Đề tài thiết kế nhà máy nhiệt điện ngưng hơi công suất 1080 mw

Trong quy hoạch điện VIII, nhà máy nhiệt điện ngưng hơi sử dụng nhiên liệu hoá thạch không còn là yếu tố được phát triển trong hệ thống cung cấp năng lượng của Việt Nam, đặc biệt trong b

THIẾT LẬP SƠ ĐỒ NGUYÊN LÝ

Tổng quan các nhà máy nhiệt điện ở nước ta

Trong dự án quy hoạch phát triển điện lực quốc gia giai đoạn 2011 – 2020 có xét đến năm 2030, nước ta đã đang và xây dựng rất nhiều nhà máy đốt nhiên liệu hữu cơ (đốt than) có công suất lớn Theo quy hoạch đến năm 2020 nhiệt điện đốt than chiếm 48% tổng công suất phát điện Hàng loạt các nhà máy đã, đang và sẽ xây dựng sớm lên lưới như: Nghi Sơn, Mông Dương, Quảng Trạch, Thái Bình, Hải Dương, Thăng Long…

Các dự án điện này sẽ cung cấp nguồn điện năng phục vụ phát triển kinh tế - xã hội đất nước, đảm bảo an ninh năng lượng quốc gia cho sự nghiệp công nghiệp hóa, hiện đại hóa, giải quyết tính trạng thiếu hụt năng lượng của hệ thống điện lưới quốc gia giai đoạn 2020 – 2030.

Lựa chọn loại nhà máy nhiệt 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: Thiết kế sơ bộ nhà máy điện công suất 1080 MW do đó ta chọn phương án thiết kế nhà máy điện ngưng hơi thuần túy Để giảm tổn thất nhiệt do hơi thoát vào bình ngưng, tuabin có cửa trích gia nhiệt hồi nhiệt cho nước và chu trình có quá nhiệt trung gian để giảm độ ẩm của tầng cánh cuối của tuabin.

Lựa chọn công suất tổ máy

Với yêu cầu thiết kế nhà máy là 1080MW, tôi có thể chọn các phương án xây dựng như sau:

+ Phương án 1: 1 tổ máy 1100 MW

Nếu chọn công suất nhà máy càng lớn, thông số càng cao thì hiệu suất tổ máy càng cao và do đó hiệu suất của toàn nhà máy càng lớn và công suất tổ máy không vượt quá 10% công suất dự phòng của toàn hệ thống Do đó:

- Nếu ta chọn phương án 1 dùng một tổ máy 1100 MW thì mặc dù đạt được hiệu suất cao nhất nhưng mức độ dự phòng của nhà máy không cao và dễ ảnh hưởng đến hệ thống lưới điện chung

- Nếu ta chọn phương án 2 dùng 2 tổ máy 540 MW thì mức độ dự phòng được đảm bảo và hiệu suất của nhà máy mặc dù thấp hơn phương án 1 nhưng có thể chấp nhận được

- Nếu ta chọn phương án 3 dùng ba tổ máy 320 MW hoặc nhiều hơn thì sẽ chiếm nhiều diện tích xây dựng nhà máy, tổn thất trong nhà máy lớn nên hiệu suất không cao

Việc lựa chọn công suất tổ máy là một bài toán so sánh về mặt kinh tế và kỹ thuật

Khi so sánh về kỹ thuật, các phương án được đánh giá thông qua các chỉ tiêu kỹ thuật sau khi tính toán sơ bộ, đồng thời phải đảm bảo cung cấp điện năng trong các trường hợp có sự cố xảy ra

Hiện nay nước ta đang xây dựng rất nhiều nhà máy công suất 1000 MW Nên trong đồ án này, tôi chọn tính toán sơ bộ nhà máy theo phương án 2.

Thông số tổ máy 540MW

Công suất 540 MW Áp suất hơi mới 168 bar

Nhiệt độ hơi mới 538 o C Áp suất hơi vào bình ngưng 0,065 bar Áp suất hơi đi/về QNTG 44,5/41 bar

Nhiệt độ hơi đi/về QNTG 345/538 o C

Cửa trích Thiết bị p (bar) t ( o C)

Bảng 1.1 Thông số cửa trích tua bin

Thiết lập sơ đồ nguyên lý của tổ máy

1.5.1 Chọn số cấp khử khí

Vì nhà máy nhiệt điện có thông số áp suất dưới tới hạn nên ta chỉ cần một cấp khử khí Chọn bình khử khí cho nước ngưng loại 9 bar

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

Sơ đồ dồn nước đọng của các bình gia nhiệt: Nước đọng từ BGNCA phía trên (phía lò hơi) được dồn cấp từ trên xuống dưới rồi cuối cùng đưa vào bình khử khí Nước đọng của các BGNHA phía trên (phía khử khí) cũng được dồn cấp từ trên xuống dưới tới bình ngưng Nước đọng từ bình làm mát hơi chèn, bình làm mát hơi ejector được dồn cấp và đưa trực tiếp vào khoang nước của bình ngưng

1.5.3 Sơ đồ cấp nước bổ sung

Nước bổ sung sau khi xử lý hóa học, được đưa vào bình gia nhiệt bổ sung và tới bình khử khí Lượng nước này sẽ bù lại tổn thất do rò rỉ cho toàn tổ máy

Vì tổ máy trung bình nên ta chọn động cơ điện để truyền động cho bơm cấp

Hơi sau khi đi chèn (chèn van stop, van điều chỉnh phần cao áp, van điều chỉnh phần trung áp và buồng chèn đầu của cao áp) phần còn lại sẽ được đưa về bình làm mát hơi chèn

Hình 1.1 Sơ đồ nhiệt nguyên lý

Xây dựng quá trình dãn nở của dòng hơi trên giản đồ i-s

- Tổn thất hơi chính, hơi QNTG qua van stop: 3 %

- Tổn thất trên đường chuyển thân: 0,3 bar

- Độ khô hơi thoát khỏi tuabin HA: 0,955

- Độ khô hơi trích cho BGNHA1: 0,985

- Độ khô hơi trích cho BGNHA2: 1

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

Hình 1.2 Quá trình giãn nở của dòng hơi trên giản đồ i-s

Lập bảng thông số hơi và nước

- Áp suất của bình gia nhiệt cao áp: 0,97.ptr

- Áp suất của bình gia nhiệt hạ áp: 0,92.ptr

- Áp suất nước cấp ra khỏi BGNCA7: 190,8 bar

- Trở lực qua mỗi bộ hâm nước 3 bar

- Trở lực đường nước tại các BGNCA: 3 bar

- Trở lực đường nước tại các BGNHA: 2 bar

- Độ gia nhiệt thiếu của các BGN:

Cửa trích Tên thiết bị

Thông số hơi Thông số tại BGN Thông số nước T

Hiệu suất BGN t tr (℃) p tr (bar) i tr (kJ/kg) s tr (kJ/kg K) p BGN (bar) i vLH (kJ/kg) i rLH (kJ/kg) t rLD (℃) i rLD (kJ/kg) t bh (℃) i bh (kJ/kg) t nc (℃) p nc

TÍNH TOÁN SƠ ĐỒ NHIỆT NGUYÊN LÝ

Cân bằng hơi và nước trong tuabin

Tổn thất hơi và nước trong nhà máy điện chia ra làm 2 loại tổn thất đó là tổn thất trong và tổn thất ngoài

Tổn thất rò rỉ của hơi và nước ngưng trong hệ thống thiết bị và ống dẫn của bản thân nhà máy Nguyên nhân của tổn thất rò rỉ là do những chỗ không kín như nối ống bằng mặt bích, tổn thất ở các van an toàn, tổn thất nước đọng trên đường ống, ở các van và các thiết bị khác Tổn thất rò rỉ phân bố trên toàn bộ đường hơi và nước trong toàn nhà máy, tập trung hơn ở những nơi có thông số cao nhất của môi chất (áp suất và nhiệt độ) Để đơn giản trong việc tính toán sơ đồ nhiệt người ta qui ước tổn thất rò rỉ tập trung trên toàn bộ đường hơi mới

Tổn thất nước xả của lò hơi và tiêu hao cho các nhu cầu kỹ thuật (dùng hơi để làm vệ sinh lò hơi - sấy nhiên liệu).

2.1.2 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 = 0,009

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

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

- Lưu lượng nước bổ sung vào chu trình: 𝛼 𝑏𝑠 = 𝛼 𝑥𝑎 𝑏𝑜 + 𝛼 𝑟𝑟 + 0,5(𝛼 𝑐ℎ + 𝛼 ej )

Tính cân bằng nhóm bình phân ly và bình gia nhiệt nước bổ sung

2.2.1 Tính cân bằng bình phân ly

Nước xả lò hơi có lưu lượng tương đối là αxả với entanpy là entanpy của nước bão hòa ở áp suất trong bao hơi Áp suất trong bao hơi thường được chọn cao hơn 10% so với áp suất hơi mới

Hình 2.1: Sơ đồ cân bằng bình phân ly

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

𝑖 ℎ = 𝑖 (𝐵𝑃𝐿) ′ + 𝑥 𝑟 𝐵𝑃𝐿 Áp suất bình phân ly chọn cao hơn áp suất bình khử khí 0,3 bar Độ khô của hơi này thường được chọn để tính toán là 0,96 ÷ 0,98 (chọn 0,97) Nước ra khỏi bình phân ly là nước sôi có lưu lượng α bỏ xả 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:

Bảng 2.1: Dữ liệu và kết quả tính cân bằng bình phân ly

STT Đại lượng Ký hiệu Giá trị Đơn vị

2 Áp suất bao hơi pbh 184,8 bar

3 Enthanpy nước sôi ở áp suất bao hơi i'bh 1753,09 kJ/kg

4 Áp suất bình phân li pBPL 9,5 bar

5 Nhiệt ẩn hóa hơi BPL rBPL 2022,25 kJ/kg

6 Enthanpy của hơi phân ly đưa vào bình khử khí ih 2714,48 kJ/kg

7 Enthanpy nước sôi ở áp suất bình phân ly i'xả 752,901 kJ/kg

8 Độ khô của hơi từ bao hơi x 0,97

9 Lưu lượng xả bỏ BPL 𝛼 𝑥ả 𝑏ỏ 0,00588

10 Lưu lượng hơi đi đến BKK 𝛼 ℎ 0,00612

2.2.2 Tính cân bằng bình gia nhiệt nước bổ sung

Nước bổ sung đã được xử lý hoá học được đưa vào gia nhiệt sơ bộ trong BGNBS tận dụng nhiệt của dòng nước xả lò Nhiệt độ nước bổ sung lấy bằng nhiệt độ môi trường 𝑡 𝑏𝑠 = 30°𝐶

Hình 2.2: Sơ đồ nguyên lý bình gia nhiệt nước bổ sung

Lưu lượng nước bổ sung:

𝛼 𝑏𝑠 = 𝛼 𝑟𝑟 + 0,5𝛼 𝑐ℎ + 0,5𝛼 𝑒𝑗 + 𝛼 𝑥ả 𝑏ỏ Chọn độ gia nhiệt không tới mức: 𝜃 = 12℃; hiệu suất BGNNBS: 0,97

Entanpy nước bổ sung đầu vào tính theo công thức:

𝑖 𝑏𝑠 𝑡𝑟 = 𝐶 𝑝 𝑡 𝑏𝑠 Phương trình cân bằng nhiệt cho BGNNBS là:

𝛼 𝑥ả 𝑏ỏ ( 𝑖′ 𝑥ả - 𝑖 𝑥ả 𝑏ỏ ) = 𝛼 𝑏𝑠 ( 𝑖 𝑏𝑠 𝑠 - 𝑖 𝑏𝑠 𝑡𝑟 ) Phương trình liên hệ giữa nhiệt độ ra của hai dòng nước là :

Bảng 2.2: Dữ liệu và kết quả tính cân bằng bình gia nhiệt nước bổ sung

1 Nhiệt độ nước bổ sung tbs 30 o C

2 Lưu lượng nước bổ sung 𝛼 𝑏𝑠 0,02688

3 Enthanpy nước bổ sung đầu vào i tr bs 125,4 kJ/kg

4 Enthanpy nước từ BPL đến i’xả 752,901 kJ/kg

5 Lưu lượng nước từ BPL đến 𝛼 𝑥ả 𝑏ỏ 0,00588

Nhiệt độ nước ra khỏi BGNNBS thấp hơn xả khỏi BPL 𝜃 12 o C

8 Entanpy nước bổ sung ra khỏi BGNNBS i s bs 244,038 kJ/kg

9 Entanpy của nước bỏ xả khỏi BGNNBS i bỏ xả 193,878 kJ/kg

Xác định sơ bộ độ gia nhiệt của bơm cấp

Hình 2.3: Sơ đồ tính độ gia nhiệt bơm cấp

Nước cấp ra khỏi bơm cấp bị tăng giá trị entanpy do đặc tính của quá trình nén nên làm tăng nhiệt độ nước cấp Do đó ta phải tính đến độ gia nhiệt của bơm cấp để xác định entanpy nước cấp ra khỏi bơm cấp đi vào BGNCA đầu tiên Cột áp đầu hút của bơm cấp được tính theo công thức: p h = p bkk + ρ.g.H ℎ −Δp tlh [N/m 2 ]

Cột áp đầu đẩy của bơm cấp được tính theo công thức: p d = p BH + Δp tld + ∑Δp GNCA + ∑ 𝑝 HN + ρ.g.H 𝑑 [N/m 2 ] Độ chênh áp của bơm cấp được tính theo cột áp đầu đẩy và đầu hút: Δp BC = p 𝑑 −p ℎ = (p BH −p bkk ) + ∑Δp tl + ρg(𝐻 𝑑 −H ℎ ) [N/m 2 ]

Trong đó: ∑Δp tl = Δp tlh +Δp tld + ∑Δp GNCA + ∑Δp HN là tổng trở lực đầu đẩy và đầu hút với các trở lực bộ GNCA và các bộ hâm nước

Chọn Δp tlh =Δp tld = 5 𝑏𝑎𝑟 ; ∑Δp GNCA = 3 3 = 9 𝑏𝑎𝑟 ; ∑Δp HN = 3 2 6 𝑏𝑎𝑟 ; chiều cao đầu đẩy Hd = 60m ; chiều cao đầu hút Hh = 20m ; khối lượng riêng trung bình của nước tại đầu đẩy và đầu hút 𝜌 = 950 𝑘𝑔/𝑚 3

16 Độ gia nhiệt của bơm cấp được xác định theo công thức:

𝜂 𝐵 [kJ/kg] Δp BC - Tổng chiều cao chênh cột áp của bơm cấp [kN/m 2 ]

𝑣 tb - Thể tích riêng trung bình của nước ở đầu vào và đầu ra bơm [m 3 /kg]

𝜂 BC - Hiệu suất của bơm cấp, thường chọn 𝜂 BC = 0,7 ÷ 0,85 (chọn 0,8)

Bảng 2.3: Dữ liệu và kết quả tính sơ bộ độ gia nhiệt bơm cấp

1 Áp suất bao hơi p bh 184,8 bar

2 Áp suất bình khử khí p BKK 9 bar

5 Độ chênh đầu đẩy và đầu hút H ch 40 m

Khối lượng riêng của nước tại đầu đẩy và đầu hút ρ

7 Tổng trở lực đường ống ∆p đô 5 bar

8 Tổng trợ lực bộ hâm ∆p HN 6 bar

9 Tổng trở lực các BGNCA ∆p BGNCA 9 bar

10 Entanpy nước ở trong BKK I' KK 742,724615 kJ/kg

12 Cột áp đầu hút bơm cấp p h 5,862 bar

13 Cột áp đầu đẩy bơm cấp p d 210,386 bar

14 Chênh lệch chiều cao cột áp bơm cấp ∆p BC 204,524 bar

15 Độ gia nhiệt bơm cấp  26,9110526 kJ/kg

16 Entanpy nước cấp ra khỏi bơm cấp i v nc3 769,635668 kJ/kg

Tính cân bằng BGNCA

Cân bằng nhiệt cho bình gia nhiệt tổng quát

Vì bình gia nhiệt khá phức tạp, bao gồm cả phần lạnh hơi và phần lạnh đọng nên ta phải lập và giải các phương trình cân bằng nhiệt cho từng phần riêng biệt Trong các thiết kế trước đây bình gia nhiệt thường có độ gia nhiệt không tới mức khoảng 2 – 5 o C Hiện nay với công nghệ các nước tư bản phát triển đã đã cho phép độ gia nhiệt thiếu về giá trị 0°C Độ gia nhiệt thiếu được chia làm 2 giá trị để có thể tối ưu trong thiết kế và vận hành

+ TD (TTD – Terminal temperature difference): Độ chênh lệch nhiệt độ đầu ra phần lạnh hơi, được định nghĩa bằng hiệu số nhiệt độ hơi bão hòa ra khỏi phần

17 lạnh hơi so với nhiệt độ nước cấp đầu ra bình gia nhiệt TTD càng giảm thì hiệu quả trao đổi nhiệt càng cao Đối với các BGN cao áp TTD có gí trị từ -3 o F tới -

5 o F và 0 o F Đối với BGN hạ áp TTD vào khoảng 5 o F

+ DC (DDA – Drain cooler approach): 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 Giá trị tối ưu của DCA vào khoảng 10 o F

Nhiệt độ nước cấp ra khỏi bình gia nhiệt: 𝑡 𝑛𝑐 𝑟 = 𝑡 𝑏ℎ − 𝑇𝐷[𝑜𝐶] (TD = 0 o C đối với BGNCA, TD = 3 o C đối với BGNHA)

Nhiệt độ nước ra khỏi lạnh đọng: 𝑡 𝐿𝐷 𝑟 = 𝑡 𝑛𝑐 𝑣 + 𝐷𝐶[𝑜𝐶] (DC = 5 o C)

Ta xét trường hợp tổng quát cho của trích thứ k bất kỳ:

Hình 2.4: Sơ đồ xác định cân bằng bình gia nhiệt tổng quát

Phương trình cân bằng cho phần lạnh hơi:

𝛼 𝑘 (𝑖 𝑘 𝑣 − 𝑖 𝑘 𝑟𝐿𝐻 )𝜂 = 𝛼 𝑛𝑐 (𝑖 𝑛𝑐 𝑟 − 𝑖 𝑛𝑐 𝑣𝐿𝐻 ) Phương trình cân bằng cho phần gia nhiệt chính:

Phương trình cân bằng cho phần lạnh đọng:

(∑𝛼 𝑘−1 + 𝛼 𝑘 )(𝑖 𝑘 𝑣𝐿𝐷 − 𝑖 𝑘 𝑟𝐿𝐷 )𝜂 = 𝛼 𝑛𝑐 (𝑖 𝑛𝑐 𝑟𝐿𝐷 − 𝑖 𝑛𝑐 𝑣 ) Nếu coi hiệu suất của các phân gia nhiệt là như nhau: 𝜂 = 𝜂 𝐿𝐻 = 𝜂 𝐺𝑁𝐶 = 𝜂 𝐿𝐷 , giải hệ ba phương trình trên ta được:

Hệ này là nghiệm tổng quát xác định cân bằng bình gia nhiệt, bây giờ ta sẽ tiến hành cân bằng cho từng bình gia nhiệt cụ thể

Hình 2.4.1: Sơ đồ xác định cân bằng bình gia nhiệt cao áp 7

Phương trình cân bằng năng lượng cho phần lạnh hơi BGNCA 7:

𝛼 1 (𝑖 1 𝑣𝐿𝐻 − 𝑖 1 𝑟𝐿𝐻 )𝜂 𝐶𝐴7 = 𝛼 𝑛𝑐 (𝑖 𝑛𝑐1 𝑟 − 𝑖 𝑛𝑐1 𝑣𝐿𝐻 ) Phương trình cân bằng năng lượng cho phần GNC BGNCA 7:

𝛼 1 (𝑖 1 𝑟𝐿𝐻 − 𝑖 1 𝑣𝐿𝐷 )𝜂 𝐶𝐴7 = 𝛼 𝑛𝑐 (𝑖 𝑛𝑐1 𝑣𝐿𝐻 − 𝑖 𝑛𝑐1 𝑟𝐿𝐷 ) Phương trình cân bằng năng lượng cho phần lạnh đọng BGNCA 7:

𝛼 1 (𝑖 1 𝑣𝐿𝐷 − 𝑖 1 𝑟𝐿𝐷 )𝜂 𝐶𝐴7 = 𝛼 𝑛𝑐 (𝑖 𝑛𝑐1 𝑟𝐿𝐷 − 𝑖 𝑛𝑐1 𝑣 ) Giải hệ ba phương trình trên ta được:

Bảng 2.4.1: Dữ liệu và kết quả tính cân bằng BGNCA7

STT Đại lượng Kí hiệu Giá trị Đơn vị

1 Entanpy hơi trích vào phần LH i vLH 1 3206,999176 (kJ/kg)

2 Entanpy hơi trích ra khỏi phần LH i rLH 1 2768,916114 (kJ/kg)

3 Entanpy nước đọng vào phần LĐ i vLD 1 1281,445523 (kJ/kg)

4 Entanpy nước đọng ra khỏi phần LĐ i rLD 1 1134,641339 (kJ/kg)

5 Nhiệt độ nước đọng ra khỏi phần LĐ t rLD 1 259,9137323 (℃)

6 Entanpy nước tuần hoàn vào BGNCA7 i v nc1 1109,641339 (kJ/kg)

7 Entanpy nước tuần hoàn ra khỏi BGNCA7 i r nc1 1274,348911 (kJ/kg)

8 Lượng nước vào và ra khỏi BGNCA7  nc 1,042

10 Lưu lượng hơi trích vào BGNCA7   0,084506568

11 Entanpy nước tuần hoàn vào phần lạnh hơi BGNCA7 i vLH nc1 1239,530794 (kJ/kg)

Entanpy nước tuần hoàn ra khỏi phần lạnh đọng

Phương trình cân bằng năng lượng cho phần lạnh hơi BGNCA6:

𝛼 2 (𝑖 2 𝑣𝐿𝐻 − 𝑖 2 𝑟𝐿𝐻 )𝜂 𝐶𝐴6 = 𝛼 𝑛𝑐 (𝑖 𝑛𝑐2 𝑟 − 𝑖 𝑛𝑐2 𝑣𝐿𝐻 ) Phương trình cân bằng năng lượng cho phần GNC BGNCA6:

𝛼 2 (𝑖 2 𝑟𝐿𝐻 − 𝑖 2 𝑣𝐿𝐷 )𝜂 𝐶𝐴6 = 𝛼 𝑛𝑐 (𝑖 𝑛𝑐2 𝑣𝐿𝐻 − 𝑖 𝑛𝑐2 𝑟𝐿𝐷 ) Phương trình cân bằng năng lượng cho phần lạnh đọng BGNCA6:

9 Lưu lượng nước đọng từ BGNCA7   0,084506568

10 Entanpy nước đọng từ BGNCA7 i rLD 1 1134,641339 (kJ/kg)

12 Lưu lượng hơi trích vào BGNCA6   0,098725421

14 Entanpy nước tuần hoàn ra khỏi phần lạnh đọng BGNCA6 i rLD nc2 927,3404261 (kJ/kg)

Phương trình cân bằng nhiệt phần LH:

Phương trình cân bằng nhiệt phần GNC:

𝛼 3 (𝑖 3 𝑟𝐿𝐻 − 𝑖 3 𝑣𝐿𝐷 𝜂 𝐶𝐴5 = 𝛼 𝑛𝑐 (𝑖 𝑛𝑐3 𝑣𝐿𝐻 − 𝑖 𝑛𝑐3 𝑟𝐿𝐷 ) Phương trình cân bằng nhiệt phần LD:

9 Lưu lượng nước đọng từ BGNCA6   +  0,183231989

10 Entanpy nước đọng từ BGNCA6 i rLD 2 927,3404261 (kJ/kg)

12 Lưu lượng hơi trích vào BGNCA5   0,039982709

14 Entanpy nước tuần hoàn ra khỏi phần lạnh đọng

Tính cân bằng bình khử khí

Hình 2.5: Sơ đồ xác định cân bằng bình khử khí

Phương trình cân bằng vật chất vào và ra khỏi bình khử khí:

𝛼 ℎ + 𝛼 𝑏𝑠 + 𝛼 𝑛𝑛 + 𝛼 𝑘𝑘 + 𝛼 1 + 𝛼 2 + 𝛼 3 = 𝛼 𝑛𝑐 Phương trình cân bằng năng lượng vào và ra khỏi bình khử khí:

Bảng 2.5: Dữ liệu và tính toán cân bằng bình khử khí

1 Entanpy hơi phân ly đưa vào BKK i h 2714,484421 kJ/kg

2 Lưu lượng hơi phân li vào BKK  h 0,006118675

4 Entanpy nước bố sung đi vào BKK i s bs 244,0384955 kJ/kg

5 Entanpy hơi trích vào BKK i KK 3128,460493 kJ/kg

6 Entanpy nước ra khỏi BKK I' KK =i r KK 742,7246151 kJ/kg

3 Lưu lượng nước đọng dồn về BKK  nd 0,223214698

7 Entanpy nước đọng dồn từ BGNCA5 về i rLD 3 801,5573444 kJ/kg

8 Entanpy nước ngưng chính từ BGNHA 4 đến i nc4 644,0340308 kJ/kg

9 Lưu lượng nước GNBS vào BKK  bs 0,026881325

10 Lưu lượng dòng nước cấp vào và ra  nc 1,042

11 Lưu lượng dòng nước ngưng chính  nn 0,75263193

12 Lưu lượng hơi trích vào BKK  kk 0,033153372

Tính cân bằng BGNHA

Hình 2.6.1: Sơ đồ xác định cân bằng BGNHA4

Phương trình cân bằng nhiệt phần LH:

𝛼 4 (𝑖 4 𝑣𝐿𝐻 − 𝑖 4 𝑟𝐿𝐻 )𝜂 𝐻𝐴4 = 𝛼 𝑛𝑛 (𝑖 𝑛𝑐4 𝑟 − 𝑖 𝑛𝑐4 𝑣𝐿𝐻 ) Phương trình cân bằng nhiệt phần GNC:

𝛼 4 (𝑖 4 𝑟𝐿𝐻 − 𝑖 4 𝑣𝐿𝐷 )𝜂 𝐻𝐴4 = 𝛼 𝑛𝑛 (𝑖 𝑛𝑐4 𝑣𝐿𝐻 − 𝑖 𝑛𝑐4 𝑟𝐿𝐷 ) Phương trình cân bằng nhiệt phần LD:

Bảng 2.6.1: Dữ liệu và tính toán cân bằng BGNHA4

6 Entanpy nước cấp vào BGNHA4 i v nc4 481,8636347 (kJ/kg)

7 Entanpy nước cấp ra khỏi BGNHA4 i r nc4 644,0340308 (kJ/kg)

8 Lượng nước ngưng vào và ra khỏi BGNHA4  nn 0,75263193

10 Lưu lượng hơi trích vào BGNHA4   0,049522426

11 Entanpy nước cấp vào phần lạnh hơi BGNHA4 i vLH nc4 626,6684419 (kJ/kg)

Entanpy nước cấp ra khỏi phần lạnh đọng

𝛼 5 (𝑖 5 − 𝑖 5 𝑣𝐿𝐷 ) 𝜂 𝐻𝐴3 = 𝛼 𝑛𝑛 (𝑖 𝑛𝑐5 𝑟 − 𝑖 𝑛𝑐5 𝑟𝐿𝐷 ) Phương trình cân bằng nhiệt phần LĐ:

1 Entanpy hơi cấp từ tuabin i 5 2799,891941 (kJ/kg)

2 Entanpy nước đọng vào phần LĐ GNHA3 i vLD 5 493,5683554 (kJ/kg)

3 Entanpy nước đọng ra khỏi phần LĐ GNHA3 i rLD 5 364,7012326 (kJ/kg)

Nhiệt độ nước đọng ra khỏi phần LĐ

5 Entanpy nước tuần hoàn vào BGNHA3 i v nc5 339,7012326 (kJ/kg)

6 Entanpy nước tuần hoàn ra khỏi BGNHA3 i r nc5 481,8636347 (kJ/kg)

7 Lượng nước vào và ra khỏi BGNHA3  nn 0,75263193

8 Lượng nước đọng từ GNHA4   0,049522426

9 Entanpy nước đọng từ GNHA4 i rLD 4 506,8636347 (kJ/kg)

11 Lượng hơi trích cho BGNHA3   0,041943051

Entanpy nước tuần hoàn ra khỏi phần LĐ

Phương trình cân bằng nhiệt phần LĐ:

4 Nhiệt độ nước đọng ra khỏi phần LĐ GNHA2 t rLD 6 65,11132259 (℃)

8 Lượng nước đọng từ GNHA3  nd =   +  0,091465476

11 Lượng hơi trích cho BGNHA2  6 0,024621215

𝜂 𝐻𝐴7 𝛼 7 (𝑖 7 − 𝑖 7 𝑣𝐿𝐷 ) = 𝛼 𝑛𝑛 (𝑖 𝑛𝑐7 𝑟 − 𝑖 𝑛𝑐7 𝑟𝐿𝐷 ) Phương trình cân bằng nhiệt phần LĐ:

4 Nhiệt độ nước đọng ra khỏi phần LĐ GNHA1 t rLD 7 47,627858 (℃)

8 Lượng nước đọng từ GNHA2  nd =   +  +  0,116086691

11 Lượng hơi trích cho BGNHA1  7 0,019975972

Tính kiểm tra cân bằng bình ngưng

2.7.1 Tính kiểm tra cân bằng vật chất bình ngưng

Sau khi tính toán cân bằng nhiệt và vật chất cho các bình gia nhiệt ta có các giá trị lưu lượng tương đối của hơi trong toàn chu trình Do đó ta có thể kiểm tra được cân bằng vật chất tại bình ngưng theo lưu lượng hơi vào

Bảng 2.7.1: Lưu lượng hơi ở các cửa trích

STT Đại lượng Kí hiệu Giá trị

1 Lưu lượng nước ngưng  nn 0,75263193

2 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 1   0,084506568

3 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 2   0,098725421

4 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 3   0,039982709

5 Lưu lượng hơi trích tại cửa kk  kk 0,033153372

6 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 4   0,049522426

7 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 5   0,041943051

8 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 6   0,024621215

9 Lưu lượng hơi trích tại cửa trích số 7   0,019975972

Phương trình cân bằng vật chất theo đường hơi: αk h = 1 – α1 – α2 – α3 – αkk – α4 – α5 – α6 – α7 = 0,607569267 Phương trình cân bằng vật chất theo đường nước:

27 αk n = αnn – Σα – 0,5(αej + αch) = 0,607569267 Sai số trong quá trình tính toán được tính theo:

Kết quả tính toán kiểm tra cân bằng vật chất cho toàn chu trình tại điểm nút bình ngưng theo hai dòng vật chất là không có sai số (𝛥𝛼 = 0%) như vậy trong quá trình tính toán không gặp một sai phạm nào về cân bằng vật chất

2.7.2 Tính kiểm tra cân bằng nhiệt cho bình ngưng

Phương trình cân bằng nhiệt bình ngưng: 𝛼 𝑘 (𝑖 𝑘 − 𝑖 𝑛𝑔 ) = 𝛼 𝑙𝑚 𝐶 𝑝 𝛥𝑡

Bảng 2.7.2: Tính kiểm tra cân bằng nhiệt bình ngưng

14 Độ hâm nước trong bình ngưng t 10 o C

15 Entanpy hơi vào BN i k 2460,773027 kJ/kg

16 Entanpy nước ra khỏi BN i BN 180,4506733 kJ/kg

17 Lưu lượng nước làm mát BN  lm 33,14482731

Tính kiểm tra

2.8.1 Tính kiểm tra lưu lượng hơi mới

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

Với cửa trích trên và tại đường đi quá nhiệt trung gian:

𝑖′ 𝑜 − 𝑖 𝑘 + 𝑞 𝑄𝑁𝑇𝐺 Với cửa trích sau quá nhiệt trung gian:

𝑖 𝑜 ′ − 𝑖 𝑘 + 𝑞 𝑄𝑁𝑇𝐺 Với qqntg =i tr qntg – i s qntg = 462,01 kJ/kg

Tổng lượng hơi vào tuabin:

Bảng 2.8.1: Hệ số không tận dụng nhiệt giáng và lưu lượng hơi vào tuabin

STT Điểm trích Tên thiết bị Vị trí  i i i y i  i y i

Hiệu suất máy phát điện  g 0,99

Tổng lưu lượng hơi vào tuabin D o 507,028

2.8.2 Tính kiểm tra công suất tuabin

Lưu lượng hơi tuyệt đối cửa trích:

ℎ 𝑖 = 𝑖 𝑖−1 − 𝑖 𝑖 Công suất điện tính đến từng cửa trích:

Với cửa trích đầu tiên:

𝑁 1 = 𝐷 𝑜 ℎ 1 Với những cửa trích phía sau:

Bảng 2.8.2: Tính kiểm tra công suất trong mỗi cụm tầng

Công suất điện phát ra ở đầu máy phát

Như vậy, kết quả tính toán không có sai lệch.

Tính các chỉ tiêu kinh tế - kĩ thuật

a Tiêu hao hơi cho tuabin

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

(𝑖 ′ 0 − 𝑖 𝑘 + 𝑞 𝑄𝑁𝑇𝐺 )(1 − ∑ 8 𝑖=1 𝛼 𝑖 𝑦 𝑖 )𝜂 𝑔 𝜂 𝑚 b Suất tiêu hao hơi cho tua bin

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:

𝑁 𝑒 c Tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin (tuabin và bình ngưng)

Tiêu hao nhiệt QTB cho thiết bị tuabin là lượng nhiệt của lò hơi cần phải cung cấp cho tuabin và bình ngưng Trường hợp tuabin có QNTG ta tính theo công thức sau:

𝑄 𝑇𝐵 = 𝐷 0 (𝑖 0 ′ − 𝑖 𝑛𝑐 + 𝛼 𝑄𝑁𝑇𝐺 𝑞 𝑄𝑁𝑇𝐺 ) d Suất tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin

Suất tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin qTB là lượng nhiệt tiêu hao cho thiết bị tuabin để sản xuất ra một kWh điện năng Nó được tính theo:

𝑁 𝑒 e Tiêu hao nhiệt cho lò hơi

Tiêu hao nhiệt cho lò hơi QLH là tổng lượng nhiệt tiêu hao cho lò hơi để sản xuất ra hơi quá nhiệt ở đầu ra bộ quá nhiệt cuối cùng trước khi được dẫn sang gian 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 + 𝛼 𝑄𝑁𝑇𝐺 𝑞 𝑄𝑁𝑇𝐺 𝐿𝐻 ) f Suất tiêu hao nhiệt cho lò hơi

Suất tiêu hao nhiệt cho lò hơi qLH là lượng nhiệt mà nước nhận được ở lò hơi tính cho một đơn vị điện năng sản xuất ra Nó được tính theo công thức:

𝑁 𝑒 g 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:

𝜂 𝐿𝐻 Với hiệu suất lò hơi 𝜂 𝐿𝐻 = 0,85 h Suất tiêu hao nhiệt cho toàn tổ máy

Suất tiêu hao nhiệt cho tổ máy qc là tiêu hao nhiệt cho toàn tổ máy để sản xuất ra một đơn vị điện năng Nó được tính theo công thức:

𝑁 𝑒 i Hiệu suất truyền tải của môi chất

Hiệu suất truyền tải ηtr của môi chất được tính theo các tổn thất nhiệt ra môi trường và tổn thất trên toàn bộ đường vận chuyển môi chất trong toàn bộ chu trình nhiệt của nhà máy Tuy nhiên tổn thất trên đường vận chuyển giữa gian lò hơi và tuabin là lớn nhất nên ta quy về tính theo tổn thất năng lượng trên đường dẫn hơi này Nó được tính theo công thức:

𝑄 𝐿𝐻 j 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 Nó được xác định theo:

𝑄 𝑇𝐵 k Hiệu suất của toàn nhà máy

Hiệu suất toàn tổ máy hay cũng là hiệu suất nhà máy ηc là đại lượng xác định theo tiêu hao nhiệt cho toàn tổ máy để sản ra công suất Ne của một tổ máy Nó được tính theo công thức:

𝑄 𝑐 l Tiêu hao nhiên liệu cho toàn tổ máy và toàn nhà máy

Tiêu hao nhiên liệu cho toàn tổ máy được tính theo cân bằng nhiệt riêng của lò hơi Nó được xác định theo công thức:

𝜂 𝐿𝐻 𝑄 𝑡ℎ 𝑙𝑣 Ở đó, 𝑄 𝑡ℎ 𝑙𝑣 )310 (kJ/kg) nhiệt trị thấp làm việc của nhiên liệu, với nhiên liệu có thành phần hóa học như sau:

Suất tiêu hao nhiên liệu cho toàn tổ máy

Suất tiêu hao nhiên liệu tiêu chuẩn cho toàn tổ máy được tính theo:

Bảng 2.9: Các chỉ tiêu kinh tế - kĩ thuật

STT Tên chỉ tiêu Kí hiệu Giá trị Đơn vị

1 Tiêu hao hơi cho tuabin D 0 1825,302274 t/h

2 Suất tiêu hao hơi cho tuabin d 0 3,380189397 kg/kWh

3 Tiêu hao nhiệt cho thiết bị tuabin( bao gồm cả Tb và BN) Q TB 1267817,859 kW

4 Suất tiêu hao nhiệt cho thiết bị TB q TB 8452,119063 kJ/(kWh)

5 Tiêu hao nhiệt cho LH Q LH 1321066,21 kW

6 Suất tiêu hao nhiệt cho LH q LH 2,446418907 kJ/kWh

7 Tiêu hao nhiệt cho toàn nhà máy Q c 1554195,541 kW

8 Suất tiêu hao nhiệt cho toàn nhà máy q c 2,87813989 kJ/kWh

9 Hiệu suất truyền tải môi chất  tt 96%

Hiệu suất của thiết bị TB (bao gồm cả TB, BN, khớp nối và máy phát)  TB

11 Hiệu suất toàn nhà máy  c 35%

12 Tiêu hao nhiên liệu cho tổ máy B tc 190,8940275 t/h

13 Suất tiêu hao nhiên liệu cho toàn nhà máy b tc 0,353507458 kg/kWh

TÍNH TOÁN LỰA CHỌN THIẾT BỊ CHÍNH CỦA NHÀ MÁY

Lựa chọn thiết bị gian máy

Bơm cấp là thiết bị quan trọng, vì nó không những để đảm bảo sản xuất điện năng mà còn bảo đảm tính làm việc chắc chắn của lò hơi

Vì công suất tổ máy trung bình nên ta chọn 3 bơm cấp 2 bơm làm việc và một bơm dự phòng Năng suất mỗi bơm lấy 55% lưu lượng toàn bộ Để ngăn ngừa hiện tượng xâm thực và nâng cao tính làm việc chắc chắn của bơm cấp, ta đặt thêm bơm tăng áp giữa khử khí và bơm cấp Bơm tăng áp đặt một bơm dự phòng Ở phần tính toán độ gia nhiệt sơ bộ cho bơm cấp ta đã tìm được khối lượng riêng của nước cấp ở đầu đẩy và đầu hút của bơm cấp là 𝜌 = 950 (𝑘𝑔/𝑚 3 ) Lưu lượng nước cấp cho lò hơi:

𝐷 𝑛𝑐 = 𝛼 𝑛𝑐 𝐷 𝑜 (𝑘𝑔/𝑠) Năng suất định mức của bơm được tính theo lưu lượng nước cấp:

2𝜌 (𝑚 3 /𝑠) Để đảm bảo an toàn sự làm việc của bơm cấp, lưu lượng nước qua bơm lấy dư 5% sơ với định mức Do đó năng suất bơm là:

𝑄 BC 𝑡 = (1+ε) Q 𝐵𝐶 (𝑚 3 /𝑠) Độ chênh áp giữa đầu đẩy và đầu hút của bơm có tính đến dự trữ 5%:

𝛥𝑝 𝑡 𝑏𝑐 = (1+ε)𝛥𝑝 𝑏𝑐 (𝑁/𝑚 2 ) Động cơ kéo bơm có công suất:

(Ở đây lấy hiệu suất của bơm là 85%) Để động cơ điện làm việc an toàn ta chọn độ dự trữ công suất là 10% Do đó công suất công suất cần chọn:

Từ đó ta chọn được bơm cấp theo cột áp và công suất đã tính Kết quả tính toán được thể hiện trong bảng dưới

Bảng 3.1.1: Dữ liệu và kết quả tính chọn bơm cấp

2 Lưu lượng hơi vào turbine D 0 507,0284 kg/s

3 Khối lượng riêng của nước tại đầu đẩy và đầu hút đã chọn 

4 Lượng dự trữ năng suất và chênh áp bơm  0,05

5 Chênh áp giữa đầu đẩy và đầu hút của bơm p BC 204,524 bar

7 Lưu lượng nước cấp cho lò D nc 528,3236 kg/s

8 Năng suất định mức của bơm cấp Q bc 0,250954 m 3 /s

9 Năng suất chọn của bơm (tính cả lượng dự trữ) Q t bc 0,263501

10 Chênh áp giữa đầu đẩy và đầu hút của bơm tính đến độ dự trữ p t BC

11 Công suất động cơ kéo bơm W BC 7,073372 MW

12 Công suất cần chọn với độ dự trữ 10% W' BC 7,780709 MW

Năng suất của các bơm ngưng được chọn ở điều kiện làm việc xấu nhất, tức là tổ máy làm việc cực đại, bình ngưng có độ chân không thấp, về 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 55% lưu lượng toàn bộ

Hình 3.1 - Sơ đồ xác định chiều cao cột áp bơm ngưng

Cao cột áp đầu hút của bơm ngưng:

𝑝 ℎ = p 𝑘 + 𝜌 𝑔 𝐻 ℎ Cột áp đầu đẩy của bơm :

𝑝 đ = 𝑝 𝐾𝐾 + 𝛴𝛥𝑝 𝑡𝑙 + 𝜌 𝑔 𝐻 𝑑 Chiều cao chênh lệch toàn phần của bơm ngưng:

- pk: Áp suất tuyệt đối trong bình ngưng, pk = 0,065 (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 = 990 (kg/m 3 )

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

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

- Σptl: Tổng trở lực đường ống và các thiết bị đặt trên đầu hút và đẩy của bơm ngưng:

+ 𝛥𝑝 𝐵𝐺𝑁 = 1600000 (𝑁/𝑚 2 ) Tổng trở lực của bơm ngưng

𝛥𝑝 𝐵𝑚𝑁 = (𝑝 𝐾𝐾 − 𝑝 𝑘 ) + ∑𝛥𝑝 𝑡𝑙 + 𝜌 𝑔(𝐻 𝑑 − 𝐻 ℎ )(𝑁/𝑚 2 ) Để đảm bảo an toàn ta lấy dư 5%:

𝛥𝑝 𝐵𝑚𝑁 𝑡 = 1,05 𝛥𝑝 𝐵𝑚𝑁 (N/m 2 ) Lưu lượng nước đi qua hệ thống bơm:

2𝜌 (𝑚 3 /s) Để đảm bảo an toàn ta lấy dư 5%:

𝑄 𝐵𝑚𝑁 𝑡 = 1,05 𝑄 𝐵𝑚𝑁 (𝑚 3 /s) Công suất động cơ dùng kéo bơm ngưng:

𝜂 𝐵𝑚𝑁 (kW) (Hiệu suất của bơm ngưng η = 0,8) Động cơ dùng kéo bơm cũng được lấy dự trữ 5%:

𝑊 𝐵𝑚𝑁 𝑡 = 1,05 𝑊 𝐵𝑚𝑁 (kW) Với các thông số tính được ta sẽ chọn được bơm thỏa mãn yêu cầu Kết quả tính toán được thể hiện trong bảng dưới

Bảng 3.1.2: Tính chọn bơm ngưng

1 Lưu lượng dòng nước ngưng chính  nn 0,752632

2 Lưu lượng hơi vào turbine D 0 507,0284 kg/s

3 Áp suất bình ngưng p K 0,065 bar

4 Áp suất bình khử khí p KK 9 bar

5 Khối lượng riêng trung bình của nước trước và sau bơm  990 kg/m 3

6 Chiều cao từ đầu hút của bơm tới mức nước trong bình ngưng H h 2 m

7 Chiều cao từ đầu đẩy của bơm tới đầu ống vào BKK H đ 22 m

8 Tổng trở lực đường ống và các thiết bị trên đầu hút và đầu đẩy của bơm ngưng p tl

10 Lượng dự trữ năng suất và chênh áp của bơm  0,05

11 Cột áp đầu hút của bơm ngưng p h 25904 N/m 2

12 Cột áp đầu đẩy của bơm ngưng p đ 2313444 N/m 2

13 Chênh áp giữa đầu hút và đẩy của bơm ngưng p BmN 2287540 N/m 2

14 Chênh áp giữa đầu hút và đẩy của bơm ngưng tính đến lượng dự trữ p t BmN

15 Lưu lượng nước đi qua bơm D BmN 381,6058 kg/s

16 Năng suất bơm ngưng Q BmN 0,19273 m 3 /s

17 Năng suất bơm ngưng tính đến lượng dự trữ Q t BmN 0,202367 m 3 /s

18 Công suất động cơ kéo bơm W BmN 607,585 kW

19 Công suất cần chọn với độ dự trữ 10% W t BmN 668,3435 kW

3.1.3 Tính chọn bơm tuần hoàn

Bơm tuần hoàn được lựa chọn theo điều kiện mùa hè, khi đó nhiệt độ nước tuần hoàn sẽ lớn nhất Lưu lượng hơi vào bình ngưng được chọn khi tuabin làm việc ở chế độ không cấp nhiệt và lưu lượng là lớn nhất

Khi tính toán năng suất bơm tuần hoàn, ngoài lưu lượng nước cần thiết để làm mát bình ngưng còn phải kể đến những nhu cầu dùng nước khác trong nhà máy như dùng nước cho làm mát dầu gối trục, làm mát khí làm mát nhà máy phát điện, các nhu cầu khác về thải tro xỉ…Nếu coi nhu cầu làm mát cho bình ngưng là 100% thì các nhu cầu tiêu thụ nước khác trong nhà máy sẽ vào khoảng sau:

Bảng 3.1.3a: Nhu cầu dùng nước trong nhà máy nhiệt điện

STT Nhu cầu dùng nước % Lưu lượng

2 Làm mát khí làm mát máy phát 2,4

3 Làm mát dầu gối trục turbine 1,2

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

6 Nước bổ sung cho chu trình 2,3

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 = 100

- Dk lưu lượng hơi thoát khỏi tuabin vào bình ngưng

Hình 3.1.3: Sơ đồ nguyên lý đặt bơm tuần hoàn

Lưu lượng nước tuần hoàn thực tế:

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

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

𝑄 𝐵𝑡ℎ 𝑡 = 1,05 𝑄 𝐵𝑡ℎ (𝑚 3 /𝑠) Sức ép của bơm tuần hoàn thường là thấp, nó chỉ cần khắc phục được trở lực đường đi của đường ống dẫn nước từ trạm bơm tới bình ngưng và các nơi tiêu thụ khác trong nhà máy với các trở lực riêng của bình ngưng Trong đó thành phần trở lực của bình ngưng là chủ yếu

𝛥𝑝 𝐵𝑡ℎ = 𝛥𝑝 𝐵𝑁 + 𝛥𝑝 𝑡𝑙 Tổng trở lực toàn bộ đường nước tuần hoàn vào khoảng

𝛥𝑝 𝑡𝑙 = 2,5 10 5 (𝑁/𝑚 2 ) Trở lực của bình ngưng được xác định theo công thức:

- ω: Tốc độ nước đi trong ống bình ngưng, ω = 2 m/s

- b: Hệ số thực nghiệm phụ thuộc vào đường kính trong của ống bình ngưng và nhiệt độ trung bình nước đi trong ống Với đường kính ống là d = 22 mm và nhiệt độ trung bình nước đi trong ống 30 o C ta tính được:

Từ đó ta tính được:

𝛥𝑝 𝐵𝑁 = 𝑧 (𝑏 𝜔 1,75 + 0,135 𝜔 1,5 ).0,981.10 4 [𝑁/𝑚 2 ] Vậy tổng trở lực mà bơm phải đạt được:

Chọn hiệu suất của bơm tuần hoàn : 𝜂 Bth = 0,8

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

𝜂 Bth 10 6 (MW) Để đảm bảo độ an toàn khi làm việc của bơm ta chọn độ dự trữ công suất là 5% do đó công suất cần thiết của bơm tuần hoàn là:

𝑊 Bth 𝑡 =1,05.W Bth (MW) Kết quả tính toán được thể hiện ở bảng dưới:

Bảng 3.1.3b: Kết quả tính chọn bơm tuần hoàn

2 Lượng nước làm mát BN  k 0,607569

3 Lưu lượng hơi vào turbine D o 507,0284 kg/s

4 Khối lượng riêng trung bình của nước trước và sau bơm  990 kg/m 3

5 Lượng dự trữ năng suất và chênh áp của bơm  0,05

8 Tốc độ nước đi trong BN  2 m/s

9 Trở lực đường nước tuần hoàn p tl 250000 Pa

10 Nhiệt độ nước tuần hoàn t 27 o C

11 Lưu lượng hơi thoát khỏi turbine D k 308,0549 kg/s

12 Lưu lượng nước tuần hoàn cần cung cấp G k 33886,04 kg/s

13 Lưu lượng nước tuần hoàn thực tế G t k 37274,64 kg/s

14 Năng suất của bơm tuần hoàn Q Bth 18,82558 m 3 /s

15 Năng suất của bơm tuần hoàn tính đến lượng dự trữ Q t Bth 19,76685 m 3 /s

17 Trở lực bình ngưng p bn 19337,07 Pa

18 Tổng trở lực bơm cần phải đạt được p Bth 269337,1 Pa

19 Tổng trở lực bơm cần phải đạt được tính đến độ dự trữ p t Bth 282803,9 Pa

20 Công suất động cơ dẫn động bơm tuần hoàn W Bth 6,98768 MW

21 Công suất động cơ dẫn động bơm tuần hoàn tính đến độ dự trữ W' Bth 7,337064 MW

Tính chọn các bình

Một trong những phương pháp nâng cao hiệu suất của thiết bị tuabin là giảm được nhiệt độ hơi thoát ra khỏi tuabin Những tuabin hiện đại thì ở tầng sau cùng thường có độ chân không cao, nghĩa là áp suất tuyệt đối tại đó thấp Độ chân không ở sau tuabin được tạo thành do sự ngưng tụ hơi trong thiết bị đặc biệt gọi là bình ngưng; còn quá trình ngưng tụ hơi được thực hiện bằng cách lấy đi nhiệt ẩn hóa hơi của hơi ở áp suất không đổi Môi trường làm lạnh thường dùng nước, đôi khi còn dùng không khí Nhiệt độ của môi trường làm lạnh cần phải thấp hơn nhiệt độ của hơi ngưng tụ

Thực chất bình ngưng chính là một thiết bị trao đổi nhiệt kiểu bề mặt Tính chọn bình ngưng chính là tính chọn thiết bị trao đổi nhiệt sao cho nó có một bề

41 mặt truyền nhiệt thỏa mãn làm ngưng tụ được hơi thoát khỏi tuabin Ta có các phương trình tính toán truyền nhiệt trong bình ngưng:

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

𝑄 𝑘 = 𝐺 𝑘 𝑐 𝑝 𝛥𝑡 = 𝐷 𝑘 (𝑖 𝑘 − 𝑖′ 𝑘 ) Phương trình truyền nhiệt trong bình ngưng:

- Dk: Lưu lượng hơi thoát từ tuabin

- ik: Entanpi hơi vào bình ngưng:

- i'k: Entanpi nước ngưng ra khỏi bình ngưng:

- 𝛥𝑡 𝑡𝑏 : Độ hâm nước trong bình ngưng Nhiệt độ nước làm mát vào bình ngưng t1: Nhiệt độ nước làm mát bình ngưng phụ thuộc vào điều kiện thời tiết, khí hậu và sơ đồ làm mát Trong điều kiện của Việt Nam: làm mát bằng nước sông với sơ đồ đơn lưu, ta chọn t1 $ o C

Nhiệt độ nước làm mát ra khỏi bình ngưng t2: Giá trị nhiệt độ nước ra phụ thuộc vào điều kiện truyền nhiệt bên trong bình ngưng và phụ thuộc vào chế độ làm việc của tổ máy Trong điều kiện thiết kế ở chế độ định mức có thế lấy t2 thấp hơn giá trị bão hòa của hơi trích vào bình ngưng một khoảng 𝛿𝑡 = 5 𝑜 𝐶

𝑡 2 = 𝑡 𝑏ℎ − 𝛿𝑡 Độ hâm nước trong bình ngưng: 𝛥𝑡 = 𝑡 2 − 𝑡 1 Độ chênh nhiệt độ trung bình logarit của hai dòng môi chất:

Hình 3.2.1: Sơ đồ trao đổi nhiệt trong bình ngưng

Nhiệt độ trung bình đại số của nước đi trong bình ngưng:

2 Tốc độ nước chảy trong ống, chọn 𝜔 = 2 m/s

Hệ số truyền nhiệt: k =3,9478 (kW/m 2 𝐾)

Tổng diện tích truyền nhiệt bề mặt ngoài các ống trong bình ngưng:

𝑘 𝛥𝑡 𝑡𝑏 Diện tích truyền nhiệt thực tế của bình ngưng:

Kết luận : việc lựa chọn các kích thước ống và vận tốc ống là đúng Để đảm bảo đủ bề mặt truyền nhiệt trong những điều kiện làm việc khắc nghiệt nhất, vì độ chân không bình ngưng ảnh hưởng rất lớn đến độ kinh tế của toàn tổ máy, ta lấy dư bề mặt truyền nhiệt một khoảng 5%

Vì tuabin nhà máy có 2 thân, riêng phần hạ áp có hai thân do đó nó sẽ có 4 dòng hơi ra Vì vậy chọn 2 bình ngưng loại bình ngưng hai nửa Dựa vào thông số tính toán ta chọn được loại bình ngưng phù hợp

Bảng 3.2.1: Dữ liệu và kết quả tính chọn bình ngưng

1 Lưu lượng hơi thoát khỏi turbine D k 308,0549 kg/s

2 Entanpi hơi vào BN i k 2460,773 kJ/kg

3 Entanpi nước ra khỏi BN i' k 180,4507 kJ/kg

4 Nhiệt độ nước làm mát vào BN t 1 24 o C

5 Nhiệt độ bão hoà của hơi vào BN t bh 37,62786 o C

6 Chênh lệch giữa nhiệt độ bão hoà của hơi và nước làm mát ra khỏi BN t 5 o C

7 Nhiệt độ nước làm mát ra khỏi BN t 2 32,62786 o C

9 Nhiệt độ trung bình logarit của 2 dòng môi chất t tb 8,604813 o C

10 Nhiệt độ trung bình đại số của nước trong BN t tb 28,31393 o C

11 Tốc độ nước chảy trong ống  2 m/s

12 Hệ số truyền nhiệt k 3,947778 kW/m 2 K

13 Diện tích trao đổi nhiệt của mặt ngoài ống bên trong

14 Diện tích truyền nhiệt thực (tính dư 5%) F' 21712,98 m 2

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

G=α nc D 𝑜 (kg/s) Khối lượng riêng của nước ở áp suất BKK: ρ = 892,06 (kg/m 3 )

Năng suất bình khử khí

𝜌 3600 (𝑚 3 /ℎ) 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

60 (𝑚 3 ) 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:

Bảng 3.2.2: Dữ liệu và kết quả tính chọn BKK

1 Lưu lượng nước cấp D nc 528,3236 kg/s

2 Khối lượng riêng của nước ở áp suất BKK  892,0607 kg/m 3

3 Entanpi nước vào bkk i v kk 644,034 kJ/kg

4 Entanpi nước ra bkk i r kk 742,7246 kJ/kg

5 Nhiệt độ sôi ứng với áp suất KK t bh kk 175,4 o C

6 Nhiệt độ nước đưa vào bình KK t v kk 152,601 o C

7 Nhiệt độ nước ra khỏi BKK t r kk 174,4 o C

8 Hệ số truyền nhiệt trong BKK k 12 kW/m 2 K

10 Dung tích khoang chứa khi lò làm việc cực đại mà vẫn đáp ứng trong 5p V kk 177,6752 m 3

11 Độ chênh nhiệt độ trung bình logarit t tb 6,971858 o C

12 Diện tích bề mặt trao đổi nhiệt F kk 623,2266 m 2

13 Dung tích khoang chứa tính đến độ dự trữ 5% V' kk 186,559 m 3

14 Diện tích bề mặt trao đổi nhiệt tính đến độ dự trữ

Bình khử khí được lựa chọn theo bề mặt trao đổi nhiệt của cột khử khí theo dung tích bể chứa nước, và theo áp suất làm việc của nó Căn cứ vào các thông số tính được ta sẽ lựa chọn được loại phù hợp thỏa mãn:

Dung tích bể chứa: V = 186,6 m 3 Áp suất làm việc: 9 bar

Diện tích bề mặt trao đổi nhiệt: 654,39 m 2

3.2.3 Tính chọn các 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

Với: o tbh: Nhiệt độ nước sôi tương ứng với áp suất trong BGN o t1, t2: Nhiệt độ nước sôi vào, ra khỏi BGN

Hình 3.2.3a - Sơ đồ trao đổi nhiệt trong một bình gia nhiệt tổng quát có đủ cả ba khoang lạnh hơi, gia nhiệt chính, lạnh đọng k: Hệ số truyền nhiệt của BGN, tính theo công thức:

Trong đó: o α1: Hệ số tỏa nhiệt trong ống o α2: Hệ số tỏa nhiệt ngoài ống o λ: Hệ số dẫn nhiệt của kim loại làm ống o δ: Bề dày của ống o di: Đường kính trong của ống o do: đường kính ngoài ống

Với thiết bị trao đổi nhiệt ống vỏ có 3 phần: lạnh hơi, gia nhiệt chính và lạnh đọng:

Hình 3.2.3b - Cấu tạo bình gia nhiệt 3.2.3.1 Tính toán chi tiết BGNCA7

Bảng 3.2.3a : Thông số đầu vào và chọn BGNCA7

STT Đại lượng Kí hiệu Đơn vị Lạnh hơi GNC Lạnh đọng

2 Áp suất hơi vào P BGNx bar 72,75 72,75 72,75

3 Áp suất nước vào P nc bar 190,80 190,80 190,80

4 Entanpy hơi vào i v x kJ/kg 3206,9992 2768,9161 1281,4455

5 Entanpy hơi ra i r x kJ/kg 2768,9161 1281,4455 1134,6413

6 Entanpy nước vào i v ncx kJ/kg 1239,5308 1121,3091 1109,6413

7 Entanpy nước ra i r ncx kJ/kg 1274,3489 1274,3489 1121,3091

8 Nhiệt độ hơi trích (nước đọng) vào t trx o C 420 288,44938 288,44938

9 Nhiệt độ nước đọng ra t r x o C 288,44938 288,44938 259,91373

10 Nhiệt độ nước cấp vào t v ncx o C 281,58926 257,36999 254,91072

11 Nhiệt độ nước cấp ra t r ncx o C 288,44938 281,58926 257,36999

12 Tốc độ nước chảy trong ống  m/s 2 2 2

14 Lưu lượng hơi tổng D 0 kg/s 507,02841 507,02841 507,02841

15 Lưu lượng khối lượng hơi vào BGN G x kg/s 42,847231 42,847231 42,847231

16 Nhiệt lượng nước nhận được Q n kJ 18395,233 62459,315 6164,3497

17 Lưu lượng nước đi trong ống G nc kg/s 528,3236 528,3236 528,3236

18 Đường kính ngoài của ống d n m 0,03 0,03 0,03

19 Đường kính trong của ống d t m 0,02 0,02 0,02

21 Hệ số dẫn nhiệt  W/mK 55 55 55

23 Số hành trình ống z 2 2 2 a Nhiệt độ xác định

Nhiệt độ trung bình nước bên trong ống

Nhiệt độ trung bình hơi bên ngoài ống

2 ( 𝑜 𝐶) Nhiệt độ trung bình bề mặt kim loại

Bảng 3.2.3b: Giá trị nhiệt độ xác định của BGNCA7

Nhiệt độ trung bình hơi

(nước đọng) đi ngoài ống t f1 o C 354,22469 288,44938 274,18156

Nhiệt độ trung bình nước đi trong ống t f2 o C 285,01932 269,47963 256,14036

Nhiệt độ trung bình bề mặt kim loại t w o C 319,62201 278,96451 265,16096 b Tính hệ số toả nhiệt của nước chảy trong ống

Bảng 3.2.3c: Thông số vật lý của nước chảy trong ống ở nhiệt độ t f2

29 Hệ số dẫn nhiệt   W/mK 0,5909097 0,6128064 0,6292681

- Hệ số tỏa nhiệt trong ống:

Bảng 3.2.3d: kết quả tính hệ số toả nhiệt nước chảy trong ống BGNCA7

34 Hệ số toả nhiệt trong ống  2 W/m 2 K 14015,004 14474,939 14549,582 c Tính sơ bộ thông số thiết bị

Bảng 3.2.3d: Thông số vật lý của hơi đi ngoài ống ở nhiệt độ t f1

37 Hệ số dẫn nhiệt   W/mK 0,0601294 0,5645352 0,5886436

Bảng 3.2.3d: Kết quả tính sơ bộ thông số thiết bị BGNCA7

STT Đại lượng Công thức Đơn vị Lạnh hơi GNC Lạnh đọng

Tổng số ống trong 1 hành trình n = 4G nc /(d t 2 ) ống 475,50556 475,50556 475,50556

Làm tròn tổng số ống trong 1 hành trình n ống 476 476 476

42 Đường kính trong của vỏ BGN D=1,1.s.sqrt(N/ dd ) m 1,4798946 1,4798946 1,4798946

Khoảng cách đặt một tấm chắn B m 0,5919578 0,5919578 0,5919578

Khoảng hở giữa hai ống liền kề C=s-d n m 0,009 0,009 0,009

Tiết diện cắt ngang của chùm ống A s =D.C.B/s m 2 0,202162 0,202162 0,202162

46 Đường kính tương đương phía bên ngoài ống d e =4s  (d n ) - d n m 0,034586 0,034586 0,034586

Vận tốc hơi bên ngoài ống   =G x (  A s ) m/s 7,2248815 0,2884226 0,2779435 d Tính hệ số toả nhiệt của hơi đi ngoài ống d1 Trường hợp trao đổi nhiệt không có biến đổi pha ở phần lạnh hơi và lạnh đọng

- Hệ số tỏa nhiệt ngoài ống:

𝑑 𝑒 (𝑊/𝑚 2 𝐾) d2 Trường hợp trao đổi nhiệt khi có biến đổi pha ở phần GNC

- Hệ số tỏa nhiệt ngoài ống:

Ta có kết quả tính hệ số toả nhiệt bên ngoài ống:

Bảng 3.2.3e: Kết quả tính hệ số toả nhiệt ngoài ống BGNCA7

50 Hệ số toả nhiệt ngoài ống  1 W/m 2 K 1608,6985 2120,9389 5658,0574 e Tính hệ số trao đổi nhiệt và kích thước thiết bị

- Hệ số trao đổi nhiệt phần gia nhiệt chính

- Độ chênh nhiệt độ trung bình logarit

- Diện tích trao đổi nhiệt:

- Chiều dài phần thiết bị:

Bảng 3.2.3f: kết quả tính hệ số trao đổi nhiệt và kích thước thiết bị BGNCA7

51 Hệ số trao đổi nhiệt k W/m 2 K 1252,894 1549,6661 2856,1245

52 Độ chênh nhiệt độ trung bình logarit t tb o C 42,215488 16,030545 14,276653

53 Diện tích trao đổi nhiệt F m 2 347,79166 2514,2636 151,17631

Cùng cách tính tương tự với các bình gia nhiệt còn lại, ta có bảng kết quả tính chọn BGN:

Bảng 3.2.3g: Kết quả tính chọn BGN

Bảng kết quả tính toán

STT Bình Phần n k F L Tổng chiều dài

Tính toán thiết bị gian lò hơi

Lưu lượng hơi cần thiết cung cấp: 𝐷 LH = 𝛼 nc 𝐷 𝑜 = 528,3236 (𝑘𝑔/𝑠) Với tổ máy công suất 540 MW ta chọn một lò hơi cho một tuabin Lò hơi có năng suất định mức lớn hơn phụ tải cực đại 5% Tổng năng suất định mức của lò:

𝐷 ℎ = 1,05 𝐷 𝐿𝐻 = (𝑘𝑔/𝑠) = 1997,06 (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

Chọn hệ thống cung cấp than kiểu phân tán, có phễu than trung gian: Mỗi lò hơi đều có một hệ thống chuẩn bị bột than riêng bao gồm máy nghiền than, phân

51 ly than thô, phân ly than mịn, quạt nghiền, phễu than tươi, phễu than trung gian Các thiết bị này được đặt gần gian lò hơi

Hình 3.3: Sơ đồ hệ thống nghiền than phân tán có phễu than trung gian dùng thùng nghiền bi

1 phễu than nguyên; 2 máy cấp than nguyên; 3 khóa khí; 4 hộp khí trước máy nghiền; 5 thùng nghiền bi; 6 phân li thô; 7 xiclon; 8 tấm chắn phân chia; 9 phễu bột than; 10 máy vận chuyển than kiểu ruột gà; 11 máy cấp bột than; 12 vòi phun than; 13 ống dẫn khí từ xiclon tới máy nghiền; 14 quạt nghiền; 15 hộp không khí trước máy nghiền; 16 lò hơi; 17 quạt khói; 18 bộ sấy không khí; 19 trích khói từ buồng lửa để sấy; 20 chỗ hỗn hợp không khí và khói; 21.ống dẫn không khí và khói; 22 không khí cấp hai; 23 van hút không khí lạnh; 24 van phòng nổ; 25 đường gió tái tuần hoàn; 26 đường thoát khí

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: Э "

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

Công suất điện tiêu thụ để nghiền than cho một tổ máy: 𝑊 Э = B Э (kW) Với: B - tiêu hao nhiên liệu cho lò hơi của một tổ máy (T/h)

Thùng nghiền được lựa chọn căn cứ vào tiêu chuẩn than cần nghiền, vào năng suất nghiền than và vào đặc tính của than Căn cứ vào số liệu tính toán ta sẽ chọn được loại thùng nghiền phù hợp

Bảng 3.3.2.1: Kết quả tính chọn thùng nghiền

1 Hệ số khả năng nghiền k  0,95

3 Công suất tiêu thụ điện W Э 4420,703795 kWh

Quạt tải than bột có nhiệm vụ vận chuyển than bột đó nghiền đạt tiêu chuẩn về kho than bột và làm nhiệm vụ thông gió toàn bộ hệ thống nghiền

Năng suất tối ưu của quạt tải than bột được tính theo:

- V: Thể tích trong của thùng nghiền

- kλ Hệ số nghiền của nhiên liệu, kλ = 0,95

- : Độ chứa bi trong thùng nghiền, được xác định :

- G: Phụ tải bi trong thựng nghiền G = 100 (tấn)

- s: Mật độ bi quy ước s = 4,9 (t/m 3 )

- R90: Tỷ lệ khối lượng bột than trên rây có đường kính lỗ bằng 90m Chọn

- n: Tốc độ quay của thùng nghiền: n = 17,6 v/ph

- D: Đường kính trong của thùng nghiền: D = 4 m

Từ đây ta sẽ chọn được loại quạt tải bột than phù hợp

Công suất động cơ kéo quạt tải bột than:

- V: Năng suất của quạt tải than bột, m 3 /s

- H: Sức ép của quạt, chọn H = 10000 (N/m 2 )

- η: Hiệu suất của quạt, chọn η = 0,75

- : Nồng độ bột than so với không khí trong dòng bột than đi qua quạt:

- ’: Nồng độ bột than trước phân ly mịn

- plm: Hiệu suất của bộ phân ly mịn, lấy sơ bộ plm = 0,9

- Wnl và Wbt là độ ẩm nhiên liệu và bột than, chọn Wnl =0,08; Wbt =0,0001

- B: tiêu hao than đi qua quạt (kg/s)

- 𝛾 ℎℎ : Trọng lượng riêng của hỗn hợp bột than đi qua quạt, chọn 𝛾 ℎℎ 1,02 ( 𝑘𝑔

Ta có kết quả tính chọn quạt tải bột than:

Bảng 3.3.2.2 Dữ liệu và kết quả tính chọn quạt tải bột than

3 Thể tích trong của thùng nghiền V  125,6 m 3

4 Phụ tải bi trong thùng nghiền G 100 tấn

5 Mật độ bi quy ước  s 4,9 t/m 3

6 Độ chứa bi trong thùng nghiền  16,24853763 %

7 Tỉ lệ than còn trên ray với đường kính lỗ 90 micro met R 90 5 %

8 Tốc độ vòng quay của thùng nghiền n  17,6 v/p

9 Hệ số khả năng nghiền k  0,95

10 Năng suất tối ưu quạt tải bột than V 147321,1869 m 3 /h

13 Tiêu hao than đi qua quạt B 53,02611875 kg/s

14 Độ ẩm nhiên liệu W nl 0,08

15 Độ ẩm bột than W bt 0,0001

16 Trọng lượng riêng của than đi qua quạt  hh 1,02 kg/m 3

17 Hiệu suất phân ly mịn  plm 0,9

18 Nồng độ bột than trước khi phân ly mịn ' 1,168848487 kg/kg

19 Nồng độ bột than so với không khí  0,116884849 kg/kg

20 Công suất động cơ kéo quạt W 804,4216965 kW

Khi đốt bột than thì lượng không khí đưa vào buồng đốt được phân ra thành không khí cấp một, không khí cấp hai và không khí cấp ba Tất cả các loại đều dùng để vận chuyển than đi trong hệ thống từ thùng nghiền đến vòi phun

Không khí cấp một là đường không khí đi theo than bột từ hộp không khí để phun bột than vào vòi phun chính

Không khí cấp hai là không khí sấy, không chứa bột than, nó được hòa trộn tại ngay vòi phun với hỗn hợp bột than để phun bột than vào buồng đốt qua vòi phun chính

Không khí cấp ba là hỗn hợp không khí và bột than quá mịn đi ra đỉnh phân ly mịn qua quạt tải than bột vào vòi phun gió cấp ba đặt ở ngay trên vòi phun chính

Quạt gió có nhiệm vụ hút không khí từ tầng trên của gian lò thổi vào bộ sấy không khí Do đó nó làm mát không gian xung quanh lò hơi và tận dụng nhiệt bức xạ của tường lò

Khi đốt nhiên liệu ẩm, nhiều lưu huỳnh thì nhiệt độ không khí vào bộ sấy không khí đầu tiên không được bé hơn 30 o C để tránh hiện tượng ăn mòn axit do nhiệt độ thấp

Không khí lạnh thường được sấy sơ bộ bằng cách cho hỗn hợp với một phần không khí đã được sấy nóng trong bộ sấy, nghĩa là cho một phần không khí nóng tái tuần hoàn để hỗn hợp với không khí lạnh ở đầu bộ sấy Đôi khi người ta còn sấy sơ bộ không khí lạnh bằng hơi trích từ tuabin Để đảm bảo sự làm việc chắc chắn của lò hơi có sản lượng >160 tấn/giờ ở đây ta đặt mỗi lò hơi 2 quạt gió

Năng suất của quạt gió được xác định theo công thức:

- B: Tiêu hao than cùa lò hơi tính cho một quạt: (𝑘𝑔/𝑠)

- Lo: Lượng không khí lý thuyết cần thiết để đốt cháy 1kg nhiên liệu

Chọn nhiên liệu có thành phần như sau:

Bảng 3.3.3a: Thành phần hoá học của nhiên liệu

𝐿 𝑜 = 0,0889.(𝐶 lv + 0,375.S lv ) + 0,265.H lv − 0,0333.O lv (𝑚 3 /kg)

- bl: Hệ số không khí thừa trong buồng lửa ở cụm pheston, bl =1,2

- bl, nt: Độ lọt không khí trong buồng lửa và trong hệ thống nghiền than Chấp nhận giá trị tính toán: bl = 0,05; nt = 0,08

- skk: Độ lọt không khí trong bộ sấy không khí Dùng bộ sấy không khí kiểu tấm nên có skk = 0,1

- t: Nhiệt độ không khí lạnh đầu vào quạt, chọn t = 30 ( o C)

Sức ép của quạt gió khi phụ tải lò là cực đại, tính dự trữ 15%:

- Hkk: Tổng trở lực của đường không khí có kể đến hiệu chỉnh về áp lực khí quyển

- hkq: Áp suất khí quyển, hkq = 750 (mmHg)

- hkk: Tổng trở lực đường dẫn không khí.

Bao gồm: o Đường gió tính đến quạt gió: 40 (mmH2O) o Đường gió trên đường đẩy không khí lạnh: 30 (mmH2O) o Bộ sấy không khí: 200 (mmH2O) o Trên đường không khí nóng: 100 (mmH2O)

- Hsh: Sức hút tự nhiên của đường không khí

Với: o tb: Nhiệt độ không khí đã sấy: tb = 310 ( o C) o H: Chiều cao phần có sức hút tự nhiên, chọn H = 45 (m)

- Hck: Độ chân không trong buồng lửa nơi đưa không khí vào hck = hft + 0,95.Hft

Với: o hft: Chân không trước cụm ống feston, lấy hft = 2 (mmH2O) o Hft: Chiều cao tính từ chỗ vòi phun đến tâm đường khói ra khỏi buồng lửa tại chỗ feston Hft = 25m

ℎ ck = ℎ ft + 0,95.H ft %,75 (mmH 2 𝑂) Khi lựa chọn quạt gió ta lấy dư năng suất khoảng 5%, khi đó ta lựa chọn quạt gió theo:

𝜂 (𝑘𝑊) Động cơ kéo quạt được chọn theo công suất tính toán và các đặc tuyến điều chỉnh năng suất của nó

Bảng 3.3.3b: Dữ liệu và kết quả tính chọn quạt gió

2 Tiêu hao nhiên liệu của lò tính cho 1 quạt B' 26,51305938 kg/s

3 Lượng không khí lý thuyết cần thiết để đốt cháy 1 kg nhiên liệu L o 6,59307375 m 3 /kg

4 Hệ số không khí thừa trong buồng đốt trước cụm ống feston  bl 1,2

5 Độ lọt không khí trong buồng lửa  bl 0,05

6 Độ lọt không khí trong hệ thống nghiền than  nt 0,08

7 Độ lọt không khí trong bộ sấy không khí  skk 0,1

8 Nhiệt độ không khí lạnh đầu vào quạt t 30 o C

9 Năng suất quạt gió với độ dự trữ 10% V 207,0104069 m 3 /s

10 Tổng trở lực của đường không khí có kể đến hiệu chỉnh về áp lực khí quyển H kk 374,9333333 mmH 2 O

11 Nhiệt độ không khí đã sấy t b 310 o C

12 Chiều cao phần có sức hút tự nhiên h 45 m

13 Sức hút tự nhiên của đường không khí H sh 26,83018868 mmH 2 O

14 Chân không trước cụm ống feston h ft 2 mmH 2 O

15 Chiều cao từ vòi phun đến tâm đường khói ra buồng lửa tại chỗ feston H ft 25 m

16 Độ chân không trong buồng lửa h ck 25,75 mmH 2 O

17 Sức ép quạt gió khi phụ tải lò hơi đạt cực đại đã kể đến dự trữ H 3635,144177 N/m 2

18 Hiệu suất của quạt gió  0,75

19 Công suất động cơ kéo quạt W g 1003,350234 kW

Vì công suất tổ máy trung bình nên ta chọn 1 quạt khói cho một lò, mỗi quạt có năng suất bằng 100% lưu lượng khói đi qua quạt

Năng suất tính toán của quạt khói:

- B: Lượng nhiên liệu tiêu hao cho lò hơi

Lo: Lượng không khí lý thuyết để đốt cháy hết 1kg nhiên liệu, m 3 /kg

𝛥𝛼: Lượng không khí lọt vào đường khói sau bộ sấy không khí.

- 𝛥𝛼 = 0,2: Đường khói có bộ khử bụi bằng xyclon

- t: Nhiệt độ khói ở quạt khói, o C; Lấy bằng nhiệt độ sau bộ sấy không khí: t = 145 ( o C)

- ΣVy: Tổng thể tích của sản phẩm cháy của 1kg nhiên liệu tính ở sau bộ sấy không khí, kể cả lượng không khí thừa, m 3 /kg

Hkh = hm + hk – hck (mmH2O)

- hm: Chân không trước cụm feston, hm = 2 (mmH2O)

- hk: Tổng trở lực đường khói có kể đến hệ số nồng độ bụi ω của đường khói, trọng lượng riêng 𝛾 của khói và áp lực khí quyển hkq hk = [Hb.(1 + ω) + HZ + HY] 𝛾

- Hb: Trở lực của cột khói từ buồng lửa đến bộ khử bụi Khi tốc độ khói nhỏ hơn 12 m/s thì ta có thể bỏ qua trở lực ma sát của đường khói mà chỉ chú ý đến các trở lực cục bộ Bao gồm:

- Đường khói của lò hơi: 200 (mmH2O)

- Đường khói từ lò tới bộ khử bụi: 10 (mmH2O)

- ω: Nồng độ bụi than trong khói ω = 𝑎 𝑍 𝐴 𝑃

- az: Tỷ lệ tro bay theo khói, lấy az = 0,05

- A p : Thành phần tro trong nhiên liệu A p = 14,5%

- ∑ 𝑉 𝑦 : Thể tích sản phẩm cháy tính cho 1kg nhiên liệu (kể cả không khí thừa)

- 𝛾 𝑜 : Trọng lượng riêng của khói ở 0 ( o C) và 760 (mmHg)

- 𝛼: Hệ số không khí thừa trung bình trong đường khói từ buồng lửa đến bộ khử bụi α = 1,295

- Lo: Lượng không khí lý thuyết cho 1 kg nhiên liệu: (m 3 /kg)

- L: Lượng không khí thực cho 1kg nhiên liệu

- db: Độ ẩm của không khí, lấy bằng 8 (g/m 3 )

- Hz: Trở lực của bộ khử bụi, Hz = 70 (mmH2O) (kiểu xyclon)

- Hy: Trở lực đường khói từ bộ khử bụi đến chỗ thoát Gồm: o Đường khói từ bộ khử bụi đến quạt khói: 15 (mmH2O) o Đường khói từ quạt khói tới ống khói: 30 (mmH2O) o Ống khói: 15 (mmH2O)

1,293: Hệ số hiệu chỉnh trọng lượng riêng của dòng khói thực tế so với điều kiện chuẩn, γ = 0,784 (kg/m 3) khi tkhói = 200 ( o C)

ℎ 𝑘𝑞 : Hệ số hiệu chỉnh sự khác nhau giữa áp suất khí quyển tại nơi đặt nhà máy với áp suất chuẩn, hkq = 750 (mmH2O)

- hck: Tổng sức hút tự nhiên của đường khói có tính đến sức hút tự nhiên do ống khói tạo nên hck = (1,2 - 273

SƠ ĐỒ NHIỆT CHI TIẾT VÀ BỐ TRÍ TOÀN NHÀ MÁY

Sơ đồ nhiệt chi tiết

Từ sơ đồ nhiệt nguyên lý cũng như từ việc tính toán lựa chọn các thiết bị ta có thể vẽ được sơ đồ nhiệt chi tiết như hình 4.1 và hình 4.2

Bố trí toàn nhà máy

Bố trí thiết bị trong nhà máy đóng vai trò hết sức quan trọng, nó quyết định đến việc thuận tiện trong lắp đặt, vận hành, sửa chữa, vốn đầu tư xây dựng và mặt bằng của nhà máy sau này Theo yêu cầu thiết kế một nhà máy nhiệt điện 1080

MW phương án xây dựng nhà máy và lắp đặt phải đáp ứng được những nhu cầu cơ bản:

- Nhà máy phải đặt gần nơi khai thác nhiên liệu để giảm chi phí vận chuyển

- Nhà máy nhiệt điện được xây dựng tại những nơi gần nguồn nước, đường sắt

- Bố trí mặt bằng của nhà máy bao gồm tất cả các công trình chính, phụ để giúp nhà máy hoạt động sản xuất và vận hành an toàn, kinh tế trong đó ngôi nhà chính là quan trọng nhất Ngôi nhà chính bao gồm: o Gian máy o Gian trung gian o Gian lò hơi

4.2.1 Bố trí ngôi nhà chính a Gian máy

Gian máy đặt các thiết bị bao gồm: tuabin và các thiết bị phụ của nó như bình ngưng, bơm ngưng, bơm nước cấp, các bình gia nhiệt hồi nhiệt, ejector, bình làm lạnh hơi chèn…

Gian máy gồm có 2 tầng: Tầng trên gọi là tầng phục vụ đặt tuabin và máy phát điện, tầng dưới đặt bình ngưng và các loại bơm Các bình gia nhiệt hồi nhiệt cũng đặt trong gian máy Trong gian máy được bố trí một cầu trục phục vụ cho lắp ráp và sửa chữa lâu dài Cầu trục có sức nâng lớn nhất là cầu trục stato của máy phát hoặc nâng được tuabin Với tuabin sơ đồ khối không có liên hệ ngang chọn phương án đặt ngang tuabin, vì như vậy sẽ đảm bảo sự thống nhất các thiết

66 bị cho một khối, các đường ống dẫn ngắn hơn Gian máy có giàn thao tác cốt 9 m cho người vận hành, sửa chữa và đi lại Trong gian máy, bắt đầu từ phần đầu hồi cố định được đặt khu xử lý nước cho lò hơi, sau đó đến phần nhà điện tự dùng, song song với tuabin bố trí các bình gia nhiệt Mỗi tua bin được lắp đặt 3 bơm cấp điện trong đó 2 bơm làm việc và 1 bơm dự phòng Ngoài ra, trong gian máy còn lắp đặt bơm dầu, bơm kỹ thuật, bơm nước Giữa hai tổ máy để một khoảng trống tại cốt 0 bằng 15 m tại cốt 9 m bằng 15 m mục đích cho việc sửa chữa lâu dài Phần tường bao với gian trung gian đều có cửa ra vào phục vụ vận hành và sửa chữa b Gian trung gian

Gian trung gian ở đây được tạo thành bởi gian khử khí và gian phễu than Gian khử khí có 3 tầng Tầng thứ nhất đặt các thiết bị phân phối điện tự dùng 3kV và 200/380 V, tầng thứ 2 đặt các đường ống góp hơi chính, các thiết bị giảm ôn giảm áp, các bảng điện tự dùng, tầng thứ 3 đặt các bình khử khí

Gian phễu than cũng chia làm 3 tầng, tầng thứ nhất đặt máy nghiền than, quạt tải bột than Máy nghiền đá vôi, quạt tải đá vôi Đặt máy nghiền nằm ngang gian phễu than Tầng thứ 2 đặt phễu than, phễu đá vôi, các máy cấp than Tầng thứ 3 đặt các băng chuyền tải than làm việc và dự phòng, đặt các bộ phận cung cấp than để chuyển than từ bộ này sang bộ phận khác c Gian lò hơi

Gian lò hơi bao gồm lò hơi và các thiết bị phụ của nó Bố trí thiết bị gian lò phụ thuộc vào dạng nhiên liệu Lò hơi đặt mặt trước song song với tường dọc của gian lò Gian lò có 2 tầng Tầng trên là tầng phục vụ cũng thống nhất với tầng phục vụ của gian tua bin Tầng này đặt các bảng điều khiển và hệ thống các đường ống nước cấp, than bột, gió nóng…tầng dưới gọi là tầng tro, ở đây đặt quạt gió, bầu thải xỉ

Nhiên liệu được cấp vào lò qua các máy cấp than vào tường trước của lò Hệ thống vòi đốt PC để gia nhiệt lò bao gồm các vòi đốt dầu diesel nằm trong đường gió và các vòi đốt dầu nằm ở đáy buồng lửa Việc điều chỉnh nhiệt độ hơi quá nhiệt được thực hiện nhờ bộ giảm ôn Nước phun giảm ôn là nước ngưng nhận được bằng cách ngưng tụ hơi bão hào ở bình ngưng phụ đặt trên đỉnh lò, khi mới khởi động lò phải dùng nước cấp để giảm ôn

Lò hơi lắp đặt hai quạt gió, hai quạt khói và hệ thống chế biến than Việc sấy và nghiền than cho lò thực hiện trong máy nghiền nằm ngang

Mặt cắt đứng và tổng bình đồ nhà máy được thể hiện

4.2.2 Bố trí các thiết bị khác a Phân xưởng cung cấp nhiên liệu

Than phục vụ cho nhà máy được đưa chủ yếu bằng đường sông Than đường sông vận chuyển từ mỏ về nhà máy bằng các đoàn xà lan của tổng công ty vận tải chở đến, mỗi đoàn xà lan tải trọng từ 800 đến 1000 tấn Việc sắp xếp cho các đoàn xà lan do ba cẩu chân đế dùng gầu ngoạm đưa qua các máy cấp, từ các máy cấp than được chuyển xuống băng tải để đưa lên các boongke than nguyên hoặc vào kho dự trữ theo phương thức vận hành Nguồn than dự phòng đường sắt vận chuyển từ mỏ về nhà máy bằng các toa chở có trọng tải 60 tấn, 93 tấn, 125 tấn Người ta dùng các thiết bị lật toa để bốc dỡ nhiên liệu Năng suất của thiết bị lật kiểu quay 1 giờ là khoảng 10 toa xe chở loại 93 tấn và 125 tấn hoặc 12 toa loại 60 tấn Xếp dỡ than đường sắt dùng một đầu đẩy điện để kéo đẩy từng toa vào vị trí khoang lật Khoang lật sẽ làm nhiệm vụ quay 180 o để than từ toa xe đổ hoàn toàn xuống boongke khoang lật toa, từ đấy than được hai máy cấp kiểu băng đưa vào boongke than nguyên hoặc đưa vào kho dự trữ theo phương thức vận hành Ngoài nhiên liệu rắn là than, nhà máy điện cũng cần nhiên liệu lỏng chủ yếu là dầu diesel Nó sử dụng chính để đốt kèm với than khi khởi động lò và để giữ ngọn lửa than bột ở phụ tải nhỏ của lò hơi Diesel có thể được đưa đến nhà máy bằng đường sắt, đường thủy hoặc theo đường ống Nhưng chủ yếu dầu diesel được vận chuyển theo đường sông Để phòng chống cháy, nó được đặt cách gian lò từ

200 đến 1000 m Để vận chuyển dầu diesel vào gian lò người ta đặt trạm bơm ở gần bể chứa diesel Diesel được đưa vào gian lò theo 2 đường ống, trong đó có 1 đường ống dự phòng b Phân xưởng thủy lực Đặt 1 trạm bơm tuần hoàn gần bờ sông, sử dụng nước sông để làm mát bình ngưng và cho các nhu cầu khác của nhà máy Chúng ta áp dụng hệ thống cấp nước kiểu đơn lưu c Trạm thải tro xỉ và thiết bị khử bụi

68 Để làm sạch khói trước khi thải ra ngoài trời, mỗi lò hơi lắp đặt 2 bộ lọc tĩnh điện hiệu suất 99% Thiết bị khử bụi được đặt sau lò hơi Sau khi ra khỏi khử bụi, khói được quạt hút khói hút và đẩy vào ống khói đủ cao để làm giảm ảnh hưởng có hại của SO2 và NOx trong khói

Tro đáy (xỉ) được làm nguội bởi bốn bộ làm mát tro tầng sôi và được vận chuyển tới các các silô tro đáy Tro bay được vận chuyển bằng khí nén và được vận chuyển từ đáy phễu tro của phần đuôi lò và bộ lọc bụi tĩnh điện đến các silo tro

NGHIÊN CỨU QUI TRÌNH VẬN HÀNH LÒ HƠI NMNĐ MÔNG DƯƠNG

Giới thiệu đặc tính lò hơi NMNĐ Mông Dương

Nhà máy nhiệt điện Mông Dương 1 bao gồm 2 tổ máy, mỗi tổ máy có công suất 540MW Mỗi tổ máy gồm 2 lò hơi cấp hơi cho 1 turbine máy phát Lò hơi được công ty Foster Wheeler phụ trách thiết kế, hoạt động theo nguyên lý lớp sôi tuần hoàn, làm việc với tham số áp lực tới hạn, tái nhiệt trung gian 1 lần, 1 bao hơi, 1 buồng đốt, tuần hoàn tự nhiên, nước làm mát sàn nấm gió, bộ phân ly xoáy (cyclone) dạng nước làm mát, nấm gió hình mũi tên bố trí lộ thiên, thải xỉ cố định, làm mát xỉ dạng “tripper cooler”, bộ sấy không khí 3 khoang, cấp than tường trước và tường sau, lò hơi tầng sôi tuần hoàn thông gió cân bằng Trạng thái vận hành ở tải liên tục lớn nhất lượng hơi sinh ra của lò là 916,257 t/h

Buồng đốt hình chữ nhật, rộng 24130mm, sâu 8306mm, cao 39014mm được tạo thành do giàn ống sinh hơi tường trước, sau và 2 bên hàn liên kết lại Giàn ống sinh hơi tường trước, tường bên kết thúc tại ống góp đỉnh buồng đốt, giàn ống sinh hơi tường sau kéo dài qua đỉnh lò đến ống góp đầu ra giàn ống sinh hơi tường trước, hình thành mặt đỉnh của buồng đốt Giàn ống sinh hơi tường trước và sau dốc xuống tại độ cao 8414mm hình thành 1 bề mặt phần đáy, ở phần đáy có bố trí sàn nấm gió Phần dưới buồng đốt có lớp gạch chịu lửa, để tránh mài mòn và ăn mòn hoá học Bộ phận giàn ống sinh hơi tường trước, sau và 2 bên phần dưới buồng đốt sau khi uốn cong hình thành cửa của vòi dầu, cửa hồi liệu, các điểm cấp than, các vòi phun thứ cấp Giàn ống sinh hơi bộ phận tường sau gần trên mái buồng đốt được uốn cong để tạo đường đi của khói thoát sang phần cửa vào của cyclone

Lò hơi thiết kế có tất cả 12 đường cấp than:

- 06 điểm cấp than bố trí ở tường trước do 06 máy cấp than kiểu định lượng lấy than từ các Silo than 2, 3, 4 cấp tới buồng đốt

- 06 điểm cấp than bố trí ở tường sau do 02 máy cấp định lượng lấy than từ các Silo than 1, 5 cấp tới 02 máng cào rồi từ đó chia đến 06 điểm cấp than vào 06 đường hồi liệu của 03 loopseal

Mỗi tổ máy được bố trí 03 bơm cấp để cấp nước cho 02 lò hơi Ở điều kiện làm việc bình thường 02 bơm cấp nước vận hành cấp nước cho 02 lò hơi, 01 bơm ở chế độ dự phòng

Nước từ bình khử khí → Bơm tăng áp → Bơm cấp → Bình gia nhiệt cao áp

#6 → Bình gia nhiệt cao áp #7 → Bình gia nhiệt cao áp #8 → Đài cấp nước lò A,

B → Bộ hâm nước → Bao hơi Đầu ra bộ hâm nước thông qua 2 đường ống dẫn nước đưa vào 2 đầu của bao hơi Nước cấp ở 2 đầu bao hơi được chia ra thành 2 đường ống được đục lỗ chạy dọc theo chiều dài bao hơi để phân phối nước Nước bên trong bao hơi thông qua 4 đường nước xuống lớn bên ngoài lò cấp nước vào các ống góp dưới của các dàn ống sinh hơi tường trước, tường trái, tường phải Nước từ ống góp tường trước theo các đường ống ở sàn đáy giữa các nấm gió cấp sang ống góp tường sau để phân phối nước tới giàn ống tường sau Ngoài ra, có 2 đường ống dẫn nước từ bao hơi chạy từ trước lò ra sau lò phân phối nước cấp vào

3 cyclone và 3 đường dẫn khói ngang đầu vào các cyclone

Hỗn hợp hơi nước từ các giàn ống sinh hơi qua ống góp đầu ra và đi vào trong bao hơi, tiến hành phân ly hơi nước Nước được tách ra từ bộ phân ly hơi – nước trong bao hơi được trộn lẫn cùng với nước cấp chứa trong bao hơi và tiếp tục theo vòng tuần hoàn tự nhiên tiếp theo Hơi bão hòa ẩm được tách nước từ các cyclone trong bao hơi được đưa qua các bộ sấy khô và trở thành hơi bão hòa khô, hơi này được đưa qua 16 ống dẫn hơi tới các bộ quá nhiệt phần đuôi lò (HRA)

5.1.3 Bộ hâm nước Ống góp đầu vào bộ hâm được đặt ở dưới HRA, bao gồm 166 ống xếp thành hai khối theo chiều ngang Nước từ ống góp đầu vào, chảy lên đến các phần ống nhận nhiệt sau đó tập đi vào 3 ống góp trung gian Nước tại 3 ống góp trung gian chia thành 3 hàng ống treo chạy ngược lên đỉnh phần khói đuôi lò, sau đó đi vào ống góp đầu ra Nước ra khỏi ở hai đầu của ống góp đầu ra và chảy qua hai đường ống dẫn nước, cấp vào hai đầu của bao hơi

Bao hơi được đặt ngang phía trước của lò gần chỗ cao nhất Bao hơi như một bình chứa nước cung cấp nước cho các giàn ống sinh hơi Bao hơi có nhiệm vụ chứa thiết bị phân ly hơi (các cyclone) và đường ống bên trong để phân phối đều hóa chất vào nước, phân phối nước cấp và xả nước để giảm việc tập trung chất rắn (loại bỏ các muối)

Bao hơi có đường kính trong D = 1524mm; Chiều dài: L = 20593mm và có các chi tiết bên trong gồm:

+ Thiết bị phân tách hơi nước - 164 bộ phân ly, sắp xếp thành hai hàng 2 bên, mỗi bên có 82 chiếc

+ Chevron - Bộ sấy: tổng số 48

+ Ống cấp – mỗi đầu của bao hơi có một ống cấp nước đầu vào được chia tách thành hai ống cấp vào hai đầu có đục lỗ đến giữa bao hơi

+ Xả liên tục - Một đường xả duy nhất, đục lỗ, kiểu chữ T từ đường trung tâm bao hơi

+ Ống cấp hóa chất - Một đầu vào duy nhất, đục lỗ, "kiểu chữ T" kết nối từ đường trung tâm của bao hơi

Bao hơi chia thành hai phần chứa nước và hơi nước độc lập Một vòng tròn bên trong (chu vi) vách đổi hướng mở rộng gần như toàn bộ chiều dài của vỏ tạo thành một vành khuyên cùng nửa dưới của bao hơi Hỗn hợp hơi nước từ vách sinh hơi của lò vào bao hơi trong các hình vành khuyên này và sau đó đi qua các thiết bị tách hơi nước Giai đoạn đầu tiên tách hơi nước từ hỗn hợp hơi nước được thực hiện ở đây Như hỗn hợp sau các đường viền cong của phân ly, các hạt nước nặng hơn sẽ tách ra khỏi hỗn hợp hơi nước, xả xuống thông qua xả cấp 1 và qua các lưới thép vào phía dưới bao hơi, hơi được tách ra khỏi bề mặt phân tách hơi- nước và đi vào bộ sấy kiểu zic zắc

Hơi nước đi vào bộ sấy hơi bị giảm thấp vận tốc và làm thay đổi đột ngột hướng dòng chảy Điều này làm cho độ ẩm bị cuốn theo diện tích bề mặt bộ sấy

Do trọng lực nên nước chảy xuống phần dưới của bao hơi Dòng hơi tách ra theo

16 đường ống dẫn hơi cung cấp hơi nước tới các bộ quá nhiệt phần khói đuôi lò Nước tách ra từ hơi nước rơi vào khoảng chứa nước của bao hơi, nó trộn với nước cấp đầu vào, sau đó chảy qua bộ khử xoáy rồi xuống tới các ống dẫn nước xuống đặt ngoài buồng đốt Các đường ống xuống cung cấp nước cho các ống góp dưới của buồng lửa và cyclone, giàn ống sinh hơi độc lập

Có 3 cyclone, mỗi cyclone được hình thành từ 180 đường ống Các ống có tác dụng làm mát đồng thời có nhiệm vụ như giàn ống sinh hơi Bề mặt bên trong của Cyclone là các đường ống được bao phủ bởi lớp vật liệu chịu lửa chống mài mòn Hai đường nước xuống, mỗi đầu ống xuống từ bao hơi cấp nước xuống đầu

72 góp ngang đối diện bên dưới của Cyclone Các đường ống cấp từ ống góp này cấp nước cho ống góp đầu vào cyclone Hỗn hợp hơi nước chảy từ ống góp đầu ra của cyclone đến bao hơi qua đường ống dẫn

Hơi được sinh ra trong buồng đốt và cyclone rồi ra khỏi bao hơi thành hơi bão hòa khô Sau đó hơi được quá nhiệt qua một số bộ phận/thiết bị được mô tả dưới đây: a Đường khói ngang và khu vực thu hồi nhiệt

Tham số thiết kế lò hơi

a Theo từng trường hợp tải

Bảng 5.2a: Tham số thiết kế lò theo từng tải Đại lượng Đơn vị

BMCR RO 75%RO 60%RO 40%RO

Kg/s 254,5 234,8 173,2 137,8 98,2 Áp suất hơi Bar 175,6 174,4 143,8 115,8 82,3

Lưu lượng đầu ra tái nhiệt

Kg/s 204,4 188,6 142,7 115,3 83,5 Áp suất đầu ra tái nhiệt

Nhiệt độ đầu ra tái nhiệt

539 539 539 532 489 Áp suất đầu vào tái nhiệt

Nhiệt độ đầu vào tái nhiệt 347,2 343,3 336,8 340,6 332,4 Áp suất bao hơi Bar 189,1 186,1 151,9 122,6 87,8 b Phân tích nhiên liệu

Bảng 5.2b: Thông số phân tích của than

Thông số Đơn vị Hiệu suất than

Phạm vi Nhỏ nhất Lớn nhất Độ ẩm % 8.5 6.5 12

Nhiệt trị thấp kCal/kg 4,450 4,332 4,493

Nhiệt trị cao kCal/kg 4,645 4,522 4,690

Quy trình khởi động lò hơi

5.3.1 Các trạng thái khởi động lò

Khởi động lạnh: Khởi động lại lò thời gian dừng lò lần gần nhất >72 giờ Khởi động ấm: Khởi động lại lò thời gian dừng lò lần gần nhất từ 10 ÷ 72 giờ

Khởi động nóng: Khởi động lại lò thời gian dừng lò gần nhất từ 2 ÷ 10 giờ Khởi động cực nóng : Khởi động lại lò thời gian dừng lò gần nhất

Định dạng
Số trang	122
Dung lượng	2,27 MB