Luận văn Thiết kế hệ thống thu hồi nhiệt thải để cung cấp nƣớc lạnh bằng máy lạnh hấp thụ tại công ty Tae Kwang Vina

i ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP. HỒ CHÍ MINH TRƢỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA KHOA CƠ KHÍ BỘ MÔN CÔNG NGHỆ NHIỆT LẠNH ---oOo--- LUẬN VĂN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ HỆ THỐNG THU HỒI NHIỆT THẢI ĐỂ CUNG CẤP NƢỚC LẠNH BẰNG MÁY LẠNH HẤP THỤ TẠI CÔNG TY TAE KWANG VINA GVHD : TS. NGUYỄN VĂN TUYÊN SVTH : TRƢƠNG QUỐC BẢO MSSV : 20500166 TP. HỒ CHÍ MINH, tháng 01/2010 ii LỜI CẢM ƠN Lời đầu tiên xin chân thành cảm ơn TS. Nguyễn Văn Tuyên đã tận tình hƣớng dẫn, truyền đạt những kiến thức kinh nghiệm và có nhiều góp ý quan trọng giúp tôi hoàn thành luận văn này. Xin cảm ơn các thầy cô ở bộ môn Công Nghệ Nhiệt Lạnh, khoa Cơ Khí cũng nhƣ các thầy cô tại trƣờng ĐH Bách Khoa TP. HCM đã tận tình giảng dạy trong suốt thời gian học tập tại trƣờng. Xin cảm ơn gia đình, ngƣời thân và bạn bè đã quan tâm giúp đỡ trong những năm học qua. Sinh viên Trƣơng Quốc Bảo iii TÓM TẮT LUẬN VĂN Nội dung luận văn trình bày các vấn đề về thu hồi nhiệt thải: những điều kiện, cơ sở cần thiết để có thể đƣa ra một phƣơng án thu hồi nhiệt thải hiệu quả, hợp lý và tối ƣu. Thông qua phân tích, đánh giá về hiện trạng nguồn nhiệt thải của một doanh nghiệp cụ thể (công ty Tae Kwang Vina), từ đó đƣa ra phƣơng án tối ƣu là thu hồi nhiệt thải của khói và hơi phân ly để cung cấp nƣớc lạnh bằng máy lạnh hấp thụ. Luận văn trình bày cách tính toán thiết kế các thiết bị thu hồi nhiệt thải trong hệ thống cũng nhƣ chọn lựa các thiết bị khác nhƣ máy lạnh hấp thụ, bơm… Bên cạnh đó, luận văn cũng trình bày cách tính toán một chu trình máy lạnh hấp thụ Single Effect và chƣơng trình tính toán bằng ngôn ngữ C#. Ngoài ra, luận văn đã nghiên cứu tính toán hiệu quả của biện pháp thu hồi nhiệt hơi phân ly bằng ejector nhằm mục tiêu tiết kiệm chi phí nhiên liệu. Qua việc đánh giá tính kinh tế của hệ thống, luận văn đã đƣa ra một số nhận định về điều kiện thực tế của Việt Nam khi ứng dụng các phƣơng án thu hồi nhiệt thải để cấp nhiệt cho máy lạnh hấp thụ. iv MỤC LỤC ĐỀ MỤC TRANG TRANG BÌA ............................................................................................................... i LỜI CẢM ƠN ............................................................................................................. ii TÓM TẮT LUẬN VĂN ............................................................................................ iii MỤC LỤC ................................................................................................................. iv DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ ................................................................................... vii DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU ............................................................................... ix MỞ ĐẦU .......................................................................................................................... 1 CHƢƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ THU HỒI NHIỆT THẢI............................................ 2 1.1 Nhiệt thải................................................................................................................ 2 1.2 Cơ sở lý thuyết về thu hồi nhiệt thải ....................................................................... 3 1.2.1 Điều kiện cần để thu hồi nhiệt thải .............................................................. 3 1.2.2 Đặc điểm nguồn nhiệt thải .......................................................................... 3 1.2.3 Khó khăn và nhƣợc điểm của hệ thống thu hồi nhiệt thải ............................ 4 1.3 Ví dụ về hệ thống tận dụng nhiệt thải...................................................................... 5 CHƢƠNG 2: TÌNH HÌNH SỬ DỤNG NĂNG LƢỢNG TẠI DOANH NGHIỆP ......... 6 2.1 Giới thiệu doanh nghiệp ........................................................................................ 6 2.2 Quy trình công nghệ sản xuất ................................................................................ 6 2.3 Đánh giá việc sử dụng các nguồn năng lƣợng ......................................................... 8 2.3.1 Tổng quát ................................................................................................... 8 2.3.2 Về các nguồn nhiệt thải ............................................................................. 14 2.4 Đặt vấn đề ............................................................................................................ 14 CHƢƠNG 3: LỰA CHỌN PHƢƠNG ÁN THU HỒI NHIỆT THẢI ĐỂ CUNG CẤP NƢỚC LẠNH ................................................................................................................ 15 3.1 Tính công suất nhiệt thu hồi.................................................................................. 15 3.1.1 Tính công suất nhiệt thu hồi của hơi phân ly ................................................ 15 3.1.2 Tính công suất nhiệt thu hồi của khói thải .................................................... 16 3.2 Phân tích, lựa chọn phƣơng án .............................................................................. 22 3.2.1 Phƣơng án 1 ................................................................................................ 22 3.2.2 Phƣơng án 2 ................................................................................................ 23 3.2.3 Phƣơng án 3 ................................................................................................ 24 3.2.4 Kết luận, lựa chọn phƣơng án thiết kế ......................................................... 25 CHƢƠNG 4: TÍNH TOÁN LỰA CHỌN MÁY LẠNH HẤP THỤ ............................. 26 4.1 Tổng quan về máy lạnh hấp thụ ............................................................................ 26 4.1.1 Sự khác biệt giữa máy lạnh hấp thụ và máy lạnh có máy nén hơi ................ 26 v 4.1.2 Nguyên lý làm việc của máy lạnh hấp thụ H2O – LiBr loại Single Effect .... 27 4.1.3 Lựa chọn máy lạnh hấp thụ ......................................................................... 28 4.2 Tính toán chu trình máy lạnh hấp thụ .................................................................... 28 4.2.1 Các công thức dùng để tính toán nhiệt động ................................................. 28 4.2.2 Các phƣơng trình cân bằng nhiệt và trình tự tính toán .................................. 36 CHƢƠNG 5: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ THIẾT BỊ THU HỒI NHIỆT THẢI ............ 44 5.1 Tính toán sơ đồ nhiệt ............................................................................................ 44 5.1.1 Tính lƣợng hơi trích bổ sung ........................................................................ 44 5.1.2 Tính lƣợng nƣớc qua các thiết bị thu hồi nhiệt ............................................. 47 5.2 Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly .......................................................................... 48 5.3 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải .............................................................................. 53 5.3.1 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 3.............................................. 53 5.3.2 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 4.............................................. 60 5.4 Thiết bị trao đổi nhiệt hơi bổ sung và bồn chứa nƣớc nóng: .................................. 65 5.5 Tính toán trở lực ................................................................................................... 72 5.5.1 Trở lực đƣờng nƣớc nóng của hệ thống ........................................................ 72 5.5.2 Trở lực đƣờng nƣớc nóng cung cấp cho MLHT ........................................... 76 5.5.3 Trở lực đƣờng nƣớc lạnh cung cấp cho công nghệ ....................................... 78 5.5.4 Trở lực đƣờng nƣớc giải nhiệt ...................................................................... 79 5.6 Chọn bơm............................................................................................................. 81 CHƢƠNG 6: ĐÁNH GIÁ HIỆU QUẢ KINH TẾ ........................................................ 82 6.1 Chi phí đầu tƣ và vận hành .................................................................................... 82 6.1.1 Chi phí đầu tƣ .............................................................................................. 82 6.1.2 Chi phí vận hành .......................................................................................... 82 6.1.3 Chi phí tiết kiệm đƣợc của hệ thống: ............................................................ 83 6.2 Tính toán lại phƣơng án ......................................................................................... 84 6.2.1 Chọn máy lạnh hấp thụ ................................................................................ 84 6.2.2 Tính toán các thiết bị thu hồi nhiệt thải ........................................................ 85 6.2.3 Chọn các thiết bị khác .................................................................................. 87 6.2.4 Tính toán lại chi phí ..................................................................................... 88 6.3 Nhận xét ................................................................................................................ 89 PHỤ CHƢƠNG: HỆ THỐNG EJECTOR HƠI ĐỂ THU HỒI NHIỆT LƢỢNG HƠI PHÂN LY ....................................................................................................................... 91 P.1 Tổng quan về ejector ............................................................................................. 91 P.2 Tính toán ejector ................................................................................................... 92 P.2.1 Cơ sở lý thuyết ............................................................................................ 92 P.2.2 Tính toán ejector.......................................................................................... 95 vi P.3 Nhận xét................................................................................................................ 98 KẾT LUẬN .................................................................................................................. 101 TÀI LIỆU THAM KHẢO .............................................................................................. 102 PHỤ LỤC 1 ................................................................................................................... 103 PHỤ LỤC 2 ................................................................................................................... 107 PHỤ LỤC 3 ................................................................................................................... 114 PHỤ LỤC 4 ................................................................................................................... 116 PHỤ LỤC 5 ................................................................................................................... 117 vii DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ Hình 2.1: Quy trình công nghệ sản xuất giày tại công ty Tae Kwang Vina .................. 6 Hình 2.2: Đồ thị phân bố tỉ lệ tiêu thụ điện năng của các thiết bị trong doanh nghiệp .. 8 Hình 2.3: Sơ đồ hệ thống cung cấp nƣớc lạnh cho công nghệ ...................................... 9 Hình 2.4: Lò hơi đốt dầu FO với hệ thống béc đốt quay ............................................ 10 Hình 2.5: Nguyên lý hoạt động của béc đốt quay ...................................................... 11 Hình 2.6: Sơ đồ hệ thống cung cấp nhiệt tại doanh nghiệp ........................................ 11 Hình 2.7: Bố trí đƣờng ống khói tại nhà lò ................................................................ 12 Hình 2.8: Bình góp hơi ............................................................................................. 12 Hình 2.9: Hơi phân ly không đƣợc thu hồi tại bồn nƣớc cấp ..................................... 14 Hình 3.1: Đồ thị xác định nhiệt độ đọng sƣơng của khói ........................................... 17 Hình 3.2: Phƣơng án 1 .............................................................................................. 22 Hình 3.3: Phƣơng án 2 .............................................................................................. 23 Hình 3.4: Phƣơng án 3 .............................................................................................. 24 Hình 4.1: Sơ đồ nguyên lý của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect ....................... 27 Hình 4.2: Sơ đồ khối của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect ................................ 36 Hình 4.3: Bình phát sinh ........................................................................................... 38 Hình 4.4: Bình ngƣng ............................................................................................... 39 Hình 4.5: Bình bốc hơi .............................................................................................. 39 Hình 4.6: Bình hấp thụ .............................................................................................. 40 Hình 4.7: Bộ trao đổi nhiệt ........................................................................................ 40 Hình 4.8: Giao diện chính của chƣơng trình .............................................................. 42 Hình 4.9: Giao diện “Thông số các điểm đặc trƣng” của chu trình ............................ 42 Hình 4.10: Đồ thị liên hệ giữa áp suất - nhiệt độ và nồng độ của dung dịch H2O - LiBr ................................................................................................................. 43 Hình 5.1: Sơ đồ nhiệt của phƣơng án ........................................................................ 44 Hình 5.2: Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly ............................................................... 48 Hình 5.3: Ngƣng tụ trong thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly ....................................... 49 Hình 5.4: Mặt sàng của thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly .......................................... 49 Hình 5.5: Đồ thị trao đổi nhiệt ở thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly ............................. 51 viii Hình 5.6: Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải................................................................... 53 Hình 5.7: Các kích thƣớc của ống cánh ..................................................................... 54 Hình 5.8: Đồ thị tra hiệu suất cánh ............................................................................ 56 Hình 5.9: Đồ thị trao đổi nhiệt của thiết bị thu hồi nhiệt khói thải ở lò hơi số 3 ......... 58 Hình 5.10: Đồ thị trao đổi nhiệt của thiết bị thu hồi nhiệt khói thải ở lò hơi số 4 ....... 63 Hình 5.11: Thiết bị trao đổi nhiệt của bồn nƣớc nóng................................................ 65 Hình 5.12: Bồn nƣớc nóng và nhiệt độ nƣớc khi hoạt động ....................................... 66 Hình 5.13: Quá trình hòa trộn trong bồn nƣớc nóng .................................................. 68 Hình 5.14: Đồ thị trao đổi nhiệt ở thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung ............................... 70 Hình 5.15: Sơ đồ đƣờng nƣớc nóng đi qua các thiết bị .............................................. 72 Hình 5.16: Trở lực cục bộ khi dòng chảy từ tiết diện nhỏ sang tiết diện lớn và ngƣợc lại .............................................................................................................................. 75 Hình P.1: Ejector ...................................................................................................... 91 Hình P.2: Quá trình giãn nở trong ejector ................................................................. 92 Hình P.3: Sự thay đổi áp suất và vận tốc trong ejector .............................................. 93 Hình P.4: Đồ thị i - s ................................................................................................. 97 Hình P.5: Sơ đồ hệ thống nhiệt tại Công ty Nikkico .................................................. 99 ix DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU Bảng 2.1: Thông số kỹ thuật các lò hơi đốt dầu FO .................................................. 13 Bảng 3.1: Thành phần dầu FO (%) ............................................................................ 16 Bảng 4.1 .................................................................................................................... 28 Bảng 5.1: Kết quả tính lƣợng hơi trích bổ sung ......................................................... 46 Bảng 5.2: Thông số chọn bơm ................................................................................... 81 Bảng 5.3: Thông số bơm của hệ thống ...................................................................... 81 Bảng 6.1: Thông số chọn bơm ................................................................................... 88 Bảng 6.2: Thông số bơm của hệ thống ...................................................................... 88 MỞ ĐẦU Cùng với sự phát triển của khoa học công nghệ thì nhu cầu về sử dụng năng lƣợng cũng ngày càng tăng. Hiện nay, con ngƣời vẫn phải dựa vào nguồn nhiên liệu hóa thạch (than, dầu, khí đốt…) để cung cấp năng lƣợng cho các hoạt động sản xuất, sinh hoạt… Do mức độ khai thác ngày càng gia tăng nên trong tƣơng lai sản lƣợng của các nguồn nhiên liệu trên sẽ giảm dần và cạn kiệt. Để đối phó với tình trạng này, con ngƣời không còn cách nào khác là phải có biện pháp sử dụng tiết kiệm các nguồn năng lƣợng hiện có và tìm ra các nguồn năng lƣợng mới để thay thế. Bên cạnh vấn đề về sản lƣợng, các nguồn nhiên liệu hóa thạch còn gây ra những tác động nguy hại đến môi trƣờng – vấn đề hiện nay đang trở thành mối quan tâm chung của toàn cầu. Hiện tƣợng nóng dần lên toàn cầu đã gây ra những tác động đến sinh thái, khí hậu và gây những hậu quả rất lớn mà nguyên nhân của nó phần lớn là do các khí nhà kính, một trong số đó phải kể đến khí CO2 – sản phẩm của quá trình đốt cháy các nguồn nhiên liệu hóa thạch. Một vấn đề cũng đáng quan tâm đó là sự biến động của giá nhiên liệu trên thị trƣờng hiện nay. Điều này ảnh hƣởng không nhỏ đến sản xuất và giá thành sản phẩm. Tại Việt Nam, việc ứng dụng những nguồn năng lƣợng mới vẫn còn gặp khó khăn. Do đó, nâng cao hiệu quả sử dụng và tiết kiệm năng lƣợng là mối quan tâm hàng đầu hiện nay. Nó không chỉ vì lợi ích của các doanh nghiệp, cá nhân mà còn vì lợi ích của cả quốc gia hay rộng hơn là cho toàn cầu. 2 CHƢƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ THU HỒI NHIỆT THẢI 1.1 Nhiệt thải Nhiệt thải là nguồn năng lƣợng ở dạng nhiệt năng đƣợc thải bỏ ra ngoài môi trƣờng sau một quá trình sử dụng năng lƣợng nào đó. Hiện nay có rất nhiều lĩnh vực cần đến các nguồn nhiệt năng để cung cấp năng lƣợng cho hoạt động sản xuất, do vậy có khả năng tồn tại một hoặc nhiều nguồn nhiệt thải đã bị lãng phí. Trong phạm vi của luận văn này, ta chỉ xét đến các nguồn nhiệt thải trong công nghiệp. Các nguồn nhiệt thải có thể chia thành 3 dạng: - Chất khí: khói thoát ra từ turbine khí hoặc động cơ đốt trong; khói thải từ lò hơi, lò nung gốm sứ, lò luyện kim, nấu thủy tinh… - Chất lỏng: nƣớc làm mát động cơ, làm mát thiết bị; nƣớc trong quá trình tạo hạt xỉ từ các lò công nghiệp… - Chất rắn: sản phẩm nóng cần đƣợc làm mát nhƣ clinke xi măng, vật sấy… Ý nghĩa: việc tận dụng các nguồn nhiệt thải một cách hiệu quả và hợp lý sẽ mang lại các lợi ích sau:  Tiết kiệm nhiên liệu: trong một quy trình sản xuất có thể có nhiều công đoạn cần đến nguồn nhiệt năng, do đó có thể tận dụng nhiệt thải của công đoạn này để cung cấp cho công đoạn khác nhằm giảm lƣợng tiêu hao nhiên liệu cung cấp cho toàn hệ thống. Điều này sẽ giúp doanh nghiệp có thể hạ giá thành sản phẩm, tăng khả năng cạnh tranh trên thị trƣờng.  Tăng tính kinh tế của hệ thống, khai thác tối đa năng suất làm việc của hệ thống so với trƣớc đây.  Góp phần bảo vệ môi trƣờng: việc giảm đi lƣợng tiêu hao nhiên liệu cũng đồng nghĩa với việc giảm lƣợng phát thải khí CO2, điều này không chỉ giúp bảo vệ cho môi trƣờng mà còn giúp cho doanh nghiệp tạo giá trị về mặt xã hội cho sản phẩm. 3 1.2 Cơ sở lý thuyết về thu hồi nhiệt thải 1.2.1 Điều kiện cần để thu hồi nhiệt thải Các nguồn nhiệt thải tuy rất đa dạng tuy nhiên không phải bất kỳ nguồn nhiệt thải nào cũng có khả năng thu hồi đƣợc. Khi xem xét khả năng tận dụng của một nguồn nhiệt thải nào đó cần quan tâm đến những yếu tố sau đây: - Nguồn nhiệt đó có đủ lƣợng cần thiết - Chất công tác có mức nhiệt độ đủ cao - Tính ổn định của nguồn nhiệt thải - Nhu cầu và khả năng bố trí thiết bị Một yếu tố quan trọng đó là sự tƣơng thích giữa cung và cầu trong các nhà máy, xí nghiệp… Mặc dù ở một số nơi có nguồn nhiệt thải rất lớn nhƣng hầu nhƣ lại không có quy trình công nghệ (QTCN) nào có nhu cầu tận dụng nguồn nhiệt đó hoặc do sự không đồng bộ giữa nguồn nhiệt thải và nhu cầu (khi có nhu cầu về nhiệt thì lại không có nguồn nhiệt thải và ngƣợc lại). Ngoài ra, các phƣơng án THNT cần phải đƣợc xem xét để tránh ảnh hƣởng đến hoạt động của hệ thống chính, hoạt động sản xuất của doanh nghiệp vì rõ ràng nếu không tận dụng nguồn nhiệt thải thì hoạt động sản xuất của doanh nghiệp vẫn diễn ra bình thƣờng. Việc bố trí thêm các thiết bị THNT là không thể tránh khỏi do đó cần phải quan tâm đến hiệu quả của việc đầu tƣ và khả năng tiết kiệm, thu hồi vốn của hệ thống THNT. 1.2.2 Đặc điểm nguồn nhiệt thải Khi xem xét các nguồn nhiệt thải cần lƣu ý đến các đặc điểm tính chất sau, để từ đó có thể đƣa ra những phƣơng án hợp lý. a) Đặc điểm nguồn nhiệt Tần xuất xuất hiện của nguồn nhiệt thải là liên tục, gián đoạn hay theo một chu kỳ nào đó. Tính ổn định của các thông số nhƣ lƣu lƣợng môi chất, nhiệt độ môi chất: có thay đổi đáng kể trong suốt quá trình sản xuất hay không, nếu thay đổi thì nên xem xét đến qui luật biến đổi và khoảng biến đổi. Nếu tần xuất và tính ổn định của nguồn nhiệt thấp thì không nên tận dụng nguồn nhiệt thải này. 4 b) Tính chất môi chất Mức nhiệt độ của môi chất: quyết định vật liệu của các thiết bị THNT. Nhiệt độ càng cao (thƣờng là khí thải hoặc khói thải) thì đòi hỏi vật liệu càng phải mắc tiền, do vậy có thể dẫn đến tính không kinh tế của hệ thống THNT. Một phƣơng pháp để khắc phục là hạ nhiệt độ của môi chất xuống bằng cách hòa trộn thêm không khí lạnh từ môi trƣờng vào. Nhiệt độ đọng sương: trong sản phẩm cháy luôn tồn tại một lƣợng SO2, nếu nhiệt độ khói hạ thấp, có thể gây nên hiện tƣợng đọng sƣơng tạo thành axit sunfuric H2SO4 gây ăn mòn thiết bị và đƣờng ống. Khi tận dụng nhiệt thải đồng thời ta đã giảm nhiệt độ của các môi chất, do đó cần quan tâm đến nhiệt độ đọng sƣơng của khói thải. Nhiệt độ này phụ thuộc vào hàm lƣợng lƣu huỳnh có trong nhiên liệu. Độ sạch: môi chất thải có lẫn tạp chất, bụi, tro… cũng dẫn đến ăn mòn hoặc bám bẩn vào các bộ trao đổi nhiệt làm giảm khả năng truyền nhiệt của thiết bị. Vì vậy cần có thêm phƣơng án bố trí các thiết bị làm sạch. Ngoài SO2 thì trong môi chất còn một số chất có khả năng gây ăn mòn các thiết bị trong hệ thống hoặc có khả năng trở thành dung môi gây ăn mòn, do đó cần phải phân tích kỹ các yếu tố này. 1.2.3 Khó khăn và nhƣợc điểm của hệ thống thu hồi nhiệt thải Các nguồn nhiệt thải thƣờng không liên tục, thêm vào đó là tính không đồng bộ của hệ thống chính và hệ thống sử dụng nhiệt thải. Những yếu tố này dẫn đến nguồn nhiệt thải có thể thiếu hoặc thừa so với nhu cầu, do đó phải cần thêm một nguồn nhiệt bổ sung hoặc cần có nguồn tích trữ nhiệt thải. Một số nguồn nhiệt thải có nhiệt độ thấp nên thiết bị thu hồi cần có kích thƣớc lớn, tốn kém vật tƣ và mắc tiền, choán mặt bằng lắp đặt. Các thiết bị thu hồi lại không có sẵn trên thị trƣờng nên phải chế tạo đơn chiếc do đó giá thành cũng sẽ cao. Hệ thống THNT luôn có sự tác động ngƣợc tới hệ thống chính nhƣ: Làm tăng trở lực của hệ thống do phải bố trị các thiết bị thu hồi nhiệt. Vì vậy phải tính toán cụ thể để đánh giá, nếu nhƣ trở lực lớn cần phải lắp đặt thêm bơm, quạt phụ trợ. Bám bẩn ở các thiết bị thu hồi do đó cần có giải pháp vệ sinh, bảo dƣỡng. 5 Hệ thống THNT ứng dụng cho từng xí nghiệp, nhà máy… với các đặc điểm riêng biệt và sơ đồ cụ thể khác nhau, do đó khó có thể triển khai nhân rộng. Luôn bị xem là đối tƣợng thứ yếu nên vẫn chƣa đƣợc sự quan tâm của các doanh nghiệp, tổ chức. 1.3 Ví dụ về hệ thống tận dụng nhiệt thải Tận dụng nhiệt khí thải lò nung clinker phát điện ở Nhà máy xi măng Hà Tiên 2. Nguyên lý hoạt động của hệ thống: khí thải từ lò quay có nhiệt độ từ 350 – 3800C đƣợc dẫn vào nồi hơi thực hiện trao đổi nhiệt tạo ra hơi quá nhiệt. Dùng hơi quá nhiệt quay turbine dẫn động máy phát điện. Phần khí sau khi đã qua trao đổi nhiệt còn khoảng 2300C đƣợc đƣa về sấy liệu cho máy nghiền bột sống. Khi lò nung hoạt động bình thƣờng với công suất 3.000 tấn clinker/năm, nhà máy phát đƣợc 3 MW điện. Ngoài hiệu quả chính là thu hồi lƣợng nhiệt thải từ lò nung để phát điện làm giảm chi phí tiêu thụ điện năng, hệ thống thu hồi nhiệt thải còn có những tác dụng phụ tích cực nhƣ: Hệ thống đã hấp thụ nhiệt và chuyển thành điện năng, làm giảm nhiệt độ ở đầu vào của các thiết bị thuộc công đoạn phía sau giúp các thiết bị hoạt động ổn định hơn, giảm hƣ hỏng, tăng tuổi thọ máy nghiền bột sống, quạt gió KK15- KM02, lọc bụi tĩnh điện. Do nhiệt độ hạ xuống thấp làm hiệu suất của lọc bụi điện tăng, góp phần giảm ô nhiễm môi trƣờng một cách gián tiếp. Lƣợng bụi thu hồi đƣợc tại nồi hơi khoảng 10-15 tấn/giờ đƣa trực tiếp vào silo tồn trữ cũng góp phần vào việc tăng công suất máy nghiền. Nguồn điện tiếp nhận tại thanh cái có chất lƣợng cao vì máy phát đƣợc điều chỉnh với hệ số công suất xấp xỉ 0,95. Máy phát tận dụng khí thải của Nhà máy xi măng Hà Tiên 2, hoàn toàn không sử dụng dầu làm nguồn năng lƣợng sinh công, do đó không thải khí đốt ra môi trƣờng, đây là hệ thống sạch và xanh. 6 CHƢƠNG 2: TÌNH HÌNH SỬ DỤNG NĂNG LƢỢNG TẠI DOANH NGHIỆP 2.1 Giới thiệu doanh nghiệp Tên công ty CÔNG TY TNHH TAE KWANG VINA Địa chỉ KCN Biên Hòa II, thành phố Biên Hòa, tỉnh Đồng Nai Sản phẩm chính Giày thể thao Sản lƣợng sản phẩm năm 2007 8.471.323 (đôi giày) Điện năng tiêu thụ trung bình 141.661 kWh trong ngày Tổng chi phí năng lƣợng Năm 2006: 4.713.278 ($) Năm 2007: 4.257.714 ($) Tổng doanh thu Năm 2006: 163.769.775 ($) Năm 2007: 141.549.818 ($) Số lƣợng công nhân 12.717 (ngƣời) Thời gian làm việc trong ngày 24/24 Số ngày hoạt động 290 (ngày/năm) 2.2 Quy trình công nghệ sản xuất Hình 2.1: Quy trình công nghệ sản xuất giày tại công ty Tae Kwang Vina Nguyên liệu Trộn, cán, lát tấm Cắt, ép đế Nguyên liệu Cắt, may, ghép Lắp ghép Thành phẩm Điện Nhiệt Điện Nhiệt Điện Nhiệt Điện 7 Trong số các công đoạn thì có thể xem công đoạn ép đế giày tiêu hao nhiều năng lƣợng nhất. Do ở công đoạn này, cần phải sử dụng hơi để gia nhiệt cho khuôn ép và sau đó dùng nƣớc lạnh đƣợc cung cấp từ các chiller để làm nguội khuôn. Quá trình nâng, giữ và hạ khuôn đƣợc thực hiện nhờ vào hệ thống bơm thủy lực. Trong công đoạn ép phylon có 2 quy trình ép: ép nóng và ép lạnh trên 1 máy, ép nóng và ép lạnh trên 2 máy. Ép nóng và ép lạnh trên cùng 1 máy: + Giai đoạn ép nóng: 12 phút(1550C). + Giai đoạn ép lạnh: đầu tiên giải nhiệt bằng nƣớc thƣờng trong 3 phút, kế đến giải nhiệt bằng nƣớc lạnh trong 12 phút. Ép nóng và ép lạnh trên 2 máy khác nhau: + Ép nóng: 10 phút(1550C). Sau đó mang khuôn sang máy làm lạnh. + Ép lạnh: 10 phút (giải nhiệt bằng nƣớc lạnh). Ở xƣởng phylon có 72 máy ép theo quy trình ép nóng và ép lạnh trên cùng 1 máy và 72 máy ép theo quy trình ép nóng và ép lạnh trên 2 máy khác nhau. Đối với hệ thống khuôn ép tại xƣởng phylon pressing, công đoạn sấy nóng và làm lạnh trên cùng 1 đế khuôn gây ra một số bất lợi sau : + Tiêu tốn năng lƣợng để hạ đế khuôn từ 1550C xuống dƣới 300C và ngƣợc lại. + Các van đóng mở tự động lâu ngày sẽ bị rò rỉ dẫn đến hơi nóng xâm nhập vào đƣờng nƣớc lạnh và ngƣợc lại làm tăng lƣợng dầu tiêu thụ cho lò hơi và tăng lƣợng điện năng vận hành cho chiller. + Thời gian làm nguội và sấy nóng kéo dài hơn và cần công đoạn làm nguội trung gian bằng nƣớc thƣờng. Do đó hiện nay, doanh nghiệp đang cải thiện hệ thống ép để đƣa toàn bộ quy trình ép theo quy trình ép nóng và ép lạnh trên 2 máy khác nhau. 8 2.3 Đánh giá việc sử dụng các nguồn năng lƣợng 2.3.1 Tổng quát 2.3.1.1 Điện năng Điện năng tiêu thụ chủ yếu đƣợc sử dụng cho các thiết bị nhƣ: - Thiết bị, máy móc của dây chuyền sản xuất trong đó phần lớn là điện năng cung cấp cho hệ thống thủy lực, hệ thống khí nén, quạt thông gió và các máy may. - Water chiller để cung cấp nƣớc lạnh - Chiếu sáng Hình 2.2: Đồ thị phân bố tỉ lệ tiêu thụ điện năng của các thiết bị trong doanh nghiệp Do doanh nghiệp không có bảng thống kê công suất của các thiết bị khác nhƣ bơm thủy lực, máy nén, quạt thông gió, máy may… nên không thể lập đƣợc biểu đồ tiêu thụ điện năng chi tiết của các thiết bị này mà chỉ có thể đánh giá tổng quát. Nhƣng nhìn chung công suất tiêu thụ của hệ thống chiller chiếm một tỷ trọng lớn trong các thiết bị tiêu thụ điện năng của doanh nghiệp. Hệ thống chiller cung cấp nước lạnh: bao gồm 8 chiller cung cấp 2 khu vực chính đó là khu phylon và khu cup insole. Sơ đồ hệ thống cung cấp nƣớc lạnh đƣợc trình bảy ở hình 2.3 23% 3% 74% Chiller Chiếu sáng Khác 9 cooled water tank <30oC <30oC <30oC <30oC <30oC <30oC<30oC <30oC <30oC condensor evaporatorcompressor cooling tower base plate base plate base plate Hình 2.3: Sơ đồ hệ thống cung cấp nước lạnh cho công nghệ Năng suất lạnh của một chiller là 579 kW. Nhiệt độ nƣớc lạnh cung cấp cho QTCN là 20 0 C. Nhiệt độ khuôn sau khi giải nhiệt có yêu cầu là dƣới 300C. Hệ số COP của các chiller: + Chiller 2(Hitachi) : COP = 2.7. + Chiller 3(Hitachi) : COP = 4.7. + Chiller 4(Century) : COP = 3.4. + Chiller 5(Century) : COP = 4.1. + Chiller 6(Century) : tại thời điểm khảo sát không hoạt động. + Chiller 8(Century): COP = 1.7. + Chiller 1(Century) : COP = 4.6. + Chiller 7(Century) : COP = 5.2. Hầu hết các chiller đều có hệ số COP cao, trừ hai chiller số 2 và chiller số 8. Hệ số COP thấp dẫn đến các chiller tiêu thụ điện năng cao hơn làm tăng lƣợng điện năng tiêu thụ. Nguyên nhân có thể do bình ngƣng bị bám bẩn làm cho hệ thống nƣớc giải nhiệt hoạt động kém. 10 2.3.1.2 Nhiệt năng Hệ thống lò hơi cung cấp nhiệt năng bao gồm 6 lò hơi. Trong đó, nhiệt năng cho quy trình sản xuất chủ yếu do 4 lò hơi đốt dầu FO cung cấp (thông số cụ thể trình bày ở bảng 2.1). Các lò hơi này sử dụng hệ thống béc đốt quay để tán sƣơng dầu FO. Dầu FO thƣờng có độ nhớt khá lớn do vậy trƣớc khi đƣa vào hệ thống đốt của lò hơi cần phải hâm nóng dầu để giảm độ nhớt của nó tuy nhiên hiệu suất đốt lúc này vẫn chƣa cao. Do vậy, dùng béc đốt quay để tán sƣơng dầu là một trong những phƣơng pháp nhằm nâng cao hiệu suất của lò hơi. Hình 2.4: Lò hơi đốt dầu FO với hệ thống béc đốt quay Nguyên lý của tán sƣơng dầu bằng béc quay đƣợc thể hiện trên hình 2.5. Nhờ vào lực ly tâm của cốc quay làm bắn nhỏ các hạt dầu sau đó kết hợp với dòng không khí có tốc độ cao khi đi qua các ống tăng tốc (ống phun) sẽ tán mịn các hạt dầu với kích thƣớc đồng nhất tạo điều kiện tốt nhất cho quá trình cháy. Dầu đƣợc đƣa đến cốc quay qua đƣờng ống cấp là một trục rỗng, cốc quay có tiết diện lớn dần để các hạt dầu đƣợc bắn vào buồng đốt. Quạt ly tâm cung cấp gió và cốc quay đƣợc dẫn động bằng động cơ qua bộ truyền đai. 11 Hình 2.5: Nguyên lý hoạt động của béc đốt quay Sơ đồ hệ thống nhiệt: Hình 2.6: Sơ đồ hệ thống cung cấp nhiệt tại doanh nghiệp Động cơ Đƣờng ống cấp dầu Cốc quay Đƣờng gió cấp Quạt ly tâm Ống phun Đƣờng gió chính Bộ truyền đai 12 Hệ thống nhiệt cấp cho QTCN nhƣ đã nói gồm bốn lò hơi đốt dầu FO dùng chung một bồn nƣớc cấp. Hơi mới sinh ra đƣợc đƣa vào bình góp hơi và phân phối cho các cụm máy. Đƣờng ống khói sau mỗi lò sẽ đƣợc góp chung và thải ra ngoài. Trong số bốn lò hơi đốt dầu FO thì lò số 2 dùng để chạy dự phòng. Còn lại lò số 3 và số 4 dùng để đáp ứng phụ tải nền, lò số 1 dùng để đáp ứng phụ tải đỉnh. Theo bảng 2.1, các lò hơi FO số 1, 4 và lò hơi DO số 2 có chế độ đốt chƣa tối ƣu. Lƣợng không khí thừa của các lò dao động từ 41,6% đến 137%. Lƣợng không khí thừa quá nhiều làm cho lƣợng nhiên liệu tiêu hao nhiều hơn và hiệu suất của lò hơi bị giảm. Hình 2.7: Bố trí đường ống khói tại nhà lò Hình 2.8: Bình góp hơi 13 Bảng 2.1: Thông số kỹ thuật các lò hơi đốt dầu FO Lò hơi Lò hơi 1, FO Lò hơi 2, FO Lò hơi 3, FO Lò hơi 4, FO Loại lò hơi Ống lò, ống lửa Ống lò, ống lửa Ống lò, ống lửa Ống lò, ống lửa Số lƣợng 01 01 01 01 Công suất thiết kế (kg/hr) 7.000 5.000 8.000 5.000 Loại nhiên liệu FO FO FO FO Thời gian vận hành (h/năm) 6.960 Dự phòng 6.960 6.960 Năm sản xuất 1999 2002 2000 Áp suất hơi đầu ra (bar) 7 – 7,7 7 – 7,7 7 – 7,7 Nhiệt độ hơi đầu ra ( o C) 170 - 174 170 - 174 170 - 174 Nhiệt độ nƣớc cấp (oC) 72 72 72 Nhiệt độ khói thải (oC) 230 253 224 Nhiệt độ thân lò ( o C) 42 41 42 Nhiệt độ đuôi lò ( o C) 69 72 64 Số lần xả đáy (lần/ngày) 3 3 3 Lƣu lƣợng xả đáy (lít) 80 - 120 80 - 120 80 - 120 Phân tích khói thải O2(%) : 12,13 CO2(%) : 6,67 SO2(ppm) : 713 Ex-air(%) : 137 O2(%) : 1,45 CO2(%) : 14,7 SO2(ppm) : 1700 Ex-air(%) : 7,4 O2(%) : 8,8 CO2(%) : 9,81 SO2(ppm) : 1034 Ex-air(%) : 72,1 14 2.3.2 Về các nguồn nhiệt thải Khói thải: nhiệt độ khói thải của các lò hơi còn cao, dao động từ 2240C đến 253 0C đối với lò hơi đốt FO và 1830C đối với lò hơi đốt DO. Nhiệt khói thải cao thải ra ngoài vừa giảm hiệu suất của lò hơi vừa ảnh hƣởng đến môi trƣờng. Do lò hơi đốt dầu FO số 3 và số 4 dùng để chạy tải nền nên nguồn nhiệt khói thải của hai lò hơi này khá ổn định. Hơi phân ly: lƣợng hơi phân ly tại bồn nƣớc cấp không đƣợc thu hồi dẫn đến tổn thất năng lƣợng và một phần lƣợng nƣớc ngƣng. Hình 2.9: Hơi phân ly không được thu hồi tại bồn nước cấp 2.4 Đặt vấn đề Song song với nhu cầu sử dụng nhiệt thì trong quy trình sản xuất vẫn có nhu cầu sử dụng nƣớc lạnh. Nhƣ vậy, nguồn nhiệt thải và nhu cầu nƣớc lạnh hoàn toàn tƣơng thích với nhau dẫn đến khả năng có thể tận dụng nguồn nhiệt thải để sản xuất nƣớc lạnh. Hiện nay, với sự phát triển của khoa học công nghệ, máy lạnh hấp thụ (MLHT) ngày càng có hiệu suất cao, hoạt động ổn định và tin cậy hơn. Do đó, giải pháp đƣa ra là tận dụng nhiệt thải từ khói và hơi phân ly để chạy MLHT cung cấp nƣớc lạnh cho sản xuất nhằm giảm chi phí cho điện năng. 15 CHƢƠNG 3: LỰA CHỌN PHƢƠNG ÁN THU HỒI NHIỆT THẢI ĐỂ CUNG CẤP NƢỚC LẠNH 3.1 Tính công suất nhiệt thu hồi Nhƣ đã phân tích, trong số ba lò hơi đốt dầu FO đang hoạt động thì chỉ có hai lò hơi số 3 và số 4 là chạy tải nền (24/24) còn lò hơi số 1 thì chỉ phục vụ cho nhu cầu tải đỉnh. Lò hơi đốt dầu DO chỉ phục vụ cho nhu cầu nƣớc nóng và dự phòng. Nhƣ vậy, đối với nguồn nhiệt là khói thải thì ta chỉ quan tâm đến lò hơi FO số 3 và số 4 còn nguồn nhiệt do hơi phân ly thì do tất cả nƣớc ngƣng đều góp chung vào bồn chứa nƣớc cấp nên ta cần phải xét thêm lƣợng hơi do lò số 1 cung cấp. 3.1.1 Tính công suất nhiệt thu hồi của hơi phân ly Để đạt hiệu suất cao nhất thì lò hơi số 3 và số 4 đƣợc vận hành ở mức sản lƣợng hơi kinh tế, còn lò hơi số 1 chỉ đáp ứng nhu cầu tải đỉnh nên xem nhƣ vận hành ở chế độ 30% tải. Dkt = (0,8 ÷ 0,9)Dđm Nhƣ vậy, sản lƣợng hơi do các lò hơi sinh ra là: DLH1 = 0,3.7000 = 2100 kg/h DLH3 = 0,85.8000 = 6800 kg/h DLH4 = 0,85.5000 = 4250 kg/h Sản lƣợng hơi tổng: D = DLH1 + DLH3 + DLH4 = 2100 + 6800 + 4250 = 13150 kg/h Lƣợng hơi này sau khi cấp nhiệt cho QTCN sẽ ngƣng tụ thành nƣớc ngƣng ở áp suất tƣơng ứng. Giả sử bỏ qua các tổn thất do rò rỉ hơi, tổn thất nƣớc ngƣng thì lƣợng hơi tổng cũng chính là lƣợng nƣớc ngƣng. Nhiệt độ hơi yêu cầu cho QTCN là 1550C nên nƣớc ngƣng cũng có nhiệt độ 155 0 C, chọn tổn thất từ các máy ép đến bồn nƣớc cấp khoảng 5%. Nhƣ vậy nhiệt độ nƣớc ngƣng là 155.(1-0,05) ≈ 147 0C. Khi nƣớc ngƣng ở 1470C (tƣơng ứng với áp suất khoảng 4,4 bar) trở về bồn nƣớc cấp sẽ xảy ra hiện tƣợng phân ly hơi do áp suất trong bồn nƣớc cấp là 1 bar. 16 Tra bảng nƣớc và hơi nƣớc bão hòa, ta có: Ở 4,4 bar: i’4,4 = 619,8 kJ/kg Ở 1 bar: i’1 = 417,4 kJ/kg i”1 = 2675 kJ/kg Ta có phƣơng trình cân bằng năng lƣợng và cân bằng chất là: 4,4 h 1 n 1 h n D.i ' D .i '' D .i ' D D D Với D = 13150: lƣợng nƣớc ngƣng (kg/h) Dh: lƣợng hơi phân ly (kg/h) Dn: lƣợng nƣớc ngƣng còn lại vào bồn nƣớc cấp (kg/h) Thay các giá trị i’4,4 , i’1 và i”1 , giải hệ phƣơng trình trên ta đƣợc: h n D 1179kg / h D 11971kg / h Nếu ta tận dụng nhiệt năng của lƣợng hơi phân ly này thì công suất nhiệt thu hồi đƣợc là: h h 1 1 1179 Q D .(i" i ' ) (2675 417,4) 739,36kW 3600 3.1.2 Tính công suất nhiệt thu hồi của khói thải Thành phần dầu FO: Bảng 3.1: Thành phần dầu FO (%) C l H l O l N l S l A l W l 83 10,4 0,7 0 2,8 0,1 3 Thông số khói: Nhiệt độ khói vào thiết bị: Ở lò hơi số 3: 2530C Ở lò hơi số 4: 2400C Nhiệt độ không khí ở lò hơi số 4 cao hơn trong bảng 2.1 là do đã hiệu chỉnh hệ số không khí thừa từ 1,72 xuống 1,15 để đảm bảo chế độ đốt tối ƣu. 17 Chọn nhiệt độ khói thải ra khỏi thiết bị thu hồi nhiệt thải phải lớn hơn nhiệt độ đọng sƣơng của khói. Nhiệt độ đọng sƣơng của khói phụ thuộc vào hàm lƣợng lƣu huỳnh có trong dầu FO. Hình 3.1: Đồ thị xác định nhiệt độ đọng sương của khói Dựa vào đồ thị ta xác định đƣợc nhiệt độ đọng sƣơng của khói ứng với hàm lƣợng lƣu huỳnh 2,8% là 1350C. Tuy nhiên, để tránh hiện tƣợng hơi nƣớc ngƣng tụ kết hợp với oxít lƣu huỳnh trong khói thải tạo thành axit ăn mòn các bề mặt trao đổi nhiệt của thiết bị khi lò hơi vận hành non tải nên chọn nhiệt độ khói thải ra khỏi thiết bị tận dụng nhiệt thải là 1700C. Tính lƣợng tiêu hao nhiên liệu: Nhiệt trị thấp của nhiên liệu: l l l l l l tQ 339.C 1030.H 109.(O S ) 25W 339.83 1030.10,4 109(0,7 2,8) 25.3 39002,9kJ / kgnl Nhiệt vật lý của nhiên liệu (do hâm dầu FO): Qnl = Cnl.tnl Trong đó: l l k nl nl 100 W W C C 4,186 100 100 tnl = 90 0 C Đƣờng cong S chuyểnh thành SO3 Điểm đọng sƣơng của nƣớc tinh khiết %S chứa trong nhiên liệu N h iệ t đ ộ đ ọ n g s ƣ ơ n g , 0 C Điểm đọng sƣơng của khói 18 Đối với dầu: k nl nlC 1,74 0,0025.t 1,74 0,0025.90 1,965 Suy ra: nl 100 3 3 C 1,965 4,186 2,032 100 100 Qnl = 2,032.90 = 182,88 kJ/kgnl Nhiệt lƣợng đƣa vào buồng lửa: l dv t nlQ Q Q 39002,9 182,88 39185,78kJ / kgnl Thông số hơi và nước xả đáy Từ bảng 2.1, ta có: - Áp suất tuyệt đối của hơi: 8 ÷ 8,7 bar - Nhiệt độ nƣớc cấp: 720C - Lƣợng nƣớc xả đáy: 80 ÷ 120 lít / lần Chọn áp suất trung bình của hơi là: 0,5.(8 + 8,7) = 8,35 bar Tra bảng thông số nhiệt động của nƣớc và hơi nƣớc, ta đƣợc: i” = 2770,75 kJ/kg i’ = 728,565 kJ/kg inc = 301,878 kJ/kg Chọn lƣợng nƣớc xả trung bình là: 0,5.(80 + 120) = 100 lít / lần Lƣợng xả đáy trong 1 ngày là: 100.3 = 300 lít / ngày = 12,5 lít / h Tra bảng thông số vật lý của nƣớc trên đƣờng bão hòa, ở áp suất 8,35 bar: ρ = 895,18 kg/m3 Suy ra khối lƣợng nƣớc xả đáy: Dx = 12,5.10 -3 .895,18 = 11,19 kg/h Nhiệt lƣợng hữu ích sinh hơi là: x dv nc nc D D .Q (i ' i ) (i ' i ) B B Đối với lò hơi đốt dầu FO, hiệu suất vào khoảng η = 85% 19 Suy ra lƣợng tiêu hao nhiên liệu là: nc x nc dv D(i ' i ) D (i ' i ) B .Q Ứng với sản lƣợng hơi của lò số 3 và số 4, ta có: DLH3 = 6800 kg/h 3 6800.(2770,75 301,878) 11,19.(728,565 301,878) B 0,85.39185,78 504,2kg / h DLH4 = 4250 kg/h 4 4250.(2770,75 301,878) 11,19.(728,565 301,878) B 0,85.39185,78 315,2kg / h Tính thể tích khói thải: Thể tích khí 3 nguyên tử: 2 l l RO 3 V 0,0187.(C 0,375.S ) 0,0187.(83 0,375.2,8) 1,572m / kgnl Thể tích không khí lý thuyết: 0 l l l l kk 3 V 0,089.(C 0,375.S ) 0,265.H 0,033.O 0,089.(83 0,375.2,8) 0,265.10,4 0,033.0,7 10,213m / kgnl Thể tích nitơ lý thuyết: 2 0 0 l N kk 3 V 0,79.V 0,008.N 0,79.10,213 0,008.0 8,068m / kgnl Thế tích hơi nƣớc lý thuyết: 2 0 l l 0 H O kk 3 V 0,112.H 0,0124.W 0,0161.V 0,112.10,4 0,0124.3 0,0161.10,213 1,366m / kgnl 20 Lƣợng khói thải lý thuyết: 2 2 2 0 0 0 k RO N H O 3 V V V V 1,572 8,068 1,366 11,006m / kgnl Nhiệt khói thải của lò hơi số 3 Đối với lò hơi số 3, có hệ số không khí thừa α = 1,074 Lƣợng khói thải thực: 0 0 k k kk 3 V V 1,0161.( 1).V 11,006 1,0161.(1,074 1).10,213 11,774m / kgnl Xác định nhiệt dung riêng trung bình của khói 2 2 0 0 H O H O kk 3 V V 0,0161.( 1)V 1,366 0,0161.(1,074 1).10,213 1,378m / kgnl 2 2 H O H O k V 1,378 r 0,117 V 11,774 2 2 0 0 N N kk 3 V V 0,79.( 1)V 8,068 0,79.(1,074 1).10,213 8,665m / kgnl 2 2 N N k V 8,665 r 0,736 V 11,774 2 2 RO RO k V 1,572 r 0,134 V 11,774 2 2 2 2O H O N RO r 1 r r r 1 0,117 0,736 0,134 0,013 Nhiệt độ trung bình của khói thải ở lò số 3: 0 tb 170 253 t 211,5 C 2 Từ nhiệt độ trung bình ta tìm đƣợc nhiệt dung riêng trung bình của từng loại khí trong khói: 2 3 0 H OC 1,526kJ / m . C 2 3 0 NC 1,303kJ / m . C 21 2 3 0 ROC 1,8kJ / m . C 2 3 0 OC 1,347kJ / m . C k i i 3 0 C rC 0,117.1,526 0,736.1,303 0,134.1,8 0,013.1,347 1,396kJ / m . C Nhiệt thải của lò hơi số 3: k3 k 3 k k k 504,2 Q V B C (t ' t" ) 11,774. .1,396(253 170) 3600 191,07kW Nhiệt khói thải của lò hơi số 4 Tính toán tƣơng tự với α = 1,15 Lƣợng khói thải thực: 0 0 k k kk 3 V V 1,0161.( 1).V 11,006 1,0161.(1,15 1).10,213 12,563m / kgnl Xác định nhiệt dung riêng trung bình của khói: 2 2 0 0 H O H O kk 3 V V 0,0161.( 1)V 1,366 0,0161.(1,15 1).10,213 1,391m / kgnl 2 2 H O H O k V 1,391 r 0,111 V 12,563 2 2 0 0 N N kk 3 V V 0,79.( 1)V 8,068 0,79.(1,15 1).10,213 9,278m / kgnl 2 2 N N k V 9,278 r 0,739 V 12,563 2 2 RO RO k V 1,572 r 0,125 V 12,563 2 2 2 2O H O N RO r 1 r r r 1 0,111 0,739 0,125 0,025 Nhiệt độ trung bình của khói thải ở lò số 4: 0 tb 170 240 t 205 C 2 22 Từ nhiệt độ trung bình ta tìm đƣợc nhiệt dung riêng trung bình của từng loại khí trong khói: 2 3 0 H OC 1,525kJ / m . C 2 3 0 NC 1,303kJ / m . C 2 3 0 ROC 1,797kJ / m . C 2 3 0 OC 1,346kJ / m . C k i i 3 0 C rC 0,111.1,525 0,739.1,303 0,125.1,797 0,025.1,346 1,39kJ / m . C Nhiệt thải của lò hơi số 4: k4 k 4 k k k 315,2 Q V B C (t ' t" ) 12,563. .1,39(240 170) 3600 107,03kW Tổng công suất nhiệt tận dụng đƣợc là: Qtd = Qh + Qk3 + Qk4 = 739,36 + 191,07 + 107,03 = 1037,46 kW 3.2 Phân tích, lựa chọn phƣơng án 3.2.1 Phƣơng án 1 Hình 3.2: Phương án 1 23 Sử dụng hai thiết bị trao đổi nhiệt để tận dụng nhiệt thải của khói thải và hơi phân ly nhằm cung cấp nƣớc nóng có nhiệt độ 900C cho MLHT. Phƣơng án này tận dụng toàn bộ công suất nguồn nhiệt thải có sẵn để sản xuất nƣớc lạnh. Với công suất nhiệt tận dụng là Qtd = 1037,46 kW; hệ số COP của MLHT loại Single Effect cấp nhiệt bằng nƣớc nóng vào khoảng 0,75, ta có năng suất lạnh là Q0 = 1037,46.0,75 ≈ 778 kW. Năng suất lạnh này đáp ứng đƣợc 134% năng suất lạnh của một chiller (579 kW), nhƣ vậy ta có thể dừng hoạt động một chiller để giảm điện năng tiêu thụ. Ưu điểm: đơn giản, vốn đầu tƣ ít. Nhược điểm: phƣơng án này chỉ dùng một thiết bị trao đổi nhiệt để tận dụng nhiệt của khói thải lò hơi, do đó khi có sự cố xảy ra ở bất kỳ lò hơi nào thì sẽ dẫn đến thiếu nguồn nhiệt cung cấp cho MLHT. Thêm vào đó nguồn nhiệt thải này khó đáp ứng nhu cầu tải khi khởi động vì khi đó hệ thống vẫn chƣa sản xuất nên chƣa có nguồn hơi phân ly. 3.2.2 Phƣơng án 2 Hình 3.3: Phương án 2 24 Sử dụng hai thiết bị trao đổi nhiệt riêng biệt cho hai lò hơi để tận dụng nhiệt của khói thải. Khi có sự cố ở bất kỳ lò hơi nào, ta đóng các van nƣớc tƣơng ứng trƣớc các thiết bị trao đổi nhiệt, công suất nhiệt bị thiếu sẽ đƣợc bổ sung bằng hơi trích từ ống góp. Phƣơng án này khắc phục đƣợc các nhƣợc điểm của phƣơng án 1 nên hệ thống vận hành ổn định hơn. Tuy nhiên do phải có thêm thiết bị trao đổi nhiệt nên chi phí sẽ cao hơn. Ngoài ra, năng suất lạnh cung cấp ở phƣơng án này vẫn giống nhƣ phƣơng án một (dƣ 34%) do vậy chỉ có khả năng dừng hoạt động một chiller. 3.2.3 Phƣơng án 3 Hình 3.4: Phương án 3 Từ hai phƣơng án đầu tiên ta thấy công suất nguồn nhiệt thải lớn hơn so với công suất nhiệt cần thiết cấp cho MLHT có năng suất lạnh thay thế cho một chiller. Do đó, ở phƣơng án này ta dùng hơi trích tăng công suất nhiệt cấp cho MLHT để thay thế cho hai chiller. Chi phí đầu tƣ và vận hành do vậy sẽ tăng lên nhƣng do thay thế đƣợc cho hai chiller nên lƣợng tiêu thụ điện năng sẽ giảm đi đáng kể. Về sơ đồ thì phƣơng án 3 giống phƣơng án 2 nhƣng lúc này thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung sẽ làm việc liên tục. 25 3.2.4 Kết luận, lựa chọn phƣơng án thiết kế Qua ba phƣơng án đã nêu, ta thấy phƣơng án 3 mặc dù có chi phí đầu tƣ và vận hành cao hơn nhƣng khả năng tiết kiệm điện năng so với 2 phƣơng án đầu tiên là lớn hơn nhiều. Hơn nữa, phƣơng án 3 cũng đã tận dụng tối đa công suất nguồn nhiệt thải và vận hành ổn định hơn. Do vậy, phƣơng án 3 là phƣơng án tối ƣu. 26 CHƢƠNG 4: TÍNH TOÁN LỰA CHỌN MÁY LẠNH HẤP THỤ 4.1 Tổng quan về máy lạnh hấp thụ 4.1.1 Sự khác biệt giữa máy lạnh hấp thụ và máy lạnh có máy nén hơi Điểm khác nhau cơ bản giữa MLHT và máy lạnh có máy nén hơi là năng lƣợng sử dụng và loại môi chất làm việc. Máy lạnh có máy nén hơi sử dụng cơ năng mà thông thƣờng là do điện năng chuyển hóa thành, trong khi đó MLHT sử dụng nhiệt năng làm năng lƣợng đầu vào. Đối với những nơi có điều kiện thuận lợi nhƣ có sẵn nguồn nhiệt năng hoặc nhiệt thải thì việc sử dụng MLHT sẽ là một giải pháp năng lƣợng hiệu quả. Trong MLHT, môi chất làm việc là dung dịch đƣợc trộn lẫn từ hai chất thuần khiết khác nhau. Hai chất này phải có nhiệt độ sôi khá cách biệt nhau khi ở cùng điều kiện áp suất và phải đảm bảo không tác dụng hóa học với nhau, chất nào có nhiệt độ sôi thấp hơn thì sẽ đóng vai trò là tác nhân lạnh, chất còn lại là chất hấp thụ. Hiện nay, hai dung dịch đƣợc sử dụng phổ biến trong MLHT là NH3 – H2O và H2O – LiBr. Trong dung dịch NH3 – H2O, thì NH3 đóng vai trò là tác nhân lạnh còn H2O là chất hấp thụ, dung dịch này đƣợc sử dụng khi nhiệt độ cần làm lạnh dƣới 00C. Đối với dung dịch H2O – LiBr, thì H2O đóng vai trò là tác nhân lạnh còn LiBr là chất hấp thụ, dung dịch này đƣợc sử dụng khi nhiệt độ cần làm lạnh lớn hơn 00C. Môi chất H2O – LiBr còn có đặc điểm là hoàn toàn không gây ra bất cứ mối nguy hại nào cho môi trƣờng, thêm vào đó MLHT H2O – LiBr loại Single Effect có áp suất làm việc thấp hơn áp suất khí quyển nên không có sự rò rỉ chất làm việc ra môi trƣờng. Tùy theo mức nhiệt độ của nguồn nhiệt cấp vào mà ta phân ra các sơ đồ làm việc loại Single Effect, Double Effect. Nói chung khi nhiệt độ của nguồn nhiệt thấp (khoảng 1000C) thì nên dùng MLHT loại Single Effect, khi nhiệt độ cao hơn thì dùng loại Double Effect. Trong trƣờng hợp của doanh nghiệp đang khảo sát, nhiệt độ nƣớc làm việc lớn hơn 00C và môi chất cấp nhiệt là nƣớc nóng có nhiệt độ khoảng 900C, nên ta chỉ xét đến MLHT H2O – LiBr loại Single Effect. 27 4.1.2 Nguyên lý làm việc của máy lạnh hấp thụ H2O – LiBr loại Single Effect Sơ đồ nguyên lý làm việc của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect đƣợc trình bày ở hình 4.1. Hình 4.1: Sơ đồ nguyên lý của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect BN – Bình ngƣng BPS – Bình phát sinh TL – Tiết lƣu HN – Bình hồi nhiệt BBH – Bình bốc hơi BHT – Bình hấp thụ B – Bơm dung dịch Trong BPS ở áp suất pk, dƣới tác dụng của nguồn nhiệt, dung dịch H2O – LiBr sẽ sôi và bay hơi. Do ở cùng áp suất, nhiệt độ bay hơi của H2O thấp hơn nhiều so với LiBr nên chỉ có H2O bay hơi, dung dịch H2O – LiBr trở nên đậm đặc và đƣợc đƣa vào BHT qua cơ cấu giảm áp TL. Hơi nƣớc bay ra ở trạng thái quá nhiệt sẽ đi vào BN nhả nhiệt cho nƣớc làm mát và ngƣng tụ trở thành trạng thái lỏng sôi. Nƣớc ở trạng thái lỏng sôi sẽ đi qua cơ cấu giảm áp TL từ áp suất pk xuống áp suất p0 trở thành hơi bão hòa ẩm để vào BBH. Ở BBH, hơi nƣớc ở trạng thái bão hòa ẩm sẽ nhận nhiệt của nƣớc cần làm lạnh để sôi và bay hơi thành hơi bão hòa khô. Hơi nƣớc tiếp tục qua BHT, tại đây sẽ đƣợc hấp thụ bởi dung dịch đậm đặc từ BPS và trở thành dung dịch có nồng độ 28 loãng hơn. Quá trình hấp thụ phát sinh nhiệt lƣợng nên cần phải giải nhiệt cho BHT. Dung dịch loãng sau đó đƣợc bơm trở lại BPS và tiếp tục chu trình. 4.1.3 Lựa chọn máy lạnh hấp thụ Từ kết quả phân tích và lựa chọn phƣơng án, ta chọn MLHT có năng suất lạnh đáp ứng đƣợc nhu cầu của hai chiller là 2.579 = 1158 kW. Nguồn nhiệt cung cấp là nƣớc nóng có nhiệt thế thấp (900C) nên ta chọn MLHT loại Single Effect cấp nhiệt bằng nƣớc nóng. Theo catalog MLHT của hãng EBARA, ta chọn máy có năng suất lạnh Q0 = 1266 kW. Các thông số của MLHT theo catalog nhà sản xuất: Model: RCH080 Năng suất lạnh: 1266 kW Chiều dài máy: 4,055 m Chiều cao máy: 2,74 m Chiều rộng máy: 3,14 m Các chi tiết khác về MLHT đƣợc trình bày ở phụ lục 3. 4.2 Tính toán chu trình máy lạnh hấp thụ 4.2.1 Các công thức dùng để tính toán nhiệt động Việc tính toán các thông số nhiệt động của dung dịch H2O - LiBr bằng cách tra bảng hoặc tra đồ thị là rất phức tạp và mất nhiều thời gian. Vì vậy, trong phần này xin giới thiệu một số công thức dùng để tính toán bằng phần mềm. 1. Enthalpy của dung dịch Enthalpy h (kJ/kg) của dung dịch H2O - LiBr khi biết nồng độ c (%) và nhiệt độ t ( 0 C) 6 3 (i 1) ( j 1) ij i 1 j 1 h a .c .t (4.1) Các hệ số aij trong công thức (4.1) đƣợc trình bày trong bảng 4.1. Bảng 4.1 i j aij 1 2 1 1 1,134125 -4,80045.10 – 1 29 3 4 5 6 1 2 3 4 5 6 1 2 3 4 5 6 1 1 1 1 2 2 2 2 2 2 3 3 3 3 3 3 -2,161438.10 – 3 2,336235.10 – 4 -1,188679.10 – 5 2,291532.10 – 7 4,124891 -7,643903.10 – 2 2,589577.10 – 3 -9,500522.10 – 5 1,708026.10 – 6 -1,102363.10 – 8 5,743693.10 – 4 5,870921.10 – 5 -7,375319.10 – 6 3,277592.10 – 7 -6,062304.10 – 9 3,901897.10 – 11 2. Nhiệt độ bão hòa của tác nhân lạnh Trong trƣờng hợp này, tác nhân lạnh là nƣớc và hơi nƣớc. Các công thức (4.2) và (4.3) dƣới đây giúp ta tính đƣợc nhiệt độ bão hòa của tác nhân lạnh T (K) khi đã biết áp suất p (MPa). Khi p < 12,33 MPa T = 42,6776 – 3892,7 ln(p) 9,48654 (4.2) Khi p 12,33 MPa: T = – 387,592 – 12587,5 ln(p) 15,2578 (4.3) 30 3. Enthalpy của tác nhân lạnh Gọi i’ và i” lần lƣợt là enthalpy của tác nhân lạnh (kJ/kg) ở trạng thái lỏng sôi và trạng thái bão hòa khô ứng với nhiệt độ T (K), ta có thể tính i’ và i’’ theo các công thức (4.4) và (4.5) dƣới đây. i’ = 2099,3.[a1 + 8 (i 1) i R i 2 a .T ] (4.4) i” = 2099,3.[1 + b1. 1/3 RT + b2. 5/6 RT + b3. 7/8 RT + 8 (i 3) i R i 4 b .T ] (4.5) Trong các công thức (4.4) và (4.5), TR là thông số trung gian đƣợc xác định nhƣ sau: TR = 3,647 T3,647 (4.6) Bảng 4.2 trình bày cụ thể các hệ số ai và bi. Bảng 4.2 i ai bi 1 2 3 4 5 6 7 8 8,839230108.10 – 1 -2,67172935 6,22640035 -13,1789573 -1,91322436 68,7937653 -1,24819906.10 2 72,1435404 4,57874342.10 – 1 5,08441288 -1,48513244 -4,81351884 2,69411792 -7,39064542 10,4961689 -5,46840036 4. Nhiệt độ bão hòa của tác nhân lạnh cân bằng với dung dịch lỏng sôi Khảo sát dung dịch H2O-LiBr đang sôi có nồng độ dung dịch c (%), nhiệt độ t ( 0 F) và áp suất p. Ở trạng thái này, có thể xác định nhiệt độ bão hòa td ( 0 F) của tác nhân lạnh ứng với áp suất p bằng công thức (4.7) dƣới đây. td = 6 3 (i 1) ( j 1) ij i 1 j 1 a .c .t (4.7) Các hệ số aij trong công thức (4.7) đƣợc trình bày trong bảng 4.3. 31 Bảng 4.3 i j aij 1 2 3 4 5 6 1 2 3 4 5 6 1 2 3 4 5 6 1 1 1 1 1 1 2 2 2 2 2 2 3 3 3 3 3 3 -1,313448.10 – 1 1,820914.10 – 1 -5,177356.10 – 2 2,827426.10 – 3 -6,380541.10 – 5 4,340498.10 – 7 9,967944.10 – 1 1,778069.10 – 3 -2,215597.10 – 4 5,913618.10 – 6 -7,308556.10 – 8 2,788472.10 – 10 1,978788.10 – 5 -1,779481.10 – 5 2,002427.10 – 6 -7,667546.10 – 8 1,201525.10 – 9 -6,64171.10 – 12 6. Áp suất bão hòa của tác nhân lạnh Gọi p là áp suất bão hòa của nƣớc và hơi nƣớc ứng với nhiệt độ t. Trong trƣờng hợp t < 1000C thì ta có thể tính p theo công thức (4.8): log p 28,59051 – 8,2.log t 273,15 3142,31 0,0024804. t 273,15 t 273,15 (4.8) Khi t có giá trị nhỏ (rất gần nhiệt độ đông đặc của nƣớc), ta có thể tính p bằng công thức sau: log p = 10,5380997 – 2663,91 / (273,15 + t) (4.9) 32 Trong công thức (4.8) thì nhiệt độ t và áp suất p có đơn vị lần lƣợt là 0C và bar, trong công thức (4.9) thì nhiệt độ t và áp suất p có đơn vị lần lƣợt là 0C và mbar. 7. Enthalpy của hơi tác nhân lạnh ở vùng quá nhiệt o rh , R.T. (4.10) Với R 0.461526 kJ / kg.K * p p *T T *p 1MPa và *T 540K o i 9 Jo o i i 1 ln n Các hệ số n0 và J0 đƣợc cho trong bảng 4.4 Bảng 4.4 i o iJ o in 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1 -5 -4 -3 -2 -1 2 3 -0.969276865002×10 1 0.10086655968018×10 2 -0.56087911283020×10 -2 0.71452738081455×10 -1 -0.40710498223928 0.14240819171444×10 1 -0.43839511319450×10 1 -0.28408632460772 0.21268463753307×10 -1 ii 43 JIr i i 1 n 0.5 Các hệ số ni, Ii và Ji đƣợc cho trong bảng 4.5 33 Bảng 4.5 i iI iJ in 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 1 1 1 1 2 2 2 2 2 2 3 3 3 3 3 4 4 4 5 6 6 6 7 7 7 8 8 9 0 1 2 3 6 1 2 4 7 36 0 1 3 6 35 1 2 3 7 3 16 35 0 11 25 8 36 13 -0.17731742473213×10 -2 -0.17834862292358×10 -1 -0.45996013696365×10 -1 -0.57581259083432×10 -1 -0.50325278727930×10 -1 -0.33032641670203×10 -4 -0.18948987516315×10 -3 -0.39392777243355×10 -2 -0.43797295650573×10 -1 -0.26674547914087×10 -4 0.20481737692309×10 -7 0.43870667284435×10 -6 -0.32277677238570×10 -4 -0.15033924542148×10 -2 -0.40668253562649×10 -1 -0.78847309559367×10 -9 0.12790717852285×10 -7 0.48225372718507×10 -6 0.22922076337661×10 -5 -0.16714766451061×10 -10 -0.21171472321355×10 -2 -0.23895741934104×10 2 -0.59059564324270×10 -17 -0.12621808899101×10 -5 -0.38946842435739×10 -1 0.11256211360459×10 -10 -0.82311340897998×10 1 0.19809712802088×10 -7 34 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 10 10 10 16 16 18 20 20 20 21 22 23 24 24 24 4 10 14 29 50 57 20 35 48 21 53 39 26 40 58 0.10406965210174×10 -18 -0.10234747095929×10 -12 -0.10018179379511×10 -8 -0.80882908646985×10 -10 0.10693031879409 -0.33662250574171 0.89185845355421×10 -24 0.30629316876232×10 -12 -0.42002467698208×10 -5 -0.59056029685639×10 -25 0.37826947613457×10 -5 -0.12768608934681×10 -14 0.73087610595061×10 -28 0.55414715350778×10 -16 -0.94369707241210×10 -6 8. Nhiệt độ sôi của dung dịch Khảo sát dung dịch H2O-LiBr ở áp suất p và nồng độ dung dịch c. Gọi t là nhiệt độ sôi của dung dịch, ta có thể xác định giá trị của t bằng công thức sau đây: t = A. 2 0,5 2E 459,72 D [D 4(F N).E] + B (4.11) Trong đó: A = – 2,00755 + 0,16976.c – 3,133362.10 – 3.c2 + 1,97668.10 – 5.c3 B = 321,128 – 19,322.c + 0,374382.c2 – 2,0637.10 – 3.c3 D = – 2886,373 E = – 337269,46 F = 6,21147 N = log(p) Trong công thức (4.11), đơn vị của áp suất p, nhiệt độ t và nồng độ c lần lƣợt là psia, 0 F và %. 35 9. Áp suất bão hòa của dung dịch Gọi p là áp suất bão hòa của dung dịch H2O-LiBr ở nhiệt độ t và nồng độ dung dịch c, khi biết t và c ta có thể xác định giá trị tƣơng ứng của p bằng công thức dƣới đây: log p = F + 2 D E TR 459,72 TR 459,72 (4.12) Trong đó các hệ số A, B, D, E và F đƣợc xác định giống nhƣ ở công thức (4.12), TR là giá trị nhiệt độ trung gian đƣợc xác định nhƣ sau: TR = t B A Đơn vị của p và t trong công thức (4.12) là psia và 0F. 10. Nồng độ của dung dịch Khảo sát dung dịch H2O-LiBr ở áp suất p và nồng độ dung dịch c. Gọi t ( 0 C) là nhiệt độ sôi của dung dịch và t’(0C) là nhiệt độ bão hòa của hơi nƣớc ứng với áp suất p. Ta đã biết, hơi nƣớc bay ra từ dung dịch H2O-LiBr đang sôi sẽ có trạng thái quá nhiệt và ở cùng nhiệt độ t với dung dịch. Gọi tsv là độ quá nhiệt của hơi nƣớc, có nghĩa là tsv = t – t’, ta có thể sử dụng công thức (4.13) dƣới đây để xác định nồng độ c của dung dịch. c = 38,3893 + a1.tsv + a2.tsv 2 + a3.t’ + a4.(t’) 2 + a5.tsv.t’ + a6.tsv 2.t’ +a7.tsv.(t’) 2 + a8.(tsv.t’) 2 (4.13) Các hệ số ai trong công thức (4.13) có giá trị đƣợc trình bày trong bảng 4.6 dƣới đây. Bảng 4.6 a1 0,5362 a5 4,7942.10 – 3 a2 2,103.10 – 4 a6 – 7,4752.10 – 5 a3 – 0,1335 a7 – 4,5258.10 – 5 a4 7,7844.10 – 4 a8 6,1135.10 – 7 36 4.2.2 Các phƣơng trình cân bằng nhiệt và trình tự tính toán Sơ đồ khối của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect đƣợc thể hiện trên hình 4.2 Hình 4.2: Sơ đồ khối của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect Các điểm đặc trƣng trên sơ đồ: 2 – Hơi nƣớc quá nhiệt bay ra khỏi BPS 2’ – Nƣớc lỏng sôi sau khi ngƣng tụ trong BN 3 – Hơi nƣớc ở trạng thái bão hòa ẩm sau khi qua TL đi vào BBH 3” – Hơi nƣớc ở trạng thái bão hòa khô ra khỏi BBH đi vào BHT 4 – Dung dịch loãng ra khỏi BHT vào bình HN 5 – Dung dịch đậm đặc ra khỏi bình HN vào BHT 6 – Dung dịch đậm đặc rời khỏi BPS vào bình HN 7 – Dung dịch loãng ra khỏi bình HN vào BPS tc1, tc2 – nhiệt độ nƣớc cần làm lạnh vào và ra BBH tw1, tw2 – nhiệt độ nƣớc làm mát vào và ra BHT tw3, tw4 – nhiệt độ nƣớc làm mát vào và ra BN th1, th2 – nhiệt độ nƣớc nóng vào và ra BPS Các thông số tính toán ban đầu bao gồm tc1, tc2, th1, tw1 và Q0 37 Xác định nhiệt độ bay hơi t0 Từ tc2 chọn nhiệt độ TNL sôi trong BBH thấp hơn nhiệt độ nƣớc cần làm lạnh ra khỏi bình bay hơi khoảng 2~4 0C: t0 = tc2 - 3 Xác định áp suất bay hơi p0 Từ t0 dùng công thức (4.8) ta có đƣợc áp suất bão hòa tƣơng ứng. Xác định nhiệt độ nƣớc giải nhiệt: Do sơ đồ giải nhiệt của MLHT theo catalog nhà sản xuất là nối tiếp, nƣớc giải nhiệt qua BHT sau đó qua BN nên tw3 = tw2. Phụ tải nhiệt BHT lớn so với BN, do đó độ tăng nhiệt độ trong BHT lớn hơn độ tăng nhiệt độ trong BN một ít. Độ tăng nhiệt độ tổng cộng theo catalog của nhà sản xuất là 50C. Vậy ta chọn độ tăng nhiệt độ của nƣớc khi qua BHT là 30C, độ tăng nhiệt độ của nƣớc khi qua BHT là 20C. tw2 = tw1 + 3 tw3 = tw2 tw4 = tw3 + 2 Xác định nhiệt độ ngƣng tụ: Thông thƣờng chọn cao hơn nhiệt độ nƣớc giải nhiệt ra khỏi bình ngƣng khoảng 3~5 0 C tk = tw4 + 4 Xác định áp suất ngƣng tụ: Từ tk, dùng công thức (4.8) ta tính đƣợc áp suất ngƣng tụ tƣơng ứng. Xác định nhiệt độ dung dịch loãng ra khỏi BHT: Chọn cao hơn nhiệt độ nƣớc giải nhiệt ra khỏi BHT 3 ~ 5 0C t4 = tw2 + 4 Xác định nồng độ dung dịch loãng: Từ t0 và t4, dùng công thức (4.13) ta tính đƣợc cw 38 Xác định nhiệt độ dung dịch đậm đặc ra khỏi BPS: Chọn thấp hơn nhiệt độ nguồn nhiệt cấp vào BPS 50C t6 = th1 – 5 Xác định nồng độ dung dịch đậm đặc Từ tk và t6, dùng công thức (4.13) ta tính đƣợc nồng độ của dung dịch đậm đặc cs Xác định nhiệt độ dung dịch đậm đặc ra khỏi HN Nhiệt độ dung dịch đậm đặc ra khỏi HN nên cao hơn nhiệt độ kết tinh với nồng độ tƣơng ứng cs là trên 10 0C để đề phòng phát sinh kết tinh ở cửa ra của HN, thông thƣờng tính theo công thức sau t5 = t4 + 20 Phƣơng trình cân bằng nhiệt tại BPS Hình 4.3: Bình phát sinh qh + a.i7 = i2 + (a – 1).i6 Trong đó: a – bội số tuần hoàn (kg dung dịch loãng / kg tác nhân lạnh) s s w c a c c Từ t6 và cs, dùng công thức (4.1) ta xác định đƣợc i6 Trạng thái điểm 2 đƣợc xác định dựa vào nồng độ trung bình ci và pk ci = 0,5.(cw + cs) Ứng với ci và pk, dùng công thức (4.11) ta có nhiệt độ sôi tƣơng ứng t2 Từ t2 và pk dùng công thức (4.10) suy ra i2 Dung dịch loãng Dung dịch đậm đặc Hơi nƣớc 39 Phƣơng trình cân bằng nhiệt tại BN: Hình 4.4: Bình ngưng qk + i2’ = i2 Ứng với tk, dùng công thức (4.4) ta có i2’ Phƣơng trình cân bằng nhiệt tại BBH: Hình 4.5: Bình bốc hơi q0 = i3” – i3 Trong đó: i3 = i2’ Từ t0 dùng công thức (4.5) ta có i3’’ Hơi nƣớc Nƣớc ngƣng 40 Phƣơng trình cân bằng nhiệt tại BHT: Hình 4.6: Bình hấp thụ qa + a.i4 = i3” + (a – 1).i5 Từ t4 và cw dùng công thức (4.10) ta tính đƣợc i4 Phƣơng trình cân bằng nhiệt tại HN Hình 4.7: Bộ trao đổi nhiệt (a – 1).(i6 – i5) = a.(i7 – i4) Từ t5 và cs dùng công thức (4.10) ta tính đƣợc i5 Suy ra: 7 4 6 5 a 1 i i .(i i ) a Đến đây, ta đã có thông số nhiệt động tại các điểm đặc trƣng của chu trình. Tính năng suất lạnh đơn vị q0 từ đó tính đƣợc lƣu lƣợng TNL qua BBH q0 = i3” – i3 0 r 0 Q m (kg / s) q  41 Tính phụ tải nhiệt của BPS qh = i2 + (a – 1).i6 – a.i7 h r hQ m .q (kW) Tính năng suất giải nhiệt BN qk = i2 – i2’ k r kQ m .q (kW) Tính năng suất giải nhiệt BHT qa = i3” + (a – 1).i5 - a.i4 a r aQ m .q (kW) Hệ số COP của MLHT 0 h Q COP Q Từ các công thức đã trình bày, xây dựng chƣơng trình tính toán chu trình MLHT dựa trên ngôn ngữ C#. Các đoạn code của chƣơng trình đƣợc trình bày ở phụ lục 1 và 2. Phụ lục 1 trình bày đoạn code của chƣơng trình chính để tính toán chu trình MLHT. Phụ lục 2 trình bày đoạn code của chƣơng trình con dùng để tính toán thông số nhiệt động theo các công thức ở mục 4.2.1. Giao diện chƣơng trình đƣợc trình bày ở hình 4.8 và 4.9. Giao diện chính (Hình 4.8) cho biết phụ tải nhiệt của BPS, năng suất giải nhiệt của BN và BHT cũng nhƣ hệ số COP của chu trình. Nếu muốn biết thông số các điểm đặc trƣng của chu trình có thể chọn nút “Thông số các điểm đặc trƣng”, kết quả thể hiện ở giao diện hình 4.9. Thông số tính toán ban đầu: Nhiệt độ nƣớc lạnh cung cấp cho QTCN là 200C. Sau khi giải nhiệt cho khuôn ép thì nhiệt độ nƣớc tăng lên 250C. Nhƣ vậy chọn nhiệt độ nƣớc ra khỏi MLHT là 150C, nhiệt độ nƣớc vào MLHT là 200C. Nhiệt độ nƣớc nóng cung cấp cho MLHT là 900C. Nhiệt độ nƣớc giải nhiệt lấy tại điều kiện môi trƣờng Việt Nam là 320C. Nhƣ vậy: tc1 = 20 0 C tc2 = 15 0 C th1 = 90 0 C tw1 = 32 0 C Q0 = 1266 kW Kết quả tính toán trình bày ở hình 4.8 và hình 4.9 42 Hình 4.8: Giao diện chính của chương trình Hình 4.9: Giao diện “Thông số các điểm đặc trưng” của chu trình 43 Nhận xét kết quả tính toán: Hệ số COP của chu trình là 0,77 cao hơn hệ số COP trung bình của MLHT Single Effect 0,75. Nguyên nhân là do nhiệt độ bay hơi t0 (hay áp suất bay hơi p0) của tác nhân lạnh cao hơn. Ở máy lạnh có máy nén hơi thì khi áp suất p0 tăng (tƣơng ứng t0 tăng) thì sẽ làm giảm công tiêu hao của máy nén và tăng hệ số COP của chu trình. Còn ở MLHT khi tăng p0 (hay t0) thì sẽ làm giảm giá trị cw. Có thể quan sát điều này trên đồ thị hình 4.10 Hình 4.10: Đồ thị liên hệ giữa áp suất - nhiệt độ và nồng độ của dung dịch H2O - LiBr Khi tính toán nồng độ dung dịch loãng ta dựa vào nhiệt độ dung dịch loãng ra khỏi BHT t4 và nhiệt độ bay hơi của tác nhân lạnh t0. Nhiệt độ dung dịch t4 phụ thuộc vào nhiệt độ nƣớc giải nhiệt, trong trƣờng hợp này là không đổi. Nhƣ vậy ứng với đƣờng nhiệt độ dung dịch là hằng số, ta thấy khi nâng nhiệt độ bay hơi thì nồng độ dung dịch loãng cw giảm dần. Điều này dẫn đến tăng hiệu số (cs – cw) và giảm bội số tuần hoàn a. Khi a giảm nghĩa là giảm lƣợng dung dịch loãng trên 1 kg tác nhân lạnh, có nghĩa là giảm năng lƣợng cấp vào BPS. Do vậy hệ số COP của chu trình sẽ tăng lên là điều hợp lý. Tuy nhiên cần xem xét lại giá trị của COP có thể không đúng với thực tế do trong quá trình tính toán, ta đã chọn lựa một vài thông số để tính toán, điều này có thế dẫn đến những sai lệch nhất định. Trong giới hạn của luận văn không đi sâu về nghiên cứu MLHT nên chỉ nêu ra một vài nhận xét sơ bộ về kết quả tính toán. N h iệ t đ ộ b ão h ò a tá c n h ân l ạn h , 0 C Á p su ất b ão h ò a tác n h ân lạn h , k P a 44 CHƢƠNG 5: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ THIẾT BỊ THU HỒI NHIỆT THẢI 5.1 Tính toán sơ đồ nhiệt Hình 5.1: Sơ đồ nhiệt của phương án 5.1.1 Tính lƣợng hơi trích bổ sung Từ năng suất lạnh của MLHT tƣơng ứng với hệ số COP là 0,75; ta suy ra đƣợc công suất nhiệt cần cung cấp là: 0 h Q 1266 Q 1688kW COP 0,75 Công suất nhiệt bổ sung do trích hơi vào bồn nƣớc nóng là: Qbs = Qh – Qtd = 1688 – 1037,46 = 650,54 kW Khi trích hơi gia nhiệt cho nƣớc nóng thì nƣớc ngƣng sau thiết bị trao đổi nhiệt của bồn nƣớc nóng sẽ đƣợc đƣa về bồn nƣớc cấp và lúc này lại tiếp tục xảy ra sự phân ly hơi. Lƣợng hơi phân ly mới này bổ sung vào nguồn nhiệt thải và giúp giảm đi công suất nhiệt bổ sung đồng thời làm giảm lƣợng hơi trích. Tuy nhiên, khi lƣợng hơi trích giảm thì cũng dẫn đến lƣợng hơi phân ly mới giảm, kết quả là giảm công suất nhiệt và 45 phải tăng lƣợng hơi trích. Quá trình tính toán sẽ lặp lại đến khi lƣợng nhiệt do hơi trích và do hơi phân ly mới bằng với lƣợng nhiệt bổ sung Qbs. Trình tự tính toán: Tính lượng hơi trích bổ sung Hơi bổ sung này đƣợc lấy từ ống góp. Hơi mới từ lò hơi có áp suất tuyệt đối 8,35 bar. Chọn tổn thất áp suất là 5%, nhƣ vậy hơi trích vào bồn nƣớc nóng có áp suất: p = 8,35.(1- 0,05) ≈ 8 bar Tra bảng nƣớc và hơi nƣớc bão hòa, ở áp suất 8 bar ta có ẩn nhiệt hóa hơi r = 2048 kJ/kg. Suy ra lƣợng hơi trích cần thiết là: ht ht Q G kg / h r Tính lượng hơi phân ly mới Lƣợng hơi này sau khi gia nhiệt cho nƣớc thì sẽ ngƣng tụ ở áp suất tƣơng ứng, sau đó lại đƣợc đƣa trở về bồn nƣớc cấp. Chọn tổn thất áp suất là 5%, nhƣ vậy nƣớc ngƣng khi vào bồn nƣớc cấp có áp suất: p = 8.(1-0,05) = 7,6 bar Áp suất bồn nƣớc cấp là 1 bar, nhƣ vậy sẽ có thêm một lƣợng hơi phân ly mới đƣợc sinh ra bổ sung vào nguồn nhiệt thải. Từ bảng nƣớc và hơi nƣớc bão hòa, ứng với áp suất 7,6 bar và 1 bar, ta có: p = 1 bar: i’ = 417,4 kJ/kg i” = 2675 kJ/kg p = 7,6 bar: i’ = 711,42 kJ/kg Ta có hệ phƣơng trình: h n ht h n ht D D G 2675.D 417,4.D G .711,42 Giải hệ phƣơng trình trên ta tìm đƣợc Dh – lƣợng hơi phân ly mới Tính lượng nhiệt do hơi phân ly mới bổ sung thêm h pl D Q (2675 417,4) 3600 46 Tính lượng nhiệt của hơi trích mới Gọi ΔQ là chênh lệch giữa tổng nhiệt lƣợng của hơi trích Qht và hơi phân ly mới Qpl so với Qbs cần thiết ban đầu ΔQ = Qht + Qpl – Qbs Nếu ΔQ > 0, nghĩa là nhiệt lƣợng do hơi trích và hơi phân ly mới lớn hơn so với yêu cầu. Khi đó ta phải giảm lƣợng hơi trích. Nếu ΔQ < 0, nghĩa là nhiệt lƣợng do hơi trích và hơi phân ly mới nhỏ hơn so với yêu cầu. Khi đó ta phải tăng lƣợng hơi trích. Tổng quát: Qht mới = Qht cũ – ΔQ Khi có Qht mới, quá trình tính toán sẽ lặp lại đến khi chênh lệch ΔQ < 0,03 là đạt yêu cầu. Sử dụng phần mềm Excel để tính toán, kết quả đƣợc trình bày ở bảng 5.1. Do ban đầu chƣa có hơi phân ly mới nên Qht ở lần tính thứ 1 bằng với Qbs. Bảng 5.1: Kết quả tính lượng hơi trích bổ sung Lần Qht (kW) Ght (kg/h) Dh (kg/h) Qpl (kW) ΔQ (kW) 1 650,54 1143,5273 148,928 93,3944 93,3944 2 557,1456 979,3575 127,5473 79,9863 -13,4081 3 570,5537 1002,9264 130,6168 81,9112 1,9249 4 568,6288 999,5428 130,1761 81,6349 -0,2763 5 568,9051 1000,0285 130,2394 81,6746 0,0397 6 568,8654 999,9587 130,2303 81,6689 -0,0057 Sau 6 lần lặp ta có lƣợng hơi trích cần thiết là: Ght ≈ 1000 kg/h Lƣợng hơi phân ly mới là: Dh ≈ 130 kg/h Nhƣ vậy, tổng lƣợng hơi phân ly là: Dh = 1179 + 130 = 1309 kg/h 47 Lƣợng nhiệt thu hồi của toàn bộ hơi phân ly: pl h 1309 Q D .r .(2674 417,4) 820,89kW 3600 5.1.2 Tính lƣợng nƣớc qua các thiết bị thu hồi nhiệt Gọi chỉ số của bồn nƣớc nóng, thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly, thiết bị thu hồi khói thải của lò hơi số 3 và thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 4 lần lƣợt là 1, 2, 3 và 4 (hình 5.1) Chọn độ gia nhiệt của nƣớc khi qua các thiết bị thu hồi nhiệt khói thải là 30C. 0 3 4t t 3 C Tổn thất nhiệt của các thiết bị THNT là 5% Lƣu lƣợng nƣớc qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 3: k3 3 p 3 Q .0,95 191,07.0,95 G 14,41kg / s c . t 4,2.3 Lƣu lƣợng nƣớc qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 4: k4 4 p 4 Q .0,95 107,03.0,95 G 8,07kg / s c . t 4,2.3 Lƣu lƣợng nƣớc qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly: G2 = G3 + G4 = 14,41 + 8,07 = 22,48 kg/s Độ gia nhiệt của nƣớc qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly: pl 2 2 p Q .0,95 820,89.0,95 t 8,3 G .c 22,48.4,2 0 C Chênh lệch của nƣớc nóng cấp cho MLHT là 50C. Nhƣ vậy sau khi qua MLHT nhiệt độ nƣớc trở về bồn chứa là 850C. t1” = t2’ = 85 0 C Nhiệt độ nƣớc sau khi thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly: t2” = t2’ + Δt2 = 85 + 8,3 = 93,3 0 C t3’ = t4’ = t2” = 93,3 0 C Nhiệt độ nƣớc sau khi thiết bị thu hồi nhiệt khói thải: t3” = t3’ + Δt3 = 93,3 + 3 = 96,3 0 C t4” = t1’ = t3” = 96,3 0 C 48 5.2 Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly dùng để ngƣng tụ hơi phân ly từ bồn nƣớc cấp và gia nhiệt cho nƣớc nóng cấp cho MLHT. Thiết bị thu hồi nhiệt này có dạng vỏ bọc chùm ống với nƣớc đi trong ống và hơi phân ly ngƣng tụ bên ngoài. Sau khi ngƣng tụ, nƣớc ngƣng đƣợc đƣa trở lại bồn nƣớc cấp. Do hệ số tỏa nhiệt hơi ngƣng tụ và nƣớc lƣu động cƣỡng bức trong ống đều lớn nên các ống đƣợc dùng đều là ống thép trơn. Thiết bị này không phải chịu áp lực lớn do hơi phân ly có áp suất 1 bar nên ta chọn kết cấu có dạng hình chữ nhật. Điều này cho phép chế tạo dễ dàng hơn, chỉ cần dùng các tấm thép hàn lại nên giảm chi phí chế tạo. Hơi phân ly bốc lên từ bồn nƣớc cấp sẽ đƣợc đƣa vào hộp chứa hơi và đi vào phần ngƣng tụ. Hộp chứa hơi có vai trò hƣớng dòng hơi phân ly để quá trình ngƣng tụ từ trên xuống. Hình 5.2: Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly Hơi phân ly sau khi đƣợc ngƣng tụ thành nƣớc ngƣng sẽ trở về bồn nƣớc cấp qua một ống nƣớc (hình 5.3). Cách bố trí nhƣ vậy nhằm tách biệt 2 đƣờng hơi phân ly và nƣớc ngƣng, đảm bảo cho hơi đi vào 1 đƣờng và nƣớc ngƣng đi ra 1 đƣờng. Hơi bốc lên đi vào phần ngƣng tụ Hộp chứa hơi 49 Hình 5.3: Ngưng tụ trong thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly Các thông số dự kiến về kết cấu Kích thƣớc ống: Đƣờng kính ngoài: dng = 26,7 mm Đƣờng kính trong: dtr = 22,48 mm Bề dày ống: δ = 2,11 mm Ống thép trơn có hệ số dẫn nhiệt λ = 54,4 W/m.K Bố trí ống trên mặt sàn hình chữ nhật đƣợc trình bày trong hình 5.4 Hình 5.4: Mặt sàng của thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly Số hàng ống trong một đƣờng nƣớc, a Số ống lớn nhất trong một hàng, m Hơi phân ly Nƣớc ngƣng Bồn nƣớc cấp 50 Gọi a là số hàng ống trong một đƣờng nƣớc, m là số ống lớn nhất trong một hàng. Chọn số hàng ống trong một đƣờng nƣớc là số lẻ, khi đó tổng số ống trong một đƣờng nƣớc là: a 1 n a.m 2 (ống) Chọn a = 3, m = 13, ta đƣợc n = 38 ống Tính tỏa nhiệt về phía hơi Mật độ dòng nhiệt về phía hơi: 3 ng3/4 2 4 a,tr h tr tr dr. . .g q 0,72. . . t . (W / m ) .d d Các thông số tra theo nhiệt độ ngƣng tụ ts = 100 0 C r = 2257.10 3 J/kg ρ = 958,4 kg/m3 λ = 68,3.10-2 W/m.K g = 9,81 m 2 /s ν = 0,295.10-6 m2/s Ψh - hệ số hiệu chỉnh do sự thay đổi vận tốc dòng hơi và màng nƣớc từ trên xuống, hàng ống bố trí so le nên 0,167 z h n 2 Với nz – số hàng ống theo chiều thẳng đứng khi bố trí chùm ống song song Chọn sơ bộ nz = 18 (ứng với 6 đƣờng nƣớc x 3 hàng ống) 0,1673 3 3/4 4 a,tr 6 3/4 2 2257.10 .958,4.0,683 .9,81 18 26,7 q 0,72. . . t . 0,295.10 .0,0267 2 22,48 18034,66. t (W / m ) Tính hệ số tỏa nhiệt đối lƣu về phía nƣớc: Nhiệt độ trung bình của nƣớc đi trong ống: 0 f 1 t (93,3 85) 89,15 C 2 51 Tra bảng thông số vật lý của nƣớc, ta có: ρ = 965,85 kg/m3 ν = 0,329.10-6 m2/s λ = 67,95.10-2 W/m.K Pr = 1,97 Tốc độ nƣớc qua thiết bị: 2 2 tr 4G 4.22,48 1,54m / s d n 3,14.965,85.(0,02248) .38 Hệ số Reynolds tr 6 .d 1,54.0,02248 Re 105226 0,329.10 Hệ số Nusselt 0,8 0,43 0,8 0,43 f fNu 0,021.Re .Pr 0,021.105226 .1,97 292,78 Hệ số tỏa nhiệt đối lƣu: 2 2 tr Nu. 292,78.67,95.10 8849,82W / m .K d 0,02248 Tỏa nhiệt về phía nƣớc giải nhiệt: w,tr w t t q 1 Hình 5.5: Đồ thị trao đổi nhiệt ở thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly Nhiệt độ trung bình logarit: max min max min t t (100 85) (100 93,3) t 10,3 t 100 85 lnln 100 93,3t 100 0 C 85 0 C 93,3 0 C 52 Nhiệt trở của vách ống và lớp cáu cặn: 3 40,00211 0,5.10 2,888.10 54,4 2 w,tr 4 10,3 t q 2488,82.(10,3 t) 1 2,888.10 8849,92 Phƣơng trình cân bằng mật độ dòng nhiệt giữa 2 phía: qa,tr = qw,tr 18034,66.Δt3/4 = 2488,82.(10,3 – Δt) Giải phƣơng trình trên, ta đƣợc: Δt = 1,33 Từ đó suy ra: qtr = 18034,66.1,33 3/4 = 22335,55 W/m 2 Diện tích trao đổi nhiệt của thiết bị: 3 2 tr tr Q.0,95 820,89.10 .0,95 F 34,91m q 22335,55 Chiều dài ống tổng cộng là: tr tr F 34,91 L 494,57 m .d 3,14.0,02248 Chọn chiều dài một ống l = 2 m Gọi z là số đƣờng nƣớc L 494,57 z 6,5 l.n 2.38 Chọn z = 6 giống nhƣ giá trị sơ bộ đã chọn Tính lại chiều dài 1 ống: L 494,57 l 2,17 m n.z 38.6 Bƣớc ống: s = (1,24 ÷ 1,45).dng ≈ (33 ÷ 38) mm Chọn s = 36 mm 53 5.3 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải 5.3.1 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 3 Hình 5.6: Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải dùng để tận dụng nhiệt của khói ở nhiệt độ cao để gia nhiệt cho nƣớc. Do nhiệt độ khói nhỏ hơn 4000C nên ta có thể bỏ qua ảnh hƣởng của bức xạ. Nhƣ vậy, hình thức trao đổi nhiệt chủ yếu của khói trong thiết bị là trao đổi nhiệt đối lƣu. Thiết bị có dạng chùm ống có cánh với nƣớc đi trong ống và khói đi bên ngoài. Mục đích của việc làm cánh về phía khói là để tăng diện tích trao đổi nhiệt về phía khói do hệ số trao đổi nhiệt đối lƣu của khói khá thấp so với nƣớc. Nhìn chung về mặt kết cấu, thiết bị giống nhƣ bộ hâm nƣớc của lò hơi, nƣớc từ ống góp sẽ chia vào các ống nƣớc uốn khúc (hình 5.6) Vật liệu làm ống và cánh đều bằng thép có hệ số dẫn nhiệt λ = 54,4 W/m.K. Thông số cụ thể nhƣ sau: Kích thƣớc ống: Đƣờng kính ngoài: dng = 26,7 mm Đƣờng kính trong: dtr = 22,48 mm Bề dày ống: δ = 2,11 mm Nƣớc ra Nƣớc vào Ống góp Ống cánh Khói vào 54 Kích thƣớc cánh: Đƣờng kính ngoài cánh: Dc = 52 mm Bƣớc cánh: sc = 10 mm Bề dày cánh: δc = 2 mm Bƣớc ống dọc và ngang: s1 = s2 = 54 mm Hình 5.7: Các kích thước của ống cánh Tỏa nhiệt đối lƣu về phía khói: Diện tích mặt trong ống trên 1 m chiều dài ống: F1 = π.dtr = 3,14.0,02248 = 0,07059 m 2 /m Số cánh trên 1 m ống: c c 1 1 n 100 s 0,01 (cánh/m) Diện tích cánh tính trên 1 m ống: 2 2 2 2 ng tr c c 2 .d .d 3,14.0,0267 3,14.0,02248 F 2 .n 2. .100 4 4 4 4 0,03258 m / m 55 Khoảng cách giữa 2 cánh: tc = sc – δc = 0,01 – 0,002 = 0,008 mm Diện tích phần ống không có cánh trên 1 m ống: 0 ng cF .d .t.n 3,14.0,0267.0,008.100 0,06707 m 2 /m Diện tích mặt ngoài có cánh tính trên 1 m ống: F2 = F0 + Fc = 0,06707 + 0,03258 = 0,09965 m 2 /m Hệ số làm cánh: 2 c 1 F 0,09968 1, 41 F 0,07059 Đƣờng kính tƣơng đƣơng: c 0 ng c c E 0 c F 0,03258F d F 0,0671.0,0267 0,03258. 2n 2.100 d 0,02214m F F 0,0671 0,03258 Nhiệt độ trung bình của khói: ttb = 0,5(253 + 170) = 211,5 0 C Tra thông số vật lý của khói, ta đƣợc: ν = 34,3.10-6 m2/s λ = 4,11.10-2 W/m.K ρ = 0,733 kg/m3 Chọn tốc độ khói qua khe hẹp của cánh ω = 7 m/s Hệ số Reynolds: E 6 .d 7.0,02214 Re 4518 34,3.10 Hệ số Nusselt: 0,2 0,2 1 ng 1 ng0,67 f ng 0,2 0,2 0,67 s d s d Nu 0,251.Re . 1 d t 54 26,7 54 26,7 0,251.4518 . . 1 52,2 26,7 8 Hệ số tỏa nhiệt từ bề mặt cánh tới khói: 2 2 c E Nu. 52,2.4,11.10 96,9W / m .K d 0,02214 56 Hệ số tỏa nhiệt tƣơng đƣơng của toàn bộ mặt ống có cánh: c 0 2 c c 2 c F F . F F ηc - hiệu suất của cánh, đƣợc tra từ đồ thị hình 5.8 theo β.hc và Dc/dng c ng D 52 1,95 d 26,7 c c c 2. 2.96,9 42,21 . 54,4.0,002 β.hc = 42,21.0,01265 = 0,53 Hình 5.8: Đồ thị tra hiệu suất cánh Suy ra: ηc = 0,86 2 0,03258 0,06707 96,9. 0,86 92,47 0,09965 0,03258 Tỏa nhiệt đối lƣu về phía nƣớc: Nhiệt độ trung bình của nƣớc đi trong ống: 0 f 1 t (93,3 96,3) 94,8 C 2 Tra bảng thông số vật lý của nƣớc, ta có: ρ = 961,99 kg/m3 57 ν = 0,311.10-6 m2/s λ = 68,14.10-2 W/m.K Pr = 1,854 Chọn tốc độ nƣớc trong ống là 1,9 m/s Số ống uốn khúc: 2 2 tr 4G 4.14,41 n 18,9 d 3,14.961,99.(0,02248) .1,9 Chọn n = 20 ống Tính lại vận tốc nƣớc: 2 2 tr 4G 4.14,41 1,89m / s d n 3,14.961,99.(0,02248) .20 Hệ số Reynolds tr 6 .d 1,89.0,02248 Re 136615 0,311.10 Đây là chế độ chảy rối với Re > 10000 Hệ số Nusselt 0,25 0,8 0,43 0,8 0,43f f f l R w Pr Nu 0,021.Re .Pr . . . 0,021.136615 .1,854 351,48 r Trong công thức trên, vì hệ số tỏa nhiệt về phía nƣớc lớn hơn nhiều so với khói nên nhiệt độ vách trong ống gần bằng nhiệt độ trung bình của nƣớc. Do đó tỉ số 0,25 f w Pr Pr gần bằng 1. Giả thiết l/d > 50 nên εl =1. Ống uốn khúc có đoạn ngoặc nhƣng cũng khá nhỏ so với chiều dài ống nên εR =1 Hệ số tỏa nhiệt đối lƣu của nƣớc trong ống: 2 2 1 tr Nu. 351,48.68,14.10 10653,85W / m .K d 0,02248 Hệ số truyền nhiệt ứng với diện tích mặt trong ống: 1 2 c 1 k 1 1 . 58 Nhiệt trở của vách ống và lớp cáu cặn: 3 40,00211 0,5.10 2,888.10 54,4 2 φ = 0,85: hệ số khi xét đến ảnh hƣởng của bám bụi của khói. Suy ra: 2 4 1 k 106,32 W / m .K 1 1 2,888.10 10653,85 92,47.1,41.0,85 Hình 5.9: Đồ thị trao đổi nhiệt của thiết bị thu hồi nhiệt khói thải ở lò hơi số 3 Độ chênh lệch nhiệt độ trung bình logarit: max min max min t t (253 96,3) (170 93,3) t 111,98 t 253 96,3 lnln 170 93,3t Diện tích trao đổi nhiệt mặt trong của ống: 3 2k3 tr Q .0,95 191,07.10 .0,95 F 15,25m 106,32.111,98k. t Chiều dài 1 ống là: tr F 15,25 L 10,8m .d .n 3,14.0,02248.20 Chọn số hành trình của 1 ống là: 12 Chiều dài 1 hành trình là: L 10,8 0,9m z 12  170 0 C 253 0 C 93,3 0 C 96,3 0 C 59 Kiểm tra lại vận tốc khói ban đầu Tiết diện chảy qua 1m ống: c ng c c 1 ng c 2 (D d ). (0,052 0,0267).0,002 f s d 0,054 0,0267 s 0,01 0,02224m / m Tiết diện chảy qua các ống: Fc = fc.l.12 = 0,02224.0,9.12 = 0,24019 m 2 Lƣu lƣợng khói qua thiết bị 3 k 3 504,2 V V .B 11,774. 1,649m / s 3600 Vận tốc khói: c V 1,649 6,9m / s F 0,24019 Nhƣ vậy, vận tốc khói không khác so với giá trị ban đầu đã chọn 7 m/s. Nhƣ vậy không cần phải tính toán lại. Kiểm tra trở lực của thiết bị: Trở lực về phía khói: 2 p . . .z 2 Trong đó: ρ = 0,733 kg/m3 ω = 6,9 m/s z = 20 0,9 0,9 0,10,9 1 ng 1 ng 1 ng0,245 E c ng ng 2 ng 0,9 0,9 0,10,9 0,245 s d s d s dd 0,72.Re 2 s d d s d 54 26,7 54 26,7 22,14 54 26,7 0,72.4518 2 10 26,7 26,7 54 26,7 0,319 26,9 p 0,319.0,733. .20 111,32Pa 2 60 Công suất tiêu hao khi qua thiết bị N = Δp.V = 111,32.1,649 = 183,6 W = 0,1836 kW So với công suất của quạt là 9 kW thì trở lực tạo ra không đáng kể 5.3.2 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 4 Kích thƣớc đƣờng ống và kích thƣớc cánh giống nhƣ thiết bị thu hồi nhiệt khói thải ở lò hơi số 3 nên ta có: Kích thƣớc ống: Đƣờng kính ngoài: dng = 26,7 mm Đƣờng kính trong: dtr = 22,48 mm Bề dày ống: δ = 2,11 mm Kích thƣớc cánh: Đƣờng kính ngoài cánh: Dc = 52 mm Bƣớc cánh: sc = 10 mm Bề dày cánh: δc = 2 mm Bƣớc ống dọc và ngang: s1 = s2 = 54 mm Tỏa nhiệt đối lƣu về phía khói: Diện tích mặt trong ống trên 1 m chiều dài ống: F1 = 0,07059 m 2 /m Số cánh trên 1 m ống: nc = 100 (cánh/m) Diện tích cánh tính trên 1 m ống: Fc = 0,03258 m 2 /m Khoảng cách giữa 2 cánh: tc = 0,008 mm Diện tích phần ống không có cánh trên 1 m ống: F0 = 0,06707 m 2 /m Diện tích mặt ngoài có cánh tính trên 1 m ống: F2 = 0,09965 m 2 /m 61 Hệ số làm cánh: εc = 1,41 Đƣờng kính tƣơng đƣơng: dE = 0,02214 m Nhiệt độ trung bình của khói: ttb = 0,5(240 + 170) = 205 0 C Tra thông số vật lý của khói, ta đƣợc: ν = 33,45.10-6 m2/s λ = 4,05.10-2 W/m.K ρ = 0,741 kg/m3 Tốc độ khói tại khe hẹp của cánh vẫn chọn là ω = 7 m/s. Hệ số Reynolds: E 6 .d 7.0,02214 Re 4633 33,45.10 Hệ số Nusselt: 0,2 0,2 1 ng 1 ng0,67 f ng 0,2 0,2 0,67 s d s d Nu 0,251.Re . 1 d t 54 26,7 54 26,7 0,251.4633 . . 1 53,08 26,7 8 Hệ số tỏa nhiệt từ bề mặt cánh tới khói: 2 c E Nu. 53,08.4,05.10 97,1 d 0,02214 Hệ số tỏa nhiệt tƣơng đƣơng của toàn bộ mặt ống có cánh: c 0 2 c c 2 c F F . F F ηc - hiệu suất của cánh, đƣợc tra từ đồ thị hình 5.8 theo β.hc và Dc/dng c ng D 52 1,95 d 26,7 c c c 2. 2.97,1 42,25 . 54,4.0,002 β.hc = 42,21.0,01265 = 0,53 62 Suy ra: ηc = 0,86 2 0,03258 0,06707 97,1. 0,86 92,65 0,09965 0,03258 Tỏa nhiệt đối lƣu về phía nƣớc: Nhiệt độ trung bình của nƣớc đi trong ống: tf = 94,8 0 C Thông số vật lý của nƣớc: ρ = 961,99 kg/m3 ν = 0,311.10-6 m2/s λ = 68,14.10-2 W/m.K Pr = 1,854 Chọn tốc độ nƣớc trong ống là 1,2 m/s Số ống của thiết bị: 2 2 tr 4G 4.8,07 n 17,6 d 3,14.961,99.(0,02248) .1,3 Chọn n = 18 Tính lại vận tốc nƣớc: 2 2 tr 4G 4.8,07 1,17 m / s d n 3,14.961,99.(0,02248) .18 Hệ số Reynolds tr 6 .d 1,17.0,02248 Re 84571 0,311.10 Đây là chế độ chảy rối với Re > 10000 Hệ số Nusselt 0,25 0,8 0,43 0,8 0,43f f f l R w Pr Nu 0,021.Re .Pr . . . 0,021.84571 .1,854 239,49 r Tỉ số 0,25 f w Pr Pr gần bằng 1, εl =1, εR =1. 63 Hệ số tỏa nhiệt đối lƣu của nƣớc trong ống: 2 2 1 tr Nu. 239,49.68,14.10 7259,27 W / m .K d 0,02248 Hệ số truyền nhiệt ứng với diện tích mặt trong ống: 1 2 c 1 k 1 1 . Nhiệt trở của vách ống và lớp cáu cặn: 3 40,00211 0,5.10 2,888.10 54,4 2 φ = 0,85: hệ số khi xét đến ảnh hƣởng của bám bụi của khói. 4 1 k 106,02 1 1 2,888.10 7259,27 92,65.1,41.0,85 Hình 5.10: Đồ thị trao đổi nhiệt của thiết bị thu hồi nhiệt khói thải ở lò hơi số 4 Độ chênh lệch nhiệt độ trung bình logarit: max min max min t t (240 96,3) (170 93,3) t 106,72 t 240 96,3 lnln 170 93,3t Diện tích trao đổi nhiệt mặt trong của ống: 3 2k3 tr Q .0,95 107,03.10 .0,95 F 8,99 m 106,02.106,72k. t Chiều dài 1 ống là: tr F 8,99 L 7,08m .d .n 3,14.0,02248.18 Chọn số hành trình của 1 ống là: 10 170 0 C 240 0 C 93,3 0 C 96,3 0 C 64 Chiều dài 1 hành trình là: L 7,08 0,708m z 10  Kiểm tra lại vận tốc khói ban đầu Tiết diện chảy qua 1m ống: c ng c c 1 ng c 2 (D d ). (0,052 0,0267).0,002 f s d 0,054 0,0267 s 0,01 0,02224m / m Tiết diện chảy qua các ống: Fc = fc.l.12 = 0,02224.0,708.10 = 0,15746 m 2 Lƣu lƣợng khói qua thiết bị 3 k 4 315,2 V V .B 12,563. 1,1m / s 3600 Vận tốc khói: c V 1,1 6,98m / s F 0,15746 Nhƣ vậy, vận tốc khói không khác so với giá trị ban đầu đã chọn 7 m/s. Nhƣ vậy không cần phải tính toán lại. Kiểm tra trở lực của thiết bị: Trở lực về phía khói: 2 p . . .z 2 Trong đó: ρ = 0,733 kg/m3 ω = 6,98 m/s z = 18 65 0,9 0,9 0,10,9 1 ng 1 ng 1 ng0,245 E c ng ng 2 ng 0,9 0,9 0,10,9 0,245 s d s d s dd 0,72.Re 2 s d d s d 54 26,7 54 26,7 22,14 54 26,7 0,72.4633 2 10 26,7 26,7 54 26,7 0,318 26,98 p 0,318.0,741. .18 103,32Pa 2 Công suất tiêu hao khi qua thiết bị N = Δp.V = 103,32.1,1 = 113,7 W = 0,1137 kW So với công suất của quạt là 9 kW thì trở lực tạo ra không đáng kể. 5.4 Thiết bị trao đổi nhiệt hơi bổ sung và bồn chứa nƣớc nóng: Bồn chứa nƣớc nóng có nhiệm vụ trữ nƣớc nóng để cung cấp cho MLHT và giúp ổn định hệ thống nhiệt. Do điều kiện về diện tích mặt bằng nên chọn loại bồn nƣớc nóng có thân hình trụ đặt đứng. Thiết bị trao đổi nhiệt có dạng chùm ống, mỗi ống có dạng chữ U gồm 2 nhánh, hơi sẽ ngƣng tụ phía trong ống và truyền nhiệt cho nƣớc bên ngoài. Xem nhƣ nƣớc trong bồn chuyển động với vận tốc nhỏ nên tỏa nhiệt của nƣớc ở đây là tỏa nhiệt đối lƣu tự nhiên. Hình 5.11: Thiết bị trao đổi nhiệt của bồn nước nóng Theo phƣơng án đã phân tích thiết bị trao đổi nhiệt trong bồn nƣớc nóng nhằm cung cấp nhiệt lƣợng còn thiếu tuy nhiên cần phải xem xét đến quá trình khởi động của hệ thống. Khảo sát doanh nghiệp cho thấy số ngày làm việc trong một năm là 290 ngày, doanh nghiệp nghỉ làm việc vào ngày chủ nhật và những ngày lễ. Do đó, sau một quá trình không làm việc nhiệt độ nƣớc trong bồn và trong các đƣờng ống sẽ giảm Hơi vào Nƣớc ngƣng ra 66 xuống. Mặt khác, khi hệ thống khởi động thì vẫn chƣa đi vào sản xuất nên sẽ không có lƣợng hơi phân ly vì vậy nguồn nhiệt khói thải khó đáp ứng nhu cầu khi khởi động dẫn đến phải trích hơi bổ sung. Nhƣ vậy, khi thiết kế thiết bị trao đổi nhiệt cho bồn nƣớc nóng, ta phải chọn năng suất lớn nhất trong hai trƣờng hợp khi hệ thống khởi động và khi hệ thống đi vào hoạt động. Khi hệ thống hoạt động bình thường: Năng suất nhiệt để gia nhiệt bổ sung là: Q = 568,89 kW Hình 5.12: Bồn nước nóng và nhiệt độ nước khi hoạt động Khi hệ thống khởi động: Nhiệt độ nƣớc cần đun nóng từ t2’ = 30 0C đến t2” = 90 0 C. Thời gian đun nƣớc là τ = 30 phút. Nƣớc từ MLHT 85 0 C Nƣớc đến MLHT 90 0 C Nƣớc đến các thiết bị THNT 85 0 C Nƣớc từ các thiết bị THNT 96,3 0 C 67 Chọn kích thƣớc bồn chứa nƣớc nóng D x H = (1,2 x 2) m Chiều dày thành bồn chọn theo kinh nghiệm δ = 9 mm. Do bồn nƣớc nóng không chịu áp lực lớn và nhiệt độ nƣớc nóng trong bình nhỏ hơn 1150C nên không thuộc qui phạm nguy hiểm do đó không cần thiết kiểm tra bền. Thể tích nƣớc trong bồn: 2 2 33,14V .D .H .1,2 .2 2,26m 4 4 Thể tích nƣớc trong đƣờng ống chọn khoảng 1 m3 Vậy thể tích nƣớc nóng trong toàn bộ hệ thống là 3,26 m3 Nhiệt độ trung bình của nƣớc: ttb = 0,5(30 + 90) = 60 0 C Suy ra: ρ = 983,2 kg/m3 Khối lƣợng nƣớc trong hệ thống G = V.ρ = 3,26.983,2 = 3205,23 kg Chọn tổn thất do tỏa nhiệt ra môi trƣờng xung quanh và do phải gia nhiệt thiết bị lên là 6%, khi đó nhiệt lƣợng cần thiết khi khởi động là pG.c . t 3205,23.4,18.(90 30) Q 475,1kW .0,94 30.60.0,94 Nhƣ vậy, năng suất nhiệt khi hệ thống hoạt động lớn hơn nên thiết bị trao đổi nhiệt sẽ đƣợc thiết kế ứng với năng suất này. Các thông số ban đầu: Hơi trích lấy từ ống góp có áp suất 8 bar (đã trừ đi tổn thất), ts = 170 0 C Chọn ống thép: λ = 54,4 W/m.K Ø 17,1 / 1,65 d1 = 17,1 mm – d2 = 13,8 mm Ống hai nhánh có dạng chữ U với tổng chiều dài là L Chiều dài một nhánh chọn bằng 0,9 m L = 2.0,9 = 1,8 m 68 Lƣu lƣợng nƣớc nóng cấp cho MLHT: h p Q 1688 G 80,38kg / s c . t 4,2.5 Quá trình hòa trộn nƣớc trong bồn nƣớc nóng Hình 5.13: Quá trình hòa trộn trong bồn nước nóng Do lƣu lƣợng nƣớc cấp cho MLHT lớn hơn lƣu lƣợng nƣớc qua các thiết bị THNT nên sẽ có một lƣợng nƣớc ở 850C chảy qua vách ngăn hòa trộn với nƣớc ở 96,3 0 C từ các thiết bị THNT. Ở đây, ta thấy đƣợc vai trò của vách ngăn là đảm bảo nƣớc đƣợc hòa trộn trƣớc khi qua thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung, nhƣ vậy thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung sẽ hoạt động đúng với giá trị Δt đã thiết kế. Phƣơng trình cân bằng nhiệt: (80,38 – 22,48).85 + 22,48.96,3 = 80,38.t Nhiệt độ nƣớc sau hòa trộn: t = 88,2 0 C Ta thấy để đạt đƣợc nhiệt độ nƣớc 900C thì cần thêm một nguồn nhiệt bổ sung lấy từ hơi trích. Nhƣ vậy, thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung sẽ gia nhiệt nƣớc từ 88,20C lên 90 0 C với lƣu lƣợng là 80,38 kg/s Tính tỏa nhiệt về phía hơi: Hệ số tỏa nhiệt hơi nƣớc ngƣng tụ trong ống nằm ngang: α1 = C.A.q 0,5 .L 0,35 .d1 -0,25 Với ống thép C = 1,26 Ứng với nhiệt độ ngƣng tụ ts = 170 0 C thì A = 6,14 q – mật độ dòng nhiệt 80,38 kg/s 85 0 C 22,48 kg/s 85 0 C 22,48 kg/s 96,3 0 C 80,38 kg/s 90 0 C 69 Gọi Δt1 là chênh lệch nhiệt độ giữa hơi ngƣng tụ và vách trong của ống q = α1.Δt1 α1 = 1,26.6,14.q 0,5 .1,8 0,35 .0,0138 -0,25 = 27,73.q 0,5 α1 = 27,73.( α1.Δt1) 0,5 = 27,73 2 . Δt1 = 768,95. Δt1 Chọn Δt1 = 10 0 C α1 = 768,95.10 = 7689,5 W/m 2 .K Tính tỏa nhiệt về phía nƣớc: Nhiệt độ trung bình của nƣớc trong thùng: 0 2tb 88,2 90 t 89,1 C 2 Gọi Δt2 là chênh lệch nhiệt độ giữa nƣớc và vách ngoài của ống Chọn Δt2 = 40 0 C tw2 = t2tb + Δt2 = 89,1 + 40 = 129,1 0 C Nhiệt độ tính toán: tm = 0,5.(tw2 + t2tb) = 0,5.(129,1 + 89,1) = 109,1 0 C Từ đó tra đƣợc: β = 8,03.10-4 ν = 0,274.10-6 λ = 68,48.10-2 a = 16,99.10 -8 3 4 3 2 2 2 6 8 .g.d . t 8,03.10 .9,81.0,0171 .40 Gr.Pr . 33844565 a , 274.10 . 6,99.10 1/3 1/3Nu 0,135.(Gr.Pr) 0,135.33844565 43,67 2 2 2 Nu. 43,67.68,48.10 1748,84 d 0,0171 Hệ số truyền nhiệt của thiết bị: 1 2 1 k 1 1 70 Nhiệt trở của vách ống và lớp cáu cặn: 3 40,00165 0,5.10 2,803.10 54,4 2 4 1 k 1018,17 1 1 2,803.10 7689,5 1748,84 Hình 5.14: Đồ thị trao đổi nhiệt ở thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung Nhiệt độ trung bình logarit max min max min t t (170 88,2) (170 90) t 80,9 t 170 88,2 lnln 170 90t Mật độ dòng nhiệt q k. t q = 1018,17.80,9 = 82369,95 W/m 2 Tính lại Δt1 và Δt2 1 1 q 82369,95 t 10,7 7689,5 2 2 q 82369,95 t 47,1 1748,84 Nhƣ vậy việc chọn Δt1 và Δt2 chƣa đúng. Chọn Δt1 = 10,5 0 C và Δt2 = 46 0 C Tính toán lại các giá trị: α1 = 8073,98 α2 = 1858,86 170 0 C 88,2 0 C 90 0 C 71 k = 1061,44 q = 85870,5 1 1 q 85870,5 t 10,6 8073,98 2 2 q 85870,5 t 46,2 1858,86 Giá trị Δt1 và Δt2 gần đúng với giá trị đã chọn nên không cần phải tính lại. Vậy ta có kết quả: k = 1061,44 Diện tích trao đổi nhiệt: Q F q Q = G2.cp.Δt = 80,38.4,2.1,8 = 607,67 kW Ở đây ta tính lại Q mà không lấy giá trị Q = 568,89 kW để tính diện tích trao đổi nhiệt là do giá trị nhiệt lƣợng bổ sung 568,89 kW đƣợc tính ở mục 5.1 chƣa kể đến tổn thất nhiệt. Khi tính toán các thiết bị thu hồi nhiệt khói thải và hơi phân ly, ta đều trừ đi 5% tổn thất nhiệt ra môi trƣờng do đó nhiệt lƣợng của hơi bổ sung ở đây phải lớn hơn để bù vào các tổn thất đã có. Xem tổn thất nhiệt của bồn nƣớc nóng là 5%. Nhƣ vậy diện tích trao đổi nhiệt là: 2607,67.1000F 7,45m 0,95.85870,5 Tổng số ống: tb F 7,45 n 170,6 .d .l 3,14.0,5.(0,0171 0,0138).0,9 Chọn n = 200 cho phù hợp với bố trí ống hình lục giác đều Tính lại chiều dài 1 nhánh ống: tb F 7,45 l 0,77 m .d .n 3,14.0,5.(0,0171 0,0138).200 72 5.5 Tính toán trở lực 5.5.1 Trở lực đƣờng nƣớc nóng của hệ thống Hình 5.15: Sơ đồ đường nước nóng đi qua các thiết bị Trở lực của đƣờng nƣớc nóng bao gồm: ΔP = ΔPhpl + max (ΔPk3 + ΔPk4) + ΔPcb + ΔPms Trong đó: ΔPhpl – trở lực qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly ΔPk3 – trở lực qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải lò hơi số 3 ΔPk4 – trở lực qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải lò hơi số 4 ΔPcb – trở lực cục bộ ΔPms – trở lực do ma sát trong đƣờng ống Trở lực tạo cột chất lỏng bằng 0 do nƣớc đi trong hệ thống kín. Do thiết bị trao đổi nhiệt khói thải ở lò hơi số 3 và 4 mắc song song nên ta chọn trở lực lớn nhất để tính chọn bơm. Trở lực về phía nƣớc khi qua các thiết bị trao đổi nhiệt đƣợc tính theo công thức: 2 v tr L 1 P 1 z d z 2 Trong đó: λ – hệ số ma sát L – chiều dài ống (m) dtr – đƣờng kính trong của ống (m) ζv – 0,5 hệ số trở lực cục bộ khi vào ống z – số đƣờng nƣớc trong thiết bị BỒN NƢỚC NÓNG BƠM TH nhiệt hơi phân ly TH nhiệt khói thải lò số 4 TH nhiệt khói thải lò số 3 73 ω – vận tốc của dòng nƣớc trong ống (m2/s) ρ – khối lƣợng riêng của môi chất chuyển động trong ống (kg/m3) Hệ số ma sát đƣợc xác định theo công thức: 0,25 tr 68 0,11 d Re Trong đó: Δ = 0,02 mm – độ nhám tuyệt đối của ống thép kéo liền Trở lực về phía nƣớc khi qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly: dtr = 22,48 mm ω = 1,54 m/s z = 6 L = 2,2 m Re = 105226 ρ = 965,86 kg/m3 0,25 0,02 68 0,11 0,0218 22,48 105226 2 hpl 2,2 0,5 1 1,54 .965,85 P 0,0218 0,5 1 6 0,02248 6 2 12025,72Pa Trở lực về phía nƣớc khi qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 4: dtr = 22,48 mm ω = 1,17 m/s z = 10 L = 0,708 m Re = 84571 ρ = 961,99 kg/m3 0,25 0,02 68 0,11 0,0223 22,48 84571 74 2 k4 0,708 0,5 1 1,17 .961,99 P 0,0223 0,5 1 10 0,02248 10 2 10864,17 Pa Trở lực về phía nƣớc khi qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải ở lò hơi số 3: dtr = 22,48 mm ω = 1,89 m/s z = 12 L = 0,9 m Re = 136615 ρ = 961,99 kg/m3 0,25 0,02 68 0,11 0,0212 22,48 136615 2 k3 0,9 0,5 1 1,89 .961,99 P 0,0212 0,5 1 12 0,02248 12 2 33504,18Pa Trở lực ma sát trong đƣờng ống: Chọn tốc độ nƣớc trong ống là ω = 2,5 m/s Nhiệt độ trung bình của nƣớc đi trong ống: 0 tb 85 96,3 t 90,65 C 2 Từ đó tra đƣợc: ρ = 964,8 kg/m3 ν = 0,324.10-6 m2/s Đƣờng kính trong của ống dẫn nƣớc tr 4G 4.22,48 d 0,108m 108mm 3,14.964,8.2,5 Chọn ống dẫn nƣớc bằng thép Ø 114,3 / 3,05 Tính lại vận tốc nƣớc 2 2 tr 4G 4.22,48 2,53m / s d 3,14.964,8.0,1082 75 tr 6 .d 2,53.0,1082 Re 844895 0,324.10 Hệ số ma sát: 0,25 0,02 68 0,11 0,014 108,2 844895 Vậy 2 2 ms tr L 150 2,53 .964,8 P 0,014. 59929,5Pa d 2 0,1082 2 Chiều dài ống L = 150 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng thể các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc chính xác. Trở lực cục bộ: Đây là trở lực xuất hiện khi dòng chất môi giới chuyển động từ tiết diện nhỏ fn sang tiết diện lớn f1 (đột mở) hoặc ngƣợc lại (đột thu). Do kết cấu của các thiết bị trao đổi nhiệt nên trở lực này chỉ xuất hiện ở thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly khi nƣớc từ ống đi vào buồng nƣớc của thiết bị. Còn ở thiết bị thu hồi nhiệt khói thải, do ống góp có kích thƣớc gần bằng ống nƣớc nên không có trở lực cục bộ. Hình 5.16: Trở lực cục bộ khi dòng chảy từ tiết diện nhỏ sang tiết diện lớn và ngược lại Trở lực cục bộ đƣợc xác định theo công thức: 2 cbP 2 Trong đó: ζ – hệ số trở lực cục bộ ω – vận tốc nƣớc lấy theo tiết diện nhỏ. Tiết diện lớn Tiết diện nhỏ 76 Hệ số trở lực cục bộ khi đột mở: 2 n m 1 f 1 f Hệ số trở lực cục bộ khi đột thu: 0,75 n t 1 f 0,5 1 f Tiết diện nhỏ là tiết diện ống nƣớc vào thiết bị 2 2 3 2 n trf d 0,1082 9,19.10 m 4 4 Tiết diện lớn là tiết diện buồng chứa nƣớc fl = 0,518.0,163 = 0,0844 m 2 Suy ra: 23 m 9,19.10 1 0,794 0,0844 0,75 3 t 9,19.10 0,5 1 0,459 0,0844 2 cb 2,53 .964,8 P (0,794 0,459) 3869Pa 2 Tổng trở lực: ΔP = ΔPhpl + ΔPk3 + ΔPcb + ΔPms = 12025,72 + 33504,18 + 3869 + 59929,5 = 109328,4 Pa = 11,15 mH20 Lƣu lƣợng nƣớc nóng trong hệ thống 3G 22,48Q 0,0233m / s 964,8 1398 / ph 5.5.2 Trở lực đƣờng nƣớc nóng cung cấp cho MLHT Trở lực của bơm nƣớc nóng cấp cho BPS của MLHT bao gồm trở lực qua BPS và trở lực ma sát của đƣờng ống. 77 Theo catalog của hãng sản xuất EBARA (Phụ lục 3), tổn thất áp suất của nƣớc nóng khi qua BPS và lƣu lƣợng nƣớc nóng là ΔP = 74 kPa = 74000 Pa Q = 5,09 m 3 /ph = 5090 l/ph Nhiệt độ trung bình của nƣớc nóng 0 tb 85 90 t 87,5 C 2 Tra đƣợc thông số vật lý của nƣớc ρ = 966,9 kg/m3 ν = 0,336.10-6 m2/s Đƣờng kính trong của ống dẫn nƣớc tr 4Q 4.5,09 d 0,208m 208mm 60.3,14.2,5 Chọn ống dẫn nƣớc bằng thép Ø 219 / 6 Đƣờng kính của ống dẫn nƣớc thƣờng chọn bằng đƣờng kính ống của MLHT. Tuy nhiên do catalog của nhà sản xuất không có thông số này nên ta chỉ chọn tƣơng đối để tính trở lực. Tham khảo catalog MLHT sử dụng hơi cấp nhiệt của cùng hãng sản xuất EBARA, ứng với năng suất lạnh tƣơng đƣơng thì các đƣờng ống có kích thƣớc từ 200 mm đến 250 mm. Nhƣ vậy, đƣờng ống ta chọn ở đây là hợp lý. Tính lại vận tốc nƣớc 2 2 tr 4Q 4.5,09 2,52m / s d 60.3,14.0,207 tr 6 .d 2,52.0,207 Re 1552500 0,336.10 Hệ số ma sát: 0,25 0,02 68 0,11 0,012 207 1552500 Vậy 2 2 tr L 75 2,52 .966,9 P 0,012. 13348Pa d 2 0,207 2 78 Chiều dài ống L = 75 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng thể các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc chính xác. Tổng trở lực: ΔP = 74000 + 13348 = 87348 Pa = 8,91 mH2O 5.5.3 Trở lực đƣờng nƣớc lạnh cung cấp cho công nghệ Trở lực này bao gồm trở lực qua BBH và trở lực ma sát đƣờng ống. Theo catalog của hãng sản xuất EBARA (Phụ lục 3), tổn thất áp suất của nƣớc lạnh khi qua BBH và lƣu lƣợng nƣớc lạnh là ΔP = 54 kPa = 54000 Pa Q = 3,63 m 3 /ph = 3630 l/ph Nhiệt độ trung bình của nƣớc lạnh 0 tb 15 20 t 17,5 C 2 Tra đƣợc thông số vật lý của nƣớc ρ = 998,6 kg/m3 ν = 1,081.10-6 m2/s Chọn ống dẫn nƣớc bằng thép Ø 219 / 6 Vận tốc nƣớc 2 2 tr 4Q 4.3,63 1,8m / s d 60.3,14.0,207 tr 6 .d 1,8.0,207 Re 344681 1,081.10 Hệ số ma sát: 0,25 0,02 68 0,11 0,014 207 344681 Vậy 2 2 tr L 100 1,8 .998,6 P 0,014. 10941Pa d 2 0,207 2 79 Chiều dài ống L = 100 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng thể các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc chính xác. Tổng trở lực: ΔP = 54000 + 10941 = 64941 Pa = 6,62 mH2O 5.5.4 Trở lực đƣờng nƣớc giải nhiệt Chọn tháp giải nhiệt: Tháp giải nhiệt dùng để hạ nhiệt độ nƣớc làm mát và tuần hoàn trở lại MLHT. Để chọn tháp giải nhiệt ta dựa vào các yếu tố sau: Nhiệt độ nƣớc vào và ra khỏi tháp Lƣu lƣợng nƣớc Nhiệt độ bầu ƣớt của không khí tại nơi lắp đặt Tháp giải nhiệt có 2 loại vuông và tròn. Loại vuông có đặc điểm là có thể lắp đặt thành từng cụm nối tiếp nhau nhƣ vậy sẽ đỡ chiếm diện tích mặt bằng hơn. Theo catalogue MLHT, lƣu lƣợng nƣớc giải nhiệt là Q = 8,57 m 3 /ph = 8570 l/ph Chọn tháp giải nhiệt vuông của Liang Chi Ứng với độ giải nhiệt từ 370C – 320C, lƣu lƣợng Q = 8570 l/ph, nhiệt độ bầu ƣớt tại miền Nam là 280C. Theo catalog của Liang Chi chọn Model No. 800 Ứng với Model này ta chọn tháp giải nhiệt có 4 cụm với các thông số: Số hiệu: LRC – H – 200 – C4 Lưu lượng: 10400 l/ph Chiều cao mực nước: 3,8 m Chi tiết về kích thƣớc tháp giải nhiệt đƣợc trình bày ở phụ lục 4. Tính trở lực Trở lực bao gồm trở lực qua MLHT, trở lực ma sát đƣờng ống và chiều cao mực nƣớc của tháp giải nhiệt. Theo catalog của hãng sản xuất EBARA (Phụ lục 3), tổn thất áp suất của nƣớc giải nhiệt khi qua MLHT và lƣu lƣợng nƣớc giải nhiệt là 80 ΔP = 59 kPa = 59000 Pa Q = 8,57 m 3 /ph = 8570 l/ph Nhiệt độ trung bình của nƣớc giải nhiệt 0 tb 32 37 t 34,5 C 2 Tra đƣợc thông số vật lý của nƣớc ρ = 994,1 kg/m3 ν = 0,739.10-6 m2/s Chọn ống dẫn nƣớc bằng thép Ø 250 / 6 Vận tốc nƣớc 2 2 tr 4Q 4.8,57 3,2m / s d 60.3,14.0,238 tr 6 .d 3,2.0,238 Re 1030582 0,739.10 Hệ số ma sát: 0,25 0,02 68 0,11 0,012 238 1030582 Vậy 2 2 tr L 50 3,2 .994,1 P 0,012. 12831Pa d 2 0,238 2 Chiều dài ống L = 75 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng thể các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc chính xác. Trở lực tạo bởi chiều cao mực nƣớc trong tháp giải nhiệt: ΔP = H.g.ρ = 3,8.9,81.994,1 = 37058 Pa Tổng trở lực: ΔP = 59000 + 12831+ 37058 = 115305 Pa = 11,1 mH2O 81 5.6 Chọn bơm Từ kết quả tính trở lực và lƣu lƣợng ta có các thông số để chọn bơm Bảng 5.2: Thông số chọn bơm Tên Lƣu lƣợng (lít/ph) Cột áp (mH2