Lượng CO đo được trên cơ sở khói khô, % thể tích;
MoDFg: số mol khói khô với hệ số không khí thừa đo được tại cùng điểm đo CO; MwCO: phân tử lượng của CO;
HHVCO: nhiệt trị cao của CO
(g) QpLRs là tổn thất từ nhiệt vật lý của chất thải, được xác định như sau:
- Tổn thất từ nhiệt vật lý do chất thải khi thải xỉ khô, được xác định theo công thức sau: QpLRs = 100 × ∑MqRsz × HRsz (%)
MqRsz: Lưu lượng của chất thải tại điểm z;
HRsz: Entanpi của chất thải tại điểm z
Với tro bay, entanpi lấy ở nhiệt độ khói thải Đối với tro đáy thải xỉ khô, nếu không đo được nhiệt độ, thì T = 2000 0 F (1100 0 C) được sử dụng
- Tổn thất từ nhiệt vật lý do chất thải khi thải xỉ ướt, được xác định theo công thức sau:
QpLRs = QrLCwbot + QrLRsbot + QpLfil (%) Trong đó:
QrLCwbot: Tổn thất nhiệt do nước làm mát tro đáy (%), được xác định như sau:
Với QrLCw = MrCwn x (HWLv - HWEn) (W)
QrLRsbot: Tổn thất nhiệt do tro đáy đưa ra ngoàiđược xác định như sau:
QrLRsbot = MqRsbot × HRsz (%) QpLfil: Tổn thất nhiệt do tro bay, được xác định như sau:
QpLfil = MqRsfil × HRsz (%) HRsz: Entanpi tro đáy (xỉ) thoát ra ngoài;
MqRsbot: Lưu lượng thải tro đáy;
QrLCw: Tổn thất nhiệt do nước làm mát tro;
MrCwn: Lưu lượng của nước làm mát bộlàm mát tro đáy thứ n (kg/s);
HWLv: Entanpi nước ra bộ làm mát;
HWEn: Entanpi nước vào bộ làm mát;
MqRsfil: Lưu lượng chất thải trong tro bay;
HRsz: Entanpi tro bay trong khói thải
(h) QrLSrc là tổn thất từ bức xạ và đối lưu bề mặt, được xác định theo công thức sau:
QpLSrc = Cl × S × (Hcaz+Hraz) × Afz × (TMnAfz - TMnAz)/(MrF × HHVF) (%)
C1 = 1,0 (Btu/hr); C1 = 0,293 W (đơn vị SI)
Hcaz: Hệ số truyền nhiệt đối lưu vùng z, được xác định theo công thức:
Hcaz = 0,35Vaz 0,8 Hraz: Hệ số truyền nhiệt bức xạvùng z, được xác định theo công thức:
Hraz = 0,847 + 2,3fa67 × 10 -3 Tdi + 0,294 × 10 -6 x Tdi 2 +1,37 × 10 -9 × Tdi 3
Afz: Diện tích bề mặt chiếu phẳng của vỏ cách nhiệt vùng z;
TMnAfz: Nhiệt độ trung bình bề mặt vùng z;
TMnAz: Nhiệt độ trung bình không khí xung quanh tại điểm z;
Tdi: Độ chênh nhiệt độ, được xác định theo công thức:
Vaz: Tốc độ trung bình của không khí gần bề mặt, thường ở giữa 2ft đến 5ft của bề mặt, ft/s
Trong thực tế, do kích thước lớn của các lò hơi nhiệt điện, các giá trị TAf, TA và VAz không thể đo đạc trực tiếp Do đó, tổn thất sẽ được tính toán dựa trên diện tích bề mặt thực tế của lò hơi cùng với các giá trị tiêu chuẩn đã được xác định.
- Tdi: độ chênh nhiệt độ giữa bề mặt lò hơi và nhiệt độ môi trường là 50 o F (10 o C)
3.2.5 Nhiệt vật lý đưa vào lò
QpB = QpBDA + QpBWDA + QpBF + QrBSb
(a) QpBDA: Nhiệt vật lý từ không khí khô đưa vào lò, được xác định theo công thức sau:
QpBDA = 100 × MqDA × HDAEn (%) Trong đó:
MqDA: Tổng không khí khô đưa vào lò hơi tương ứng với hệ số không khí thừa ra khỏi buồng lửa lò hơi (kg/J);
HDAEn: Entanpi của không khí khô ở nhiệt độ không khí trung bình (TMnAEn) đưa vào lò hơi, Btu/lbm (J/kg)
(b) QpBWDA: Nhiệt vật lý từ hơi ẩm không khí đưa vào lò, được xác định theo công thức sau:
HWvEn: Entanpi của hơi nước ở nhiệt độ trung bình không khí (TMnAEn) đi vào lò hơi, (J/kg).
(c) QpBF: Nhiệt vật lý từ nhiên liệu đưa vào lò, được xác định theo công thức sau:
HFEn: Entanpi của nhiên liệu tại nhiệt độ nhiên liệu đi vào lò hơi (J/kg).
(d) QrBSb: Do Nhà máy không sử dụng chất khử lưu huỳnh trong lò hơi, nên thành phần này không tính đến (bằng 0).
XÁC ĐỊ NH HI Ệ U SU ẤT LÒ HƠI NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN VŨNG ÁNG THEO TIÊU CHU Ẩ N ASME PTC4
VŨNG ÁNG THEO TIÊU CHUẨN ASME PTC4
Bảng 4.1 BẢNG KQ TÍNH TOÁN HIỆU SUẤT LÒ HƠI
STT ĐẠI LƯỢNG KÝ HIỆU ĐƠN VỊ GIÁ TRỊ
I THÔNG SỐ THÀNH PHẦN THAN
8 Chất bốc làm việc MpVF % 5,71
9 Nhiệt trị thấp làm việc -
10 Nhiệt trị cao làm việc -
11 Nhiệt trị cao của cacbon chưa cháy hết HHVCRs J/kg 33700000
II THÔNG SỐ MÔI TRƯỜNG
1 Nhiệt độ môi trường Ta °C 29,6 o F 85,28
2 Áp suất khí quyển Pa mbar 1003 psi 14,55
3 Độ ẩm tương đối trong không khí Rhmz % 61,70
4 Độ ẩm trong không khí MFrWDA kg/kg kk khô 0,016275425
5 Phân áp suất hơi nước trong không khí PpWvA psi 0,370939839
Phân áp suất hơi nước bão hòa trong không khí, tính theo nhiệt kế ( 0 F)
III THÔNG SỐ KHÔNG KHÍ ĐƯA VÀO LÒ
1 Nhiệt độ gió cấp 2 vào
2 Nhiệt độ gió cấp 1 đầu vào BSKK °C 41
3 Lưu lượng gió cấp 1 QPA kg/s 93
4 Lưu lượng gió cấp 2 trên QSA kg/s 397
5 Lưu lượng gió cấp 2 dưới QTA kg/s 231
6 Tổng lưu lượng gió QAir kg/s 722
7 Tỷ lệ gió cấp 1 PA kgPA/kgAir 0,1289
8 Tỷ lệ gió cấp 2 SA kgSA/kgAir 0,5502
9 Tỷ lệ gió cấp 3 TA kgTA/kgAir 0,3209
IV THÔNG SỐ THÀNH PHẦN KHÓI THẢI
1 Nhiệt độ khói thải ra khỏi bộ sấy không khí °C 135,66
2 % thể tích SO2 trong khói thải ( đk khô) DVpSO2 % 0
3 % thể tích O2 trong khói thải ( đk khô) DVpO2 % 2,75
4 % thể tích CO trong khói thải ( đk khô) DVpCO % 0,00005
V THÔNG SỐ THÀNH PHẨN THẢI TRO
1 Nhiệt độ xỉ ra khỏi bộ làm mát °C 850
2 Tổng lượng cácbon không cháy hết trong tro bay MpToCRsfl % 5,11
3 Thành phần CO2 trong tro bay MpCO2Rsfl % 0
4 Tổng lượng cácbon không cháy hết trong xỉ MpToCRsbot % 4,4
5 Thành phần CO2 trong xỉ MpCO2Rsbot % 0
VI XÁC ĐỊNH SƠ BỘ LƯỢNG TIÊU HAO NHIÊN LIỆU THEO PHƯƠNG PHÁP CÂN BẰNG NHIỆT
1 Giá trị hiệu suất ban đầu giả định EF % 90,91
Tính toán hiệu suất theo phương pháp cân bằng nhiệt
16 Lưu lượng nước xả Gbd kg/h 30000,00
14 Áp suất bao hơi bar 179,8253982
15 Entanpi nước xả lò Hbd kJ/kg 1.735,70
21 Nhiệt hữu ích lò hơi QrO kJ/h 4.941.894.013,3
22 Tiêu hao nhiên liệu MrF kg/s 62,478
VII TÍNH TOÁN THÀNH PHẦN TRO THẢI
1 Tỷ lệ khối lượng tro đáy
2 Tỷ lệ khối lượng tro bay MpRsfl % khối lượng 85
3 Khối lượng chất thải trong tro đáy (xỉ) MqRsbot kg/J 0,000000001648
4 Khối lượng chất thải trong tro bay MqRsfl kg/J 0,00000000934
5 Khối lượng cácbon trong tro bay MpCRsfl kg/100kg 5,11
6 Khối lượng cácbon trong tro đáy MpCRsbot kg/100kg 4,4
Tỷ lệ Cácbon không cháy hết trong chất thải (xỉ + tro bay)
8 Tỷ lệ khối lượng chất thải MFrRs kg/kg 0,265538
Thành phần cácbon không cháy hết tính toán trong nhiên liệu
VIII TÍNH TOÁN LƯỢNG KHÔNG KHÍ LÝ THUYẾT
1 Lượng cácbon đã cháy MpCb % 54,833
2 Lượng không khí lý thuyết lý tưởng MFrThA MFrThA kg/kg 7,016
Giá trị nhiệt lượng của không khí lý thuyết trong nhiên liệu
Lượnng không khí lý thuyết (đã được hiệu chỉnh)
Nhiệt trị không khí lý thuyết đầu vào dựa trên nhiên liệu cơ bản
Só mole không khí lý thuyết (đã được hiệu chỉnh)
IX HỆ SỐ KHÔNG KHÍ THỪA
1 Số mol khói khô từ quá trình cháy của nhiên liệu MoDPc moles/kg 0,04636
2 Hàm lượng không khí thừa XpAz % 14,901
3 Số mol khói khô cho mỗi kg nhiên liệu đốt MoDFg moles/kg 0,268982
X TÍNH TOÁN THÀNH PHẦN KHÔNG KHÍ
1 Không khí khô ở điều kiện môi trường MqDAz kg/J 0,0000003263
2 Không khí ẩm MqAz kg/J 0,0000003315
3 Lưu lượng khối lượng không khí ẩm MrAz kg/s 500,561
XI TÍNH TOÁN SẢN PHẨM CHÁY
1 Độ ẩm trong khói từ nhiên liệu MqFgF kg/J 0,000000030239
2 Độ ẩm trong nhiên liệu MqWF kg/J 0,000000003927
3 Độ ẩm từ quá trình cháy của H2 trong nhiên liệu MqWH2F kg/J 0,000000007937
4 Độ ẩm không khí ở điều kiện môi trường MqWAz kg/J 0,000000005310
5 Tổng lượng ẩm trong khói MqWFgz kg/J 0,000000017174
6 Tổng trọng lượng khói ẩm MqFgz kg/J 0,000000361820
7 Lưu lượng khói ẩm MrFgz kg/s 546,3512
8 Lưu lượng khói khô ở điều kiện môi trường MqDFgz kg/J 0,000000344646
I TỔN THẤT NHIỆT DO KHÓI (KHÔ)
1 Nhiệt độ khói thoát TC °C 135,66
2 Entanpi của khói khô HDFgLvCr Btu/lbm 47,520
3 Các hệ số khói khô
4 Lưu lượng khối lượng khói khô MqDFg kg/J 0,0000003446459
5 Tổn thất nhiệt khói thoát
II TỔN THẤT NHIỆT DO VIỆC HÌNH THÀNH NƯỚC TỪ QUÁ TRÌNH CHÁY H2 TRONG NHIÊN LIỆU
1 Nhiệt độ khói thoát TC °C 135,7
2 Entanpi của hơi nước HStLvCr Btu/lbm 1184,78 kJ/kg 2753,08
Entanpi của nước ở nhiệt độ tham chiếu TRe = 77 oF (25 o C)
HWRe Btu/lbm 45,00 kJ/kg 104,5665
Nước hình thành từ quá trình cháy H2 trong nhiên liệu
Tổn thất nhiệt do việc hình thành nước từ quá trình cháy của H2 trong nhiên liệu
III TỔN THẤT NHIỆT DO NƯỚC CÓ TRONG NHIÊN LIỆU
1 Độ ẩm có trong nhiên liệu MqWF kg/J 0,000000003927
2 Nhiệt độ khói thoát TC °C 135,66
2 Entanpi của hơi nước HStLvCr Btu/lbm 1184,78 kJ/kg 2753,08
Entanpi của nước ở nhiệt độ tham chiếu TRe = 77 oF (25 o C)
HWRe Btu/lbm 45,00 kJ/kg 104,567
4 Tổn thất nhiệt do độ ẩm nhiên liệu QpLWF % 1,040
IV TỔN THẤT NHIỆT DO ĐỘ ẨM TRONG KHÔNG KHÍ
1 Entanpi của nước bão hoà HWLvCr Btu/lbm 89,663 kJ/kg 208,3
2 Nhiệt độ khói thoát TC °C 135,7
3 Tổn thất nhiệt do độ ẩm trong không khí QpLWA % 0,109
V TỔN THẤT DO CÁCBON KHÔNG CHÁY HẾT TRONG TRO
Thành phần cácbon không cháy hết tính toán trong nhiên liệu
2 Nhiệt trị của C chưa cháy hết HHVCRs J/kg 33700000
3 Nhiệt trị cao làm việc -
4 Tổn thất do cácbon không cháy hết trong tro QpLUbC % 1,853
VI TỔN THẤT NHIỆT CỦA TRO
1 Nhiệt độ tro đáy thoát TC °C 850
2 Entanpi tro đáy HRsz Btu/lbm 400,536
3 Các hệ số chất thải
4 Khối lượng chất thải trong tro đáy MqRsbot kg/J 0,00000000165
5 Tổn thất nhiệt tro đáy QrLRsbot % 0,153
2 Entanpi tro bay thoát HRsz Btu/lbm 39,676
3 Các hệ số chất thải
4 Khối lượng chất thải trong tro bay MqRsfl kg/J 0,00000000934
5 Tổn thất nhiệt do tro bay QpLfl % 0,086
VII TỔN THẤT DO TRAO ĐỔI NHIỆT
2 Hệ số trao đổi nhiệt đối lưu Hcaz Btu/ft 2 hF 369,218
3 Hệ số trao đổi nhiệt bức xạ Hraz Btu/ft 2 hF 0,973
4 Tốc độ gió trung bình VAz ft/h 6012,00
5 Diện tích bề mặt ngoài Afz ft 2 92831
6 Nhiệt độ bề mặt ngoài TMnAfz 135
7 Nhiệt độ môi trường TMnAz o F 85
8 Độ chênh nhiệt độ TDi o C 10 o F 50
9 Tổn thất do trao đổi nhiệt QpLSrc % 0,333
VIII TỔN THẤT TỪ CO TRONG KHÓI
1 Lượng CO đo được trong khói khô DVpCO % 0,00005
2 Số mol khói khô tại vị trí đo CO MoDFg mol/kg 0,269
3 Phân tử lượng của CO MwCO kg/mol 28,010
4 Nhiệt trị cao của CO HHVCO kJ/kg 10111
5 Tổn thất do CO trong khói QpLCO % 0,00000016
PHẦN NHIỆT LƯỢNG ĐƯA THÊM VÀO (NHIỆT VẬT LÝ)
I PHẦN CHO THÊM DO KHÔNG KHÍ ĐƯA VÀO
1 Phần cho thêm của không khí khô cấp 2 QpBDA-sa % 0,296000026
1 Nhiệt độ gió cấp 2 vào TC °C 35,38204634
2 Entanpi gió cấp 2 khô HDAEn-sa Btu/lbm 4,482 kJ/kg 10,41493583
Các hệ số không khí khô
4 Lưu lượng gió cấp 2 khô MqDA-sa kg/J 0,00000028421
Tổng lượng không khí khô đưa vào lò ở điều kiện môi trường
6 Tỷ lệ gió cấp 2 đưa vào SA % 0,8711
2 Phần cho thêm của không khí khô cấp 1 QpBDA-pa % 0,06902
1 Nhiệt độ gió cấp 1 vào lò TC °C 41,34628737
2 Entanpi gió cấp 1 khô HDAEn-pa Btu/lbm 7,062 kJ/kg 16,40967196
3 Các hệ số không khí khô
4 Lưu lượng gió cấp 1 khô MqDA-pa kg/J 0,00000004206
Tổng lượng không khí khô đưa vào lò ở điều kiện môi trường
6 Tỷ lệ gió cấp 1đưa vào PA % 0,1289
3 TỔNG PHẦN NHIỆT ĐƯA THÊM VÀO CỦA
II PHẦN CHO THÊM BỞI ĐỘ ẨM TRONG KHÔNG KHÍ ĐƯA VÀO
1 Phần cho thêm bởi độ ẩm trong gió cấp 2 QpBWA-sa % 0,00878
1 Nhiệt độ gió cấp 2 vào TC °C 35,38204634
2 Entanpi của nước trong gió cấp 2 HWvEn-sa Btu/lbm 8,306 kJ/kg 19,3
3 Lưu lượng ẩm trong gió cấp 2 MqWA-sa kg/J 0,000000004552
Tổng lượng không khí khô đưa vào lò ở điều kiện môi trường
5 Tỷ lệ gió cấp 2 đưa vào SA % 0,8711
6 Độ chứa hơi MFrWA kg/kg dry air 0,016015
2 Phần cho thêm bởi độ ẩm trong gió cấp 1 QpBWA-pa % 0,00130
1 Nhiệt độ gió cấp 1 vào TC °C 35,38204634
2 Entanpi của nước trong gió cấp 1 HWvEn-pa Btu/lbm 8,306 kJ/kg 19,3
3 Lưu lượng ẩm trong gió cấp 1 MqWA-pa kg/J 0,000000000674
Tổng lượng không khí khô đưa vào lò ở điều kiện môi trường
5 Tỷ lệ gió cấp 1 đưa vào PA % 0,1289
6 Độ chứa hơi MFrWA kg/kg dry air 0,016015
III PHẦN CHO THÊM BỞI NHIÊN LIỆU
1 Phần nhiệt lượng cho thêm bởi nhiên liệu QpBF % 0,019
2 Nhiệt độ của than đầu vào Tc °C 34,0 o F 93,2
3 Nhiệt độ môi trường tiêu chuẩn Ttc o F 77
4 Entanpi của nhiên liệu HFEn kJ/kg 4,56
5 Nhiệt trị cao làm việc -
IV TỔNG LƯỢNG NHIỆT ĐƯA THÊM VÀO QPB % 0,394
1 Hiệu suất theo nhiệt trị cao làm việc HHVF EF HHVF % 90,91
Theo bảng tính, phương pháp ASME cho thấy độ chính xác cao hơn trong việc tính toán nhiệt so với phương pháp truyền thống.
+ Các tổn thất được chia nhỏ và tính cụ thể cho từng phần.
Các phép tổn thất được xác định thông qua các công thức cụ thể và hệ số hiệu chỉnh, giúp nâng cao độ chính xác hơn so với việc sử dụng đồ thị, vốn có thể gây ra sai số lớn.
Trong quá trình thực hiện luận văn, tôi đã thu thập dữ liệu về hoạt động của nhà máy nhiệt điện Vũng Áng, đặc biệt là trong giai đoạn vận hành và hiệu chỉnh lò số 2.
Bảng 4.2 Số liệu vận hành thu thập được của nhà máy ở tải 600 MW
Oxy TRIM Độ ẩm Độ tro
Nhiệt độ môi trường ẩm Độ tương đối trong không khí
Tổng lượng cacbon không cháy hết trong tro bay
Tổng lượng cacbon không cháy hết trong xỉ
Hiệu suất được tính theo ASM
Hiệu suất của lò hơi biến động do nhiều yếu tố như hàm lượng chất bốc, tỷ lệ O2 trong khói thải và lượng carbon không cháy hết trong tro xỉ Những yếu tố này ảnh hưởng đến hiệu suất và an toàn trong quá trình vận hành lò hơi Do đó, việc áp dụng các phương pháp hiệu chỉnh để nâng cao hiệu suất và đảm bảo lò hơi hoạt động an toàn, tiết kiệm chi phí và hiệu quả là rất cần thiết.
