boiler caculation heat exchanger

Đồ án tốt nghiệp GVHD: TH.S Bùi Thị Hương Lan

ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA Độc lập – Tự do – Hạnh phúc

--------o0o-------- --------o0o--------

NHIỆM VỤ THIẾT KẾ

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

Họ và tên sinh viên : MAI MINH TÀI

Lớp: 09NL Khóa: 2009 – 2014

Khoa: Công nghệ Nhiệt – Điện lạnh

1. Tên đề tài:

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ LÒ HƠI CHO NHÀ MÁY SẢN

XUẤT HƠI CÔNG NGHIỆP

2. Các số liệu ban đầu:

- Năng suất : 30 tấn hơi/giờ.

- Hơi bão hòa có áp suất 15 bar, nhiệt độ 200 0C

3. Nhiên liệu đốt: Hoặc là trấu, hoặc là mùn cưa, hoặc là dăm bào

4. Yêu cầu nội dung thuyết minh và tính toán:

Chương 1: Tổng quan về tình hình sản xuất hơi công nghiệp.

Chương 2: Lựa chọn lò hơi sử dụng cho nhà máy.

Chương 3: Cơ sở lý thuyết tầng sôi.

Chương 4: Sự hình thành NOx, SOx trong khói khi cháy

Chương 5: Tính cân bằng nhiệt lò hơi.

Chương 6: Tính toán trao đổi nhiệt lò tầng sôi.

Chương 7: Tính khí động lò hơi.

Chương 8: Thiết kế hệ thống xử lý bụi.

Chương 9: Quy trình xử lý nước cấp và vận hành lò hơi.

Các bản vẽ và đồ thị:

1. Sơ đồ nguyên lý hệ thống lò hơi 30T/h

2. Mặt cắt đứng của lò hơi

3. Cấu tạo buồng đốt và mặt sàng

4. Cấu tạo vách buồng hồi lưu

5. Cấu tạo cụm đối lưu

6. Cấu tạo bộ sấy không khí

7. Cấu tạo thiết bị lọc bụi xyclon ướt và xyclon chùm

SVTH: Mai Minh Tài - Lớp: 09NL i


5. Giáo viên hướng dẫn: ThS. BÙI THỊ HƯƠNG LAN

6. Ngày giao nhiệm vụ: 17 / 02 / 2014

7. Ngày hoàn thành: 31 / 05 / 2014

Đà nẵng, ngày….tháng….năm 2014 Đà nẵng, ngày….tháng….năm 2014

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN CÁN BỘ DUYỆT

(Ký và ghi rõ họ tên) (Ký và ghi rõ họ tên)

BÙI THỊ HƯƠNG LAN TRẦN THANH SƠN

Sinh viên đã hoàn thành và nộp toàn bộ báo cáo cho khoa.

Đà nẵng, ngày.…tháng….năm 2014 Đà nẵng, ngày.…tháng.…năm2014

TRƯỞNG BỘ MÔN TRƯỞNG KHOA

(Ký và ghi rõ họ tên) (Ký và ghi rõ họ tên)

SVTH: Mai Minh Tài - Lớp: 09NL ii


LỜI CẢM ƠN

Trong suốt năm năm ngồi trên giảng đường trường Đại học Bách Khoa Đà Nẵng,

em đã được sự dạy dỗ và tận tình chỉ bảo của các thầy cô giáo trong trường, đặc biệt là

các thầy cô giáo trong khoa Công nghệ Nhiệt - Điện lạnh. Em xin chân thành cảm ơn:

Toàn thể giáo viên trong trường Đại Học Bách Khoa đã dạy dỗ, giúp em

trong suốt quá trình học tập.

Toàn thể thầy giáo, cô giáo trong khoa Công Nghệ Nhiệt – Điện Lạnh đã

cung cấp cho em những kiến thức bổ ích trong suốt quá trình học tập.

Đặc biệt, em xin gửi những lời cảm ơn chân thành nhất đến cô giáo :

Th.S Bùi Thị Hương Lan. Cô đã tận tình chỉ bảo, hướng dẫn và giúp đỡ em

rất nhiều trong suốt thời gian qua để em có thể hoàn thành tốt đồ án tốt nghiệp

của mình.

Trong quá trình tính toán, thiết kế đồ án chắc chắn không tránh khỏi những thiếu

sót. Em rất mong được sự chỉ bảo tận tình của các thầy, các cô để em có thêm những

kiến thức bổ ích làm hành trang bước vào đời.

Đà Nẵng, ngày….tháng …năm 2014

SINH VIÊN

Mai Minh Tài

SVTH: Mai Minh Tài - Lớp: 09NL iii


MỤC LỤC

ĐỀ MỤC Trang

NHIỆM VỤ THIẾT KẾ i

LỜI CẢM ƠN iii

CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ TÌNH HÌNH SẢN XUẤT HƠI CÔNG NGHIỆP 1

1.1. Tình hình sản suất hơi công nghiệp trên Thế Giới 1

1.2. Tình hình sản xuất hơi công nghiệp tại Việt Nam 2

CHƯƠNG 2: LỰA CHỌN LÒ HƠI SỬ DỤNG CHO NHÀ MÁY SẢN XUẤT HƠI

CÔNG NGHIỆP 4

2.1.Lịch sử phát triển của lò hơi 4

2.1.1. Lò hơi buồng lửa ghi 4

2.1.2. Lò hơi buồng lửa phun 5

2.1.3. Lò hơi tầng sôi. 5

2.2. Tình hình thực tế 6

2.3. Tình hình khả năng sử dụng lò tầng sôi thực tế ở Việt Nam 6

2.4. Tổng quan về nhiên liệu đốt 7

2.4.1. Giới thiệu về nhiên liệu đốt 7

2.4.2.Tiềm năng nguồn nhiên liệu biomass trong nước và thế giới 8

2.4.3. Giới thiệu về nhiên liệu đốt cho lò hơi (trấu, mùn cưa, dăm bào) 9

CHƯƠNG 3: CƠ SỞ LÝ THUYẾT TẦNG SÔI 11

3.1. Giới thiệu kỹ thuật tầng sôi 11

3.1.1 Khái niệm tầng sôi 11

3.1.2. Nguyên lý làm việc của lò hơi tầng sôi 13

3.1.3. Cơ chế quá trình tạo tầng sôi 14

3.1.4. Vật liệu sử dụng trong lò tầng sôi 15

3.1.5. Những ưu và nhược điểm của công nghệ sấy tầng sôi 15

3.2. Các yếu tố ảnh hưởng đến quá trình thủy động của lớp sôi 18

3.2.1. Độ rỗng của lớp sôi 18

3.2.2. Vận tốc tối thiểu và vận tốc tối đa tạo lớp sôi 18

3.2.3 Tốc độ làm việc tối ưu 20

3.2.4 Trở lực của lớp sôi 20

3.2.5 Độ giảm áp suất theo chiều cao 20

CHƯƠNG 4: SỰ HÌNH THÀNH NOX VÀ SOX TRONG KHÓI KHI CHÁY VÀ

CÁC GIẢI PHÁP KỸ THUẬT CỦA LÒ TẦNG SÔI 21

4.1. Sự hình thành NOx trong khói khi cháy và giải pháp kỹ thuật 21

SVTH: Mai Minh Tài - Lớp: 09NL iv


4.1.1. Cơ chế hình thành NOX 21

4.1.2. Cơ chế hình thành NOX theo nguyên lý phân hủy nhiệt 21

4.1.3. Cơ chế hình thành NOX do thành phần nhiên liệu 21

4.1.4 Cơ chế hình thành NOX theo nguyên lý phản ứng tức thời 23

4.1.5. Khống chế sự hình thành NOX 23

4.2. Cơ chế hình thành và phân hủy N2O 24

4.2.1. Cơ chế hình thành N2O 24

4.2.2 Cơ chế phân hủy N2O 24

4.3. Đặc điểm quá trình hình thành N2O trong buồng đốt tầng sôi tuần hoàn 25

4.4. Phương pháp giảm N2O phát thải trong buồng lửa tầng sôi 26

4.5. Vấn đề hình thành SO2 trong quá trình cháy và giải pháp kỹ thuật 27

4.6. Phương pháp cháy ít khí phát thải SO2 trong lò hơi tầng sôi 28

4.7. Xử lý khí SO2 bằng vôi và đolomit trộn vào nhiên liệu 29

CHƯƠNG 5: TÍNH CÂN BẰNG NHIỆT LÒ HƠI 31

5.1. Các thông số thiết kế ban đầu 31

5.2. Tính thể tích không khí và sản phẩm cháy lý thuyết 31

5.2.1. Lượng không khí lý thuyết cần thiết để đốt cháy 1kg nhiên liệu [TL 1] 31

5.2.2. Thể tích sản phẩm cháy lý thuyết 31

5.2.3. Thể tích không khí và sản phẩm cháy thực tế 32

5.3. Entanpi của không khí và sản phẩm cháy 35

5.3.1. Entanpi của sản phẩm cháy lí thuyết Ik0 35

5.3.2. Entanpi không khí lí thuyết 35

5.3.3. Entanpi của khói thực tế 35

5.4.1 Tổn thất do cháy không hoàn toàn về mặt hoá học q3 38

5.4.2. Tổn thất nhiệt do cháy không hoàn toàn về mặt cơ học q4 38

5.4.3. Tổn thất nhiệt do thải ra môi trường xung quanh q5 38

5.4.4. Tổn thất nhiệt do xỉ mang ra ngoài q6 38

5.4.5 Tổn thất nhiệt do khói thải mang ra ngoài q2 38

5.5. Lượng tiêu hao nhiên liệu 39

5.7. Tính toán chế độ sôi 40

5.7.1 Tính vận tốc không khí 40

5.7.2 Kiểm tra điều kiện tạo sôi 41

5.7.3. Bộ phân phối khí 43

CHƯƠNG 6: TÍNH TOÁN TRAO ĐỔI NHIỆT LÒ TẦNG SÔI 48

6.1. Tính trao đổi nhiệt trong buồng lửa: 48

SVTH: Mai Minh Tài - Lớp: 09NL v


6.1.1 Đặc tính cấu tạo dàn ống sinh hơi 48

6.1.2 Tính toán trao đổi nhiệt trong buồng lửa 48

6.1.3 Nhiệt lượng bức xạ từ buồng lửa 52

6.2. Tính nhiệt buồng hồi lưu: 52

6.2.1. Đặc tính cấu tạo của buồng hồi lưu 52

6.2.2. Tính toán nhiệt buồng hồi lưu 53

6.3. Tính nhiệt cụm đối lưu 56

6.3.1 Đặc điểm cấu tạo cụm đối lưu 56

6.3.2 Tính toán nhiệt cụm đối lưu 57

6.4. Tính toán bộ sấy không khí: 59

6.4.1 Đặc tính cấu tạo 59

6.4.2 Tính nhiệt bộ sấy không khí 60

CHƯƠNG 7: TÍNH KHÍ ĐỘNG LÒ HƠI 63

7.1. Mục đích của việc tính khí động lò hơi 63

7.2. Tính chọn quạt gió 63

7.2.1 Tính trở lực của đường gió 63

7.2.2 Lưu lượng quạt gió cần chọn 70

7.2.3 Công suất quạt gió 70

7.2.4 Công suất của động cơ điện dùng cho quạt gió 71

7.3. Tính chọn quạt khói 71

7.3.1. Xác định các trở lực của quạt hút cần khắc phục 71

7.3.2. Áp suất đầu đẩy của quạt khói 83

7.3.3. Công suất của quạt khói 84

7.3.4. Công suất của động cơ 85

CHƯƠNG 8: THIẾT KẾ HỆ THỐNG XỬ LÝ BỤI 86

8.1. Khái niệm và tác hại của bụi 86

8.2. Phân loại các phương pháp lọc bụi 86

8.2.1. Lọc bụi theo phương pháp trọng lực( lắng bụi) : 86

8.2.2. Lọc bụi theo phương pháp ly tâm, lọc bụi theo quán tính: 87

8.2.3. Lọc bụi theo phương pháp ẩm 87

8.2.4. Lọc bụi theo phương pháp tĩnh điện 87

8.2.5. Lọc bụi kiểu túi vải hoặc ống tay áo 87

8.3. Thiết kế thiết bị lọc bụi xyclon chùm: 87

8.3.1. Cấu tạo xyclon chùm 87

8.3.2. Thiết kế xyclon chùm 88

SVTH: Mai Minh Tài - Lớp: 09NL vi


8.3.3. Bảo quản xyclon chùm 89

8.4. Thiết kế thiết bị lọc bụi xyclon ướt 90

8.4.1. Nhiệm vụ 90

8.4.2. Nguyên lý hoạt động 90

8.4.3. Các bước tính toán thiết bị 90

CHƯƠNG 9 : QUY TRÌNH XỬ LÝ NƯỚC CẤP VÀ VẬN HÀNH LÒ HƠI 91

9.1.Quy trình xử lý nước cấp cho lò hơi 91

9.2. Vận hành lò hơi 92

9.2.1. Chuẩn bị đốt lò 92

9.2.2. Khởi động lò 92

9.2.3. Vận hành lò hơi tầng sôi 94

9.2.4. Dừng lò 94

PHẦN KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 96

TÀI LIỆU THAM KHẢO 97

SVTH: Mai Minh Tài - Lớp: 09NL vii


CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ TÌNH HÌNH SẢN XUẤT HƠI CÔNG NGHIỆP

1.1. Tình hình sản suất hơi công nghiệp trên Thế Giới:- Năng lượng là động lực của quá trình phát triển của nhân loại cũng như của bất

kỳ một quốc gia nào trên thế giới. Ngày nay mọi quốc gia đều nhận thức được rằng để

phát triển kinh tế bền vững buộc phải biết kết hợp hài hòa giữa 3 quá trình phát triển,

đó là Kinh tế - Năng lượng – Môi trường. Tùy theo thực trạng về năng lượng của mỗi

nước mà các nước đều có các chính sách trung hạn, dài hạn nhằm đáp ứng có hiệu quả

nhu cầu ngày càng tăng về năng lượng.

- Nhu cầu về năng lượng trong sản xuất cũng như trong đời sống là rất lớn và ngày

càng tăng, trong đó nhiệt năng chiếm tỷ lệ chủ yếu. Trong quá trình sản suất và sử

dụng năng lượng dưới dạng nhiệt năng thì việc sinh hơi và đưa đến các hộ tiêu thụ

nhiệt có vai trò quan trọng.

- Việc sử dụng lò hơi để sản xuất hơi phục vụ cho công nghiệp đã có từ rất lâu. Đến

nay đã có hàng triệu chiếc lò hơi công nghiệp ra đời với hàng trăm kiểu dáng và quy

mô khác nhau. Rõ ràng việc sử dụng nhiệt của hơi nước phục vụ cho sản xuất công

nghiệp đã góp phần quan trọng trong công cuộc cách mạng khoa học kỹ thuật, phát

triển của xã hội. Nhưng cũng cần lưu ý là hơi nước ở áp suất và nhiệt độ cao cũng rất

nguy hại, không chỉ cho tài sản mà cả đến tính mạng của con người. Do vậy ta cần

phải tìm cách tiếp tục phát huy tác dụng tích cực của việc sản xuất hơi, đồng thời hạn

chế nguy hiểm đến mức độ tối thiểu.

- Theo một báo cáo toàn cầu toàn diện về thị trường lò hơi phục vụ cho sản xuất

hơi công nghiệp trên thê giới sẽ tăng trưởng với tốc độ 2,57% trong giai đoạn 2013-

2018 và dự báo sẽ đạt 962.500 TSPH (tấn hơi mỗi giờ) vào năm 2020. Một trong

những yếu tố quan trọng góp phần vào sự tăng trưởng của thị trường này là nhờ vào sự

phục hồi của nền kinh tế toàn cầu và nhu cầu mạnh mẽ từ các ngành công nghiệp hóa

chất, xi măng, thực phẩm, dệt, nước giải khát; các ngành công nghiệp dầu khí, ô tô,

giấy và bột giấy.

- Do suy thoái kinh tế, sự sụt giảm trong sản suất và khủng hoảng tín dụng nên thị

trường lò hơi công nghiệp trong giai đoạn 2008-2009 cũng bị giảm đáng kể. Tuy

nhiên, sự phục hồi dần dần của nền kinh tế thế giới cũng với nhu cầu sử dụng hơi công

nghiệp ngày càng tăng (lò hơi tiết kiệm năng lượng) đã hồi sinh thị trường trong năm

2010. Bắc Mỹ đang chứng kiến sự tăng trưởng ổn định và tình hình ở Châu Âu cũng

nhìn thấy dấu hiệu cải thiện. Tuy nhiên, Châu Âu sẽ có tốc độ tăng trưởng tương đối

chậm hơn do áp lực kinh tế và chính trị. Khu vực Châu Á – Thái Bình Dương là thị

trường phát triển nhanh nhất trên thế giới với tốc độ dự kiến là 5,3%.

SVTH: Mai Minh Tài - Lớp: 09NL Trang 1


- Các quy định ngày càng nghiêm ngặt về môi trường và hiệu quả năng lượng ảnh

hưởng rất nhiều đến thị trường lò hơi công nghiệp ở các nước công nghiệp hóa. Do đó

xu hướng hướng tới thay thế các lò hơi công nghiệp đốt than, dầu bằng các lò hơi đốt

bằng khí tự nhiên, nhiên liệu sinh học, sinh khối đang ngày càng tăng.

Tại Ấn Độ tốc độ tăng trưởng trong lĩnh vực sản xuất hơi công nghiệp dự kiến là tăng

1,8% trong giai đoạn 2009-2020. Ở Trung Quốc tốc độ tăng trưởng trong lĩnh vực này

là 5,7% mỗi năm.

1.2. Tình hình sản xuất hơi công nghiệp tại Việt Nam:- Lò hơi là một thiết bị không thể thiếu được trong nền kinh tế quốc dân, nền công

nghiệp hiện đại. Theo thống kê sơ bộ, Việt Nam hiện đang sử dụng hơn 2000 lò hơi

các loại, trong đó chủ yếu thuộc lĩnh vực công nghiệp. Các lò này có công suất từ 1T/h

đến 300 T/h. Phần lớn các lò hơi đang sử dụng đều có hiệu suất năng lượng thấp nên

lượng khí độc hại do đốt nhiên liệu phát thải vào môi trường rất cao. Theo nghiên cứu

gần đây của Bộ công nghiệp, do công nghệ lò hơi lạc hậu nên mức tiêu hao năng lượng

để sản xuất ra một đơn vị sản phẩm cao. Vì vậy, việc nâng cao hiệu suất, tiết kiệm

năng lượng đối với lò hơi đang là vấn đề được các doanh nghiệp quan tâm, nhất là

trong thời điểm hiện nay khi nguồn nhiên liệu hóa thạch ngày càng cạn kiệt và giá cả

nhiên liệu có xu hướng ngày càng tăng.

- Trong các lĩnh vực công nghiệp, lò hơi dùng để sản xuất hơi nước. Hơi nước sẽ

làm chất trung gian tải nhiệt. Nó sẽ truyền nhiệt lượng cho sản phẩm cần gia nhiệt

trong thiết bị trao đổi nhiệt. Trước đây, đa phần các doanh nghiệp sản xuất sử dụng

than đá dầu FO làm nhiên liệu cho lò hơi (lò đốt). Việc này vừa tốn kém do giá nhiên

liệu đắt đỏ, lại vừa gây ô nhiễm môi trường. Nhưng từ năm 2009 đến nay xu hướng sử

dụng lò hơi đốt đa nhiên liệu kiểu tầng sôi đã được đẩy mạnh nghiên cứu và ứng dụng

rộng rãi trong công nghiệp. Đặc điểm của lò hơi này là dùng được nhiều loại nhiên liệu

có sẵn, rẻ tiền như trấu, mùn cưa, vỏ cà phê, rơm rạ, bả mía, than có chất dự trữ thấp,

… làm giảm chi phí về nhiên liệu từ 60-65% so với lò đốt than đá, và có thể giảm 80%

so với lò đốt dầu FO. Bên cạnh đó còn góp phần giảm tối thiểu các khí độc hại gây ô

nhiễm môi trường như NOx, SOx trong khói thải. Hiện nay, một số doanh nghiệp đã sử

dụng lò hơi tầng sôi đốt nhiên liệu rẻ tiền để sản xuất hơi như: Công ty cổ phần Trà

Bắc – Tỉnh Trà Vinh sử dụng 2 hệ thống lò hơi đốt bằng trấu kiểu tầng sôi 4 T/h và 7

T/h; Các doanh nghiệp tại đồng bằng sông Cửu Long sử dụng lò hơi tầng sôi đốt trấu,

bã mía công suất 4 T/h, 5 T/h và 6 T/h, phục vụ cho sản xuất giấy bao bì, cơm dừa;

Một số doanh nghiệp ở thành phố Hồ Chí Minh sử dụng lò hơi tầng sôi đốt than cám

công suất 4 T/h trong sản xuất bao bì; lò hơi đốt vỏ hạt điều, trấu công suất 7 T/h được



sử dụng trong sản xuất bao bì tại Bình Dương. Ở Đà Nẵng, công ty điện hơi công

nghiệp Tín Thành sử dụng 2 hệ thống lò hơi đốt trấu, mùn cưa công suất 5 T/h và 15

T/h để sản xuất hơi bán cho công ty cổ phần cao su Đà Nẵng – DRC

- Trong nhà máy nhiệt điện, trung tâm nhiệt điện, lò hơi là thiết bị lớn nhất, vận

hành phức tạp nhất. Nó có trình độ cơ khí hóa cao, tự động hóa cao, làm việc đảm bảo

và hiệu suất tương đối cao. Nó có nhiệm vụ sản xuất hơi để cung cấp hơi chạy Tuabin.

Ở Việt Nam ngoài nhiệt điện Mạo Khê, cả nước hiện có 5 nhà máy nhiệt điện sử dụng

công nghệ lò hơi tầng sôi tuần hoàn với tổng công suất 1550 MW. Đó là Nhiệt điện Na

Dương hoạt động từ năm 2004, công suất 100 MW; Nhiệt điện Cao Ngạn công suất

100 MW, hoạt động năm 2007; Nhiệt điện Sơn Động công suất 220 MW, hoàn thành

từ cuối năm 2010; Nhiệt điện Cẩm Phả công suất 600 MW, hoàn thành năm 2011.

Hiện Vinacomin đang nghiên cứu để đầu tư nhà máy Nhiệt điện Cẩm Phả 3 có thể sử

dụng than chất lượng thấp hơn, chỉ từ 2000 – 2500 Kcal/Kg. Điều này sẽ giúp khai

thác và sử dụng hiệu quả nguồn than trên địa bàn tỉnh Quảng Ninh.



CHƯƠNG 2: LỰA CHỌN LÒ HƠI SỬ DỤNG CHO NHÀ MÁY SẢN XUẤT

HƠI CÔNG NGHIỆP

2.1.Lịch sử phát triển của lò hơi :- Lò hơi là một thiết bị không thể thiếu được trong nền kinh tế quốc dân, nền

công nghiệp hiện đại. Lò hơi là thiết bị rất phổ biến trong các xí nghiệp nhà máy.

Trong các nhà máy công nghiệp như nhà máy hóa chất, phân bón, đường, rượu bia,

nước giải khát, thuốc lá, dệt, chế biến thực phẩm…, hơi nước phục vụ cho các quá

trình công nghệ như đun nấu, chưng cất các dung dịch, cô đặc và sấy sản phẩm…

Hơi ở đây thường là hơi bão hòa, có áp suất hơi tương ứng với nhiệt độ bão hòa

cần thiết cho quá trình công nghệ. Loại lò hơi này được gọi là lò hơi công nghiệp,

có áp suất hơi thấp, sản lượng nhỏ. Trong nhà máy nhiệt điện, lò hơi sản xuất ra

hơi để làm quay tuabin, phục vụ cho việc sản xuất điện năng nên đòi hỏi phải có

công suất lơn, hơi là hơi quá nhiệt có áp suất và nhiệt độ cao, loại này được gọi là

lò hơi năng lượng.

- Nước ta là một nước đang phát triển, công nghiệp và năng lượng là hai ngành

được quan tâm hàng đầu và đang trong thời kỳ phát triển với tốc độ rất cao, do đó

công nghệ chế tạo lò hơi, lắp ráp các lò hơi sử dụng trong công nghiệp và trong các

nhà máy nhiệt điện cũng đòi hỏi phải được quan tâm đúng mức để đáp ứng được

tương xứng với tốc độ phát triển kinh tế của đất nước.

- Hiện nay, lò hơi rất đa dạng muôn hình muôn vẻ. Chính vì vậy việc phân loại

lò hơi có nhiều phương thức:

+ Theo chế độ đốt nhiên liệu: lò hơi buồng lửa ghi, lò hơi buồng lửa phun,

lò hơi tầng sôi.

+ Theo chế độ tuần hoàn nước: lò hơi tuần hoàn tự nhiên, lò hơi tuần hoàn

cưỡng bức, lò hơi trực lưu.

+ Theo công suất hay thông số áp suất.

+ Theo công dụng: lò hơi công nghiệp, lò hơi dùng trong nhà máy phát điện,

lò hơi nửa di động và di động.

Ở đây ta chỉ quan tâm việc phân loại lò hơi theo chế độ đốt nhiên liệu.

2.1.1. Lò hơi buồng lửa ghiLò hơi buồng lửa ghi gồm có ba dạng cơ bản: buồng lửa ghi thủ công, buồng

lửa ghi bán cơ khí (cả ba công việc cấp nhiên liệu, trang than, thải xỉ ra khỏi buồng lửa

đều thực hiện bằng tay) và buồng lửa ghi cơ khí hóa (cả ba công việc trên đều cơ khí

hóa). Nhiên liệu đưa vào buồng lửa này thường xếp theo tầng cố định trên ghi để tiến

hành các giai đoạn của quá trình cháy. Gió được cấp thổi từ dưới lên qua khe hở của



ghi, rồi xuyên qua các khe hở của lớp liệu thực hiện quá trình cháy. Đặc điểm của

buồng lửa ghi là chỉ đốt những loại than có chất lượng và kích cỡ thích hợp, ghi dãn

nở nhiệt rất lớn (hay bị cháy), không thể phân phối không khí cho ghi, sản lượng cho

lò hạn chế (<150 tấn/h), thường lọt than qua ghi gây tổn thất cháy không hoàn toàn.

2.1.2. Lò hơi buồng lửa phunBuồng lửa phun là loại buổng lửa có thể dùng cho cả nhiên liệu rắn, nhiên liệu

lỏng, nhiên liệu khí. Trong đó, nhiên liệu khí có thể đốt trực tiếp, còn nhiên liệu rắn và

lỏng phải gia công, phun thành hạt, nghiền thành bột. Ở đây ta chỉ nói về buồng lửa

phun than. Đặc điểm của buồng lửa phun than là nhiên liệu được không khí thổi qua

vòi phun vào buồng lửa và cháy ở trạng thái lơ lửng qua các gian đoạn của quá trính

cháy của nhiên liệu rắn. Buồng lửa phun có những ưu điểm là sản lượng của lò hơi

không bị hạn chế, hiệu xuất cháy cao hơn buồng lửa ghi, có thể sấy không khí nóng

đến nhiệt độ cao (200 450 0C). Buồng lửa phun có thể đốt những nhiên liệu kém chất

lượng và kích thước hạt nhỏ thu được từ quá trình khai thác. Ngược lại, lò có cấu tạo

phức tạo, chi phí đầu tư cao và đòi hỏi hệ thống chuẩn bị nhiên liệu cồng kềnh, tốn

kém.

Vùng xung quanh lò phun có nhiệt độ lớn nhất trong buồng lửa có thể đạt đến

nhiệt độ 16000C đến 19000C. Mặt khác, thời gian lưu lại của hạt trong buồng lửa xấp

xỉ thời gian lưu lại của dòng khí và nhiệt độ của buồng lửa cao là điều kiện để hình

thành nên NOx và CO, lượng SO2 không được hấp thụ. Hơn nữa thời gian lưu lại của

hạt trong buồng lửa không lớn nên tổn thất cơ học tăng lên. Muốn cải thiện thời gian

lưu lại của hạt trong buồng lửa phải tăng chiều cao của ngọn lửa, tức là tăng kích

thước của buồng lửa do đó chi phí đầu tư phải tăng lên.

2.1.3. Lò hơi tầng sôi. Lò hơi tầng sôi là loại lò mà phương pháp đốt có sự kết hợp của phương pháp

đốt lớp chặt nằm trên ghi và phương pháp đốt nhiên liệu rắn dạng bột phun vào buồng

lửa. Vì vậy lò hơi tầng sôi lợi dụng ưu điểm và khắc phục nhược điểm của hai phương

pháp trên. Công nghệ tầng sôi cũng không có gì mới, bởi vì chi phí nhiên liệu ngày

càng tăng cao và khả năng đốt nhiên liệu kém chất lượng giúp cho công nghệ tấng sôi

phát triển trong mọi lĩnh vực. Xét trên các mặt hiệu quả kinh tế, giá thành nhiên liệu,

khả năng sử dụng nhiên liệu kém chất lượng và bảo vệ môi trường thì lò hơi tầng sôi là

một trong những lựa chọn tối. Lò hơi tầng sôi có nhiều cách phân loại khác nhau.

-Theo kích thước ta có tầng sôi đôi, tầng sôi cạn, tầng sôi sâu, tầng sôi tuần hoàn.

- Theo sự chuyển động của nhiên liệu: tầng sôi kiểu bong bóng, tầng sôi tuần hoàn.



2.2. Tình hình thực tế:- Trước đây nước ta chủ yếu sử dụng lò hơi đốt than, đốt dầu trong lĩnh vực công

nghiệp và năng lượng. Hiện nay giá các loại nhiên liệu hóa thạch như dầu mỏ, khí đốt,

than… đang ở mức cao và biến động hằng ngày, mặt khác nguồn khai thác ngày càng

cạn kiệt. Trong khi đó nước ta còn rất nhiều nhiên liệu xấu chưa được sử dụng có hiệu

quả như các loại than xấu có nồng độ lưu huỳnh cao. Chất thải dân dụng và công

nghiệp yêu cầu phải có công nghệ xử lý thích hợp nhằm bảo vệ môi trường và tận

dụng một phần làm năng lượng. Việc ứng dụng buồng lửa tầng sôi để xử lý nhiệt các

chất thải rắn đang được ứng dụng rộng rải trên Thế Giới.

- Những năm gần đây, kỹ thuật đốt tầng sôi đã được đẩy mạnh nghiên cứu và ứng

dụng trong công nghiệp do những ưu điểm nỗi bật của nó so với các phương pháp đốt

truyền thống khác như: công suất của buồng đốt hầu như không giới hạn, khả năng đốt

đồng thời nhiều loại nhiên liệu khác nhau, hiệu quả quá trình cháy cao, cường độ trao

đổi nhiệt lớn, chi phí chuẩn bị nhiên liệu thấp, giảm tối thiểu các khí độc hại như NOx,

SOx, đốt được các loại nhiên liệu xấu, thành phần lưu huỳnh cao, độ ẩm cao, độ tro

lớn, khi đốt thải ra ít khí độc hại.

- Công nghệ đốt tầng sôi nền cát có khả năng đốt hiệu quả các loại nhiên liệu xấu

như: trấu, mùn cưa, dăm bào, vỏ cà phê là những chất thải rất khó xử lý sau thu hoạch.

Ưu điểm của công nghệ tầng sôi nền cát là: đốt được hầu hết phế thải nông lâm nghiệp

như trấu, vỏ cà phê, mùn cưa, rơm rạ, bã mía…làm giảm đáng kể chi phí nhiên liệu so

với đốt than và đốt dầu. Quá trình cháy triệt để do phế thải được vùi trong lớp cát có

nhiệt độ cao ( >8500C ) và thời gian lưu lại vùng cháy lâu đảm bảo gần cháy kiệt nhiên

liệu. Hiệu suất buồng đốt có thể đạt trên 90%, không gây ô nhiễm môi trường do lượng

khí phát thải ô nhiễm trong quá trình cháy thấp. Đốt được phế liệu có độ ẩm và độ tro,

lượng lưu huỳnh cao từ 30÷40%. Quá trình đốt diễn ra liên tục, tạo nên khả năng tự

động hóa cao, lượng tro đốt từ các lò này có tỷ lệ SiO2 lên đến 91% và là một dạng tro

vô định hình rất tốt cho việc dùng chất phụ gia để sản xuất vật liệu xây dựng (gạch

chịu lửa, xi măng, tấm cách âm, vật liệu composit…), trong khi giá thành loại chất phụ

gia này rất đắt, mang lại nguồn lợi nhuận tương đối cao cho các doanh nghiệp.

2.3. Tình hình khả năng sử dụng lò tầng sôi thực tế ở Việt Nam:- Hiện nay trên quy mô toàn cầu, nguồn nhiên liệu sinh khối là nguồn nhiên liệu lớn

thứ tư, chiếm 14% tổng nhiên liệu tiêu thụ trên Thế Giới. Ở các nước đang phát triển

nguồn nhiên liệu sinh khối tiêu thụ khoảng 35% tổng nhiên liệu đốt. Đối với Việt Nam

ta thì hiện có hơn 100 triệu tấn sinh khối gỗ, phụ phẩm gỗ từ chế biến lâm nghiệp và

nông nghiệp. Tiềm năng sinh khối ở Việt Nam là khá lớn, chủ yếu là trấu, mùn cưa,



dăm bào, bã mía, sắn , ngô… Bên cạnh đó ở Miền Trung và đồng bằng sông Cửu Long

có nhiều nguồn nhiên liệu xấu chưa khai thác hết như than nâu, than bùn, than có

thành phần lưu huỳnh cao. Đặc biệt ở Quảng Nam có mỏ than Nông Sơn, là mỏ than

có thành phần lưu huỳnh, độ tro cao, nhiệt trị rất thấp, có thể nói đó là loại than được

xếp vào loại than xấu. Nếu như ta dùng loại than này vào các công việc đốt các loại lò

bình thường thì khả năng phát thải khí ô nhiễm và độ tro bay ra môi trường sẽ rất lớn

gây ô nhiễm môi trường nghiêm trọng. Vì vậy việc sử dụng những nguồn nhiên liệu

này cần được phổ biến rộng rãi và phát triển nhiều hơn, nhằm giảm bớt sức ép về nhu

cầu năng lượng hiện nay, nhất là trong tình trạng thiếu điện và giá xăng dầu ngày càng

tăng trong tình hình hiện nay. Hơn thế nữa nó còn góp phẩn đảm bảo an ninh năng

lượng cho tương lai.

2.4. Tổng quan về nhiên liệu đốt:2.4.1. Giới thiệu về nhiên liệu đốt:

– Nhiên liệu là những vật chất khi cháy phát ra ánh sáng và nhiệt năng. Trong

công nghiệp thì nhiên liệu phải đạt các yêu cầu: có sẵn trong tự nhiên với trữ lượng

lớn, dễ khai thác, giá thành rẻ, khi cháy không sinh ra các chất gây nguy hiểm.

– Nhiên liệu có thể phân thành 2 nhóm chính: nhiên liệu vô cơ và nhiên liệu

hữu cơ.

– Nhiên liệu hữu cơ là nhiên liệu có sẵn trong tự nhiên do quá trình phân hủy

hữu cơ tạo thành như:

+ Khí thiên nhiên.

+ Nhiên liệu lỏng: dầu nhẹ ( diezen DO ) dầu nặng ( dầu đen FO).

+ Nhiên liệu rắn: theo tuổi hình thành nhiên liệu thì ta có gỗ, bùn, than nâu,

than mỡ, than đá, nữa antraxit và antraxit( cám).

– Nhiên liệu vô cơ là nhiên liệu hạt nhân, được dùng trong các lò phản ứng của

nhà máy điện nguyên tử

* Ngày nay nguồn nhiên liệu hóa thạch ngày càng khan hiếm, do đó trên thế

giới xảy ra nhiều cuộc khủng hoảng nhiên liệu. Thêm vào đó, khi đốt nhiên liệu hóa

thạch sinh ra 1 lượng lớn CO2 và các khí độc SO2, NOx, CO gây nên hiện tượng nhà

kính, mưa axit, phá hủy tầng ozone, phá hủy môi trường. Chính vì vậy những năm

gần đây, sự chú ý đến các công nghệ năng lượng tái tạo nói chung và năng lượng sinh

khối nói riêng đã và đang phát triển mạnh mẽ

Nói đến lợi ích khi sử dụng nhiên liệu sinh khối (biomass) chắc có lẽ ai cũng rõ,vì lĩnh vực này không chỉ mang lại lợi ích ở một vài khía cạnh nào đó mà nó mang lại lợi ích tổng thể trên nhiều lĩnh vực, nó không chỉ tiện lợi trong lĩnh vực khai thác, tiết kiệm kinh tế khi sử dụng, tăng giá trị đầu ra cho các nguồn sản phẩm nông lâm nghiệp,



mà còn mang lại lợi ích về môi trường vì đốt nhiên liệu sinh khối nguồn khí thải hầu như không có hoặc rất hạn chế những thành phần gây hại như khí SO2 hay NOx và làm nguồn khí thải CO2 luân chuyển tuần hoàn chứ không làm gia tăng thêm vào khí quyển. Hiện nay nguồn nhiên liệu từ Biomass được các lò đốt công nghiệp trong nước và trên thế giới càng ngày càng được mở rộng sử dụng, đó cũng là kết quả của những nguyên nhân vừa nêu trên, và cũng là yêu cầu đặt ra khi nguồn nhiên liệu hóa thạch đã dần cạn kiệt.

Biomass là nhiên liệu sinh khối và được chia thành nhiều loại khác nhau: Nhiên liệu rắn là loại biomass thô gồm gỗ, củi, phế thải nông nghiệp… Nhiên liệu lỏng sản xuất từ biomass gồm 3 loại chính: methanol sản xuất

bằng việc tổng hợp các chất khí, etanol là sản phẩm từ việc lên men từ đường, tinh bột hoặc xellulo, dầu thực vật được sản xuất từ các loại hạt có dầu sử dụng cho động cơ đốt trong.

Nhiên liệu khí là sản phẩm của quá trình hóa khí của các nhiên liệu biomass thô thông qua các quá trình hóa học. Biomass thô là hợp chất của xenlulo, lignin, và các thành phần khác được tạo ra từ cacbon, hydro, oxy. Hóa khí là sự chuyển đổi cacbon trong biomass thành những chất khí dễ cháy bằng cách điều khiển tốc độ dòng khí thổi qua lớp vật liệu.

2.4.2.Tiềm năng nguồn nhiên liệu biomass trong nước và thế giớiPhụ phẩm thừa từ nông nghiệp và lâm nghiệp trên thế giới bao gồm: vỏ trấu

(100 triệu tấn), mùn cưa (250 triệu tấn), vỏ hạt điều, bã mía, gỗ vụn ( 400 triệu tấn).

( số liệu năm 1990).

Bảng 2.1 Nhiên liệu biomass được sử dụng của một số nước trên thế giới

Việt Nam là một nước vùng nhiệt đới, ba phần tư diện tích là đồi núi nên tiềm năng phát triển gỗ lớn và là nước nông nghiệp nên nguồn phụ phẩm nông nghiệp phong phú. Nguồn này ngày càng tăng do sự phát triển của nông nghiệp và lâm nghiệp.

Bảng 2.2: Lượng phụ phẩm ở Việt Nam

Loại nhiên liệu Tiềm năng (triệu tấn/năm)

Rơm rạ 32,52

Trấu 6,8

Bã mía 4,45

Mùn cưa 5,80


Nước Sử dụng ( 103 tấn)

Canada 690

Thụy Sĩ 1400

Italia 550

Đức 400


2.4.3. Giới thiệu về nhiên liệu đốt cho lò hơi (trấu, mùn cưa, dăm bào):

Mùn cưa, dăm bào và trấu là các loại phế phẩm của ngành sản xuất nông

nghiệp, lâm nghiệp. Hiện cả nước có trên 250000 cơ sở chế biến nông, lâm, thủy sản.

Nguồn năng lượng có thể tận dụng được từ các phụ phẩm trong nông nghiệp lại rất

phong phú nhưng chưa tận dụng hợp lý. Đặc biệt vào mùa thu hoạch lúa thì số lượng

trấu thải ra càng nhiều, một ít được tận dụng làm nguyên liệu đốt số còn lại thì thải ra

môi trường một cách bừa bãi, đổ xuống sông, suối…gây ô nhiễm môi trường. Mùn

cưa, dăm bào cũng vậy, hàng tháng lượng mùn cưa, dăm bào thải ra từ các công ty chế

biến gỗ rất lớn (150.000 tấn) và việc xử lý lượng mùn cưa, dăm bào này đang là vấn đề

khó khăn cho nhiều công ty.

Hình 2.1: Dăm bào

Hình 2.2: Mùn cưa



Hình 2.3 : Vỏ trấu

Hình 2.4: Ảnh hưởng đến môi trường

Kết luận: Từ những phân tích, đánh giá về tình hình sử dụng lò hơi tầng sôi ở trên

Thế Giới nói chung và ở Việt Nam nói riêng, những ưu điểm nổi bật của lò hơi tầng

sôi và nguồn nhiên liệu dồi dào ở trong nước. Nên em quyết định chọn Lò Hơi tầng sôi



đốt đa nhiên liệu ( hoặc là trấu, hoặc là mùn cưa, hoặc là dăm bào) công suất 30T/h để

sử dụng cho nhà máy sản xuất hơi công nghiệp.

CHƯƠNG 3: CƠ SỞ LÝ THUYẾT TẦNG SÔI

3.1. Giới thiệu kỹ thuật tầng sôi:

3.1.1 Khái niệm tầng sôi: Tầng sôi đơn giản là một vùng không gian được tạo bởi các hạt rắn (than, tro,

cát, đá vôi…) những hạt này được nâng lên và lơ lững trong buồng đốt nhờ áp lực của

dòng không khí. Vì vậy lớp liệu trong buồng đốt giãn nở ra, sự tiếp xúc giữa không khí

và nhiên liệu tăng lên nhiều. Ở trạng thái này các hạt chuyển động tự do và sôi giống

như chất lỏng.

Lò tầng sôi là loại lò có nhiên liệu được đốt cháy trong một lớp hoặc trong một

thể sôi gồm những hạt rắn nóng không cháy. Kiểu đốt nhiên liệu này có lợi trong việc

giải quyết những vấn đề nan giải mà lò đốt nhiên liệu hóa thạch theo kiểu thường gặp

phải. Do vậy, trên thị trường hiện nay lò tầng sôi đang ngày càng phát triển và dần

thay thế những loại lò đốt nhiên liệu rắn kiểu cũ như lò Stoke hay lò vòi phun nhiên

liệu rắn.

Lò tầng sôi đốt được tất cả các loại nhiên liệu, kể cả các loại nhiên liệu xấu và

có hàm lượng tro và lưu huỳnh cao, lò tầng sôi đốt nhiên liệu bằng cách đốt cháy nhiên

liệu trong một điều kiện thủy động đặc biệt gọi là thể sôi và sự truyền nhiệt cho bề mặt

hạt nhiên liệu và dàn ống sinh hơi thông qua một lớp phân tử rắn không cháy. Trong

đó nhiên liệu được đốt cháy trong một lớp vật chất nóng (800÷9500C) với những hạt

không cháy như tro, cát, đá vôi. Trong buồng đốt, nhiên liệu cùng với lớp vật liệu sôi

được thổi lên cao từ 0,5 đến 1 mét, tạo nên bởi dòng không khí thổi qua một bộ phân

phối với tốc độ xác định.

Các lò tầng sôi có thể được giải thích rõ ràng hơn bằng cách phân chúng ra thành

2 kiểu:

+ Lò tầng sôi kiểu sôi tĩnh (tầng sôi bong bóng)

+ Lò tầng sôi kiểu sôi tuần hoàn

Người ta phân biệt được 2 kiểu này dựa trên mối quan hệ giữa vận tốc và độ chênh

áp của gió thổi qua tầng sôi.

Trong lò hơi có buồng đốt tầng giả lỏng kiểu sôi mạnh vận tốc dòng không khí thổi

qua ghi lớn hơn nhiều so với loại lò tầng sôi kiểu sôi nhẹ. Sự cung cấp dòng không khí

này vào buồng đốt nhiều hơn so với loại sôi nhẹ và nó được duy trì cho đến điểm cao

nhất của lò. Vì vậy kết quả lớp vật liệu sôi này tiếp tục chuyển động đến đỉnh lò, lớp

vật liệu sôi này được giữ lại tại bộ phận chia chất rắn và quay trở lại với mốc cơ bản



buồng đốt khi tốc độ đủ lớn, sự tái tuần hoàn này của các hạt rắn tạo ra bởi một lưới

kín. Lớp vật liệu sôi, sôi mãnh liệt này quay trở lại buồng đốt hòa trộn với dòng không

khí, kết quả là nhiệt độ buồng đốt ổn định và đều trong khoảng 800 0C đến 9000C và

cho quá trình cháy tối ưu và bức xạ mạnh.

Ta có thể khảo sát một thí nghiệm về tầng sôi như sau:

- Cho một lớp hạt nhiên liệu chặt trên ghi, thổi gió từ dưới lên, ta đo và vẽ thành

đồ thị quan hệ giữa tốc độ gió với hiệu áp trước và sau lớp nhiên liệu trên ghi.Ta thấy

ban đầu tốc độ gió tăng thì hiệu áp cũng tăng, đến một tốc độ ωs ( ωs gọi là vận tốc giới

hạn) nào đó thì p không tăng nữa, chiều dày lớp hạt tăng dần, tốc độ tăng dần thì

chiều dày lớp hạt cũng tăng theo, hạt dao động trong một phạm vi nhất định p vẫn

không đổi, nhưng khi tốc độ tăng đến ωc (ωc gọi là vận tốc cuốn theo) thì p giảm đột

ngột và hạt bay hết theo dòng không khí.

Khảo sát tầng hạt trong phạm vi ωs ÷ ωc thấy các đặc điểm giống như chất lỏng như

sau:

- Các hạt chuyển động hỗn loạn tương tự như chuyển động nhiệt của phân tử.

- Giữa các hạt và không khí tồn tại mặt phẳng ranh giới như mặt nước, bất kể ban

đầu hạt đươc sắp xếp như thế nào.

- Nếu đặt một vật nhẹ lên lớp hạt, vật chuyển động bồng bềnh như thuyền trên

mặt nước.

- Nếu trổ một miệng ra thì lớp hạt chảy ra như nước, phần còn lại vẫn phân bố

đều như lớp nước. Người ta dựa vào đặc điểm này để cấp mùn cưa và thải xỉ tại một vị

trí mà lớp hạt vẫn đồng đều.

- Khi cỡ hạt không đều nhau, thì những hạt nhỏ chịu lực đẩy lớn hơn trọng lực sẽ

thoát ra khỏi lớp hạt như hơi và những hạt nước nhỏ tách ra khi chất lỏng sôi.

Vì những đặc điểm khảo sát trên nên ta gọi là đốt tầng giả lỏng ( đốt tầng sôi ).


Cụmđốilưu

Bộ sấyKhông khí

xyclonchùm

Quạt khói

Thiết bị xử lý bụixyclon ướt

Buồng lửa

Buồnghồilưu

Quạt gió

Kho cấpnhiên liệu

Hơi bão hòa

Nước cấp

khói


3.1.2. Nguyên lý làm việc của lò hơi tầng sôi:

Hình 3. 1: Sơ đồ nguyên lý lò hơi tầng sôi

– Lò hơi bao gồm một buồng đốt, trong đó các hạt nhiên liệu lơ lửng tạo thành lớp

đệm bao gồm như là đá vôi, nhiên liệu, tro, được gió cấp 1 và gió cấp 2 tạo thành như

đang sôi. Dòng không khí chảy rối này mang các hạt nhiên liệu rắn này bay theo trong

khi đang cháy lên tận đỉnh của buồng lửa.

– Quá trình nhiên liệu cháy trong buồng lửa được phân thành từng tầng theo chiều

cao của buồng lửa và tuỳ theo tốc độ của gió cấp 1, cấp 2. Nhiệt từ lớp nhiên liệu cháy

được truyền tới nước qua các tường ống lên bố trí xung quanh buồng lửa, đáy buồng

lửa, trần buồng lửa.

– Khói nóng mang theo các hạt rắn nhiên liệu và tro bay rời khỏi buồng đốt ở phía

trên đỉnh buồng đốt và đi vào buồng hồi lưu. Phần này phân ly những hạt nhiên liệu có

kích cỡ lớn (nhiên liệu chưa cháy hết, các hạt đá vôi chưa phản ứng) ra khỏi dòng khói

quay trở lại buồng đốt hoà trộn với nhiên liệu trong buồng đốt tiếp tục quá trình cháy.

– Sàng đáy của buồng đốt được cấu tạo bởi liên kết giữa các ống, giữa các ống

được bố trí các mũi phun gió cấp 1 có dạng kiểu mũi tên.

– Trong những khu vực xảy ra sự thay đổi hướng dòng khói của vòng tuần hoàn

nóng, các tường ống phần này được đắp thêm một lớp chịu nhiệt chống mài mòn.

– Các ống phun gió cấp 2 được bố trí ở các độ cao khác nhau để phù hợp với sự

phân vùng quá trình cháy theo chiều cao buồng lửa. Không khí cấp một đi vào hộp gió

phía dưới sàng đáy của lò và cung cấp gió cho quá trình tạo sự sôi của nhiên liệu và

quá trình cháy.



– Sự hoạt động rối của dòng hỗn hợp nhiên liệu cháy gây bởi gió cấp một. Gió cấp

một này sẽ làm cho nhiên liệu cấp vào buồng lửa được hoà trộn đồng đều với lớp

nhiên liệu đang cháy trong lớp sôi. Mật độ hạt rắn lớp sôi giảm dần từ đáy đến đỉnh

của buồng lửa. Gió cấp hai được đưa vào buồng đốt qua các vòi phun gió được đặt

phía trên các vòi phun gió cấp 1 để trợ giúp cho lớp sôi được tuần hoàn và cháy tiếp,

cung cấp không khí cho các lớp sôi phía trên để giảm NOx, dùng để điều chỉnh hệ số

không khí thừa và điều chỉnh nhiệt độ cháy trong buồng đốt.

– Khói nóng và các hạt nhiên liệu có kích cỡ nhỏ của lớp sôi (tro bay) được hút qua

buồng hồi lưu và đi qua cụm đối lưu, bộ sấy không khí (phần này gọi là phần đuôi lò).

– Sau khi thực hiện quá trình trao đổi nhiệt đối lưu ở phần đuôi lò, khói được đưa

vào thiết bị lọc bụi xyclon chùm và qua quạt khói đi qua thiết bị lọc bụi xyclon ướt rồi

qua ống khói thoát ra ngoài môi trường.

– Nhiên liệu được đưa vào buồng lửa qua vít cấp đặt ở tường bên của buồng lửa.

Phía trên của vít cấp có một thiết bị cấp nhiên liệu kiểu băng tải. Thiết bị này nhằm

mục đích kiểm soát được lượng nhiên liệu đưa vào buồng lửa.

– Bột đá vôi được cấp vào buồng lửa đồng thời với quá trình cấp liệu. Lượng bột đá

vôi đưa vào lò được điều chỉnh bởi thiết bị van quay. Lượng bột đá vôi cần thiết tuỳ

thuộc vào loại nhiên liệu đốt và chất lượng đá vôi.

3.1.3. Cơ chế quá trình tạo tầng sôi: – Khi cho dòng khí đi qua miệng cấp không khí (cấp 1) vào buồng lửa có chứa lớp

nhiên liệu, có độ cao là H0 đang nằm trên ghi. Khi tốc độ ω ủa dòng khí nhỏ hơn ωs thì

lớp liệu này không dịch chuyển, khi tăng dần tốc độ ω gần bằng tốc độ ωs thì chiều cao

lớp liệu vẫn không đổi (Đoạn AB hình 3.2), còn trở lực của lớp sôi tăng lên, khi tiếp

tục tăng tốc độ đến ω = ωs , lúc này lực của dòng khí cân bằng trọng lực của lớp liệu vì

vậy lớp liệu bắt đầu chuyển động, các hạt chuyển động lơ lửng trong pha khí, khoáy

trộn với nhau và chuyển động hỗn loạn, độ rỗng chiều cao của lớp liệu tăng lên, trở lực

của lớp hạt liệu đạt đến giá trị cực đại và không đổi, trạng thái này gọi là trạng thái sôi.

Trạng thái sôi được duy trì khi tốc độ dòng khí từ ωs đến ωc. Khi tăng tốc độ dòng khí

đến ω > ωs , thì bắt đầu xuất hiện những bọt khí, túi khí, các bọt khí này chuyển động

lên trên bề mặt lớp sôi và vỡ ra làm cho chiều cao lớp sôi dao động, khi vận tốc dòng

khí đạt đến ωc lúc đó lớp liệu có độ rỗng lớn nhất, các hạt liệu treo lơ lửng trong buồng

đốt, không lắng xuống cũng như không bị bay ra khỏi buồng lửa. Tiếp tục tăng vận tốc

dòng khí cho đến khi vượt vận tốc cuốn theo ωc thì kết thúc trạng thái sôi, lớp liệu sẽ

có các hạt liệu bị lôi cuốn theo dòng không khí bay ra khỏi buồng đốt. Do đó để tạo

lớp sôi, ta phải duy trì tốc độ dòng khí từ ωs đến ωc.


h

h

h s

w

ww cw s

P

P S AB


Hình 3. 2: Quan hệ giữa tốc độ dòng, chiều cao lớp nhiên liệu, trở lực lớp liệu

3.1.4 Vật liệu sử dụng trong lò tầng sôi: Trong kỹ thuật tầng sôi, trong quá trình đốt nhiên liệu thì ta thường cho vào

buồng lửa các vật liệu nhằm để nâng cao nhiệt độ các thành phần cháy từ nhiệt độ thấp

lên đến nhiệt độ phản ứng, vật liệu sử dụng cần đảm bảo các tính chất sau:

- Nhiệt dung riêng lớn (vật liệu phải chịu được nhiệt độ cao )

- Khối lượng riêng nhỏ (giảm trở lực khi quạt thổi vào buồng lửa)

- Độ nhẵn bề mặt cao (dễ tạo tầng sôi )

- Giá thành thấp, dễ kiếm

Để đảm bảo các yêu cầu trên, hiện nay người ta thường chọn cát thạch anh làm vật

liệu sôi.

3.1.5. Những ưu và nhược điểm của công nghệ sấy tầng sôi:

3.1.5.1 Ưu điểm:

a) Sử dụng nhiên liệu một cách linh hoạt:

– Một lò tầng sôi có thể sử dụng nhiều loại nhiên liệu, tổn thất nhiệt ít hơn các

loại lò đốt khác. Nên nó cho phép các nhà máy điện đa dạng hóa việc thu mua nhiều

nguồn nhiên liệu khác nhau, xóa bỏ việc phụ thuộc vào một nguồn nhiên liệu nào đó.

– Đặc điểm sử dụng linh hoạt nhiên liệu của lò tầng sôi giúp ngăn ngừa những

thiệt hại có thể có cho nhà máy do nguồn cung cấp nhiên liệu không ổn định trong

tương lai.

– Khối lượng các hạt cháy được chỉ chiếm tỷ lệ 1/3 so với tổng khối lượng lớp

vật chất trong buồng đốt của một lò tầng sôi thông thường. Lượng vật chất còn lại là

những hạt không cháy được như tro, cát, chất hấp thụ. Những phân tử nhiên liệu được



cấp vào buồng đốt sẽ phân tán nhanh chóng vào trong một khối lượng lớn những hạt

vật chất của lớp sôi và được lớp này đốt nóng lên trên đến nhiệt độ bắt lửa. Do nhiệt

dung của các hạt không cháy lớn hơn so với các hạt nhiên liệu, do đó dù gia nhiệt cho

nhiên liệu kém phẩm chất thì nhiệt độ của lớp hạt này không thay đổi nhiều. Chính đặc

điểm này của lò tầng sôi mà nó có thể đốt bất kỳ loại nhiên liệu nào mà không cần có

một nguồn nhiệt bổ sung và cung cấp nhiệt trị cao để làm nóng không khí và gia nhiệt

cho nhiên liệu đến nhiệt độ bốc cháy.

b) Giảm thiểu lượng khí phát thải SO2:

– Không giống như các loại lò đốt nhiên liệu khác, quá trình cháy và thải nhiên

liệu trong lò tầng sôi diễn ra liên tục. Đặc điểm này cùng với khả năng hòa trộn tốt các

hạt vật chất trong lớp sôi giúp buồng đốt duy trì một nhiệt độ ổn định đồng nhất trong

toàn bộ. Kết quả là nhiệt độ ổn định (800÷900)0C. Khoảng nhiệt độ này thích hợp cho

phản ứng hóa học hấp thụ khí SO2 bởi đá vôi (CaCO3).

CaCO3 = CaO + CO2

SO2 + CaO + ½ O2 = CaSO4

Sản phẩm sinh ra là CaSO4. Nó được thải ra môi trường đất hoặc được sử dụng dưới

dạng thạch cao. Đá vôi dùng trong đốt tầng sôi có thể giữ lại hơn 90% SO2 và thải ra

ngoài dưới dạng chất thải rắn. Những chất này dễ xử lý hơn và ít ô nhiễm hơn so với xỉ

từ các lò hơi khác.

– Khả năng giảm và xử lý khí SO2 trong lò tầng sôi là kết quả của trường nhiệt

độ thấp và ổn định khi đốt nhiên liệu trong lò tầng sôi. Do đó lò tầng sôi không cần

trang bị thêm bộ xử lý khí thải để kiểm soát lượng khí SO2 thải ra ngoài.

c) Lượng NOX phát thải thấp:

– Lượng NOX bình quân sinh ra trong lò hơi đốt tầng sôi thấp, khoảng (100 ÷

300) ppm (so với thể tích khô). Đó là do nhiệt độ cháy thấp, điều kiện áp suất thấp

ngăn cản sự bay hơi, và lượng gió cung cấp theo từng giai đoạn của quá trình cháy.

Hầu hết các loại lò tầng sôi đều sinh ra lượng NOX thấp mà không gây ra tổn thất nhiệt

do cháy không hoàn toàn hoặc do phải bổ sung thêm ở những vùng có quy định chặt

chẽ giới hạn lượng NOX cho phép thải ra ngoài không khí, người ta có thể đặt thêm bộ

thu khí NOX bằng dung dịch amoniac ở phần đuôi lò trong xyclon (theo Chenlian &

Hyvrinen, 1995).

d) Vận hành dễ dàng :

1. Không có ngọn lửa.

– Đối với lò hơi có bộ đốt như lò hơi đốt than, đốt dầu, đốt khí, nhất thiết phải có

một hệ thống thiết bị tinh vi giám sát ngọn lửa. Nếu vì một lý do nào đó mà ngọn lửa



bị tắt trong giây lát, buồng đốt khi làm việc trở lại phải qua một chu trình khởi động lại

lò rất phức tạp. Khi ngừng cung cấp nhiên liệu trong một thời gian ngắn có thể khiến

cả hệ thống ngừng làm việc và tác động nhiều đến hệ Tuốcbin - máy phát điện phía

sau. Trong lò tầng sôi thì không có ngọn lửa, mà thay vào đó là một lượng lớn các hạt

trơ nóng. Nên cả khi nhiên liệu ngừng cung cấp vào, nhiệt độ của buồng đốt không

giảm và nhiệt độ hơi cũng không thay đổi. Nếu nhiên liệu được cấp lại trong vài phút

sau đó thì không cần ngừng lò.

2. Thời gian khởi động lò ngắn:

– Một số lò công nghiệp làm việc hai ca cần phải đốt lò trong khoảng 8 tiếng.

Lò tầng sôi có thời gian khởi động lò ngắn hơn và đơn giản hơn. Buồng đốt tầng sôi

trong tình trạng nghỉ làm việc thì tổn thất nhiệt ít. Ngay cả khi sau vài giờ đồng hồ tạm

nghỉ, lớp hạt rắn vẫn còn đủ nhiệt lượng cho lần đốt lò sau. Cho nên khi cho nhiên liệu

vào lò, nó bốc cháy ngay và lò đi vào hoạt động lại sau một thời gian ngắn.

3. Giảm hiện tượng ăn mòn:

– Tro sinh ra trong quá trình đốt nhiên liệu ở lò tầng sôi ở dạng xốp, không bị

chảy loãng do nhiệt độ của lò thấp (800÷9000C). Điều này làm hạn chế hiện tượng ăn

mòn kim loại ống ở bề mặt đối lưu (đuôi lò), hay ăn mòn cánh của quạt gió ở đuôi lò.

4. Sự chuẩn bị nhiên liệu đơn giản:

– Than cho lò tầng sôi thường chiếm 70% hạt than và có kích thước dưới

6000m (6mm), trong khi đó đối với lò hơi đốt than phải có 70% hạt than kích cỡ dưới

75m. Do đó lò đốt than phun cần phải có hệ thống máy nghiền than và phun bụi than.

Thiết bị phun bụi than không những đắt tiền mà còn phức tạp và cần bảo trì kiểm tra

thường xuyên. Đa số các nguyên nhân khiến lò ngừng làm việc là do hoạt động của hệ

thống nghiền than không tốt. Ngược lại với lò tầng sôi thì không cần một hệ thống

nghiền than như vậy, do đó giai đoạn chuẩn bị nhiên liệu đơn giản và không phức tạp

như đối với lò hơi vòi phun đốt than.

3.1.5.2. Những hạn chế:

a) Cần quạt có công suất lớn:

− Lò tầng sôi cần trang bị quạt ly tâm có công suất lớn, không khí cấp vào lò

phải thắng được trở lực của bộ phân phối gió và trở lực của khối lượng của lớp vật liệu

rắn trong buồng đốt. Đầu tư cho điện năng tiêu thụ tăng, song bù lại không cần trang bị

thiết bị phun nhiên liệu.

b) Tổn thất nhiệt ra môi trường nhiều hơn:

− Xyclon, hệ thống hồi lưu, bộ trao đổi nhiệt ngoài làm tăng thêm nhiều thiết

bị cho lò hơi tầng sôi tuần hoàn. Một vài bề mặt các thiết bị không được làm mát. Do



đó tổn thất nhiệt do đối lưu và bức xạ từ các bề mặt của lò hơi tầng sôi tuần hoàn nhiều

hơn so với các lò khác.

c) Hiệu suất cháy thấp:

− Hiệu suất cháy ở buồng lửa của lò hơi tầng sôi tuần hoàn thấp hơn so với buồng

lửa đốt than bột phun thông thường.

3.2. Các yếu tố ảnh hưởng đến quá trình thủy động của lớp sôi:

3.2.1. Độ rỗng của lớp sôi: – Với vận tốc dòng không khí đạt tới giá trị tới hạn s thì các hạt nhiên liệu

trong buồng đốt sẽ ở trạng thái giả sôi, thì độ rỗng của lớp nhiên liệu phải được tăng

lên và được xác định theo công thức sau:

= (

18 Re+0 , 36 Re2

Ar )0,21 = 1−

ρs

ρh

Trong đó : s- khối lượng riêng của hạt ở trạng thái sôi [kg/m3]

h- khối lượng riêng của từng hạt nhiên liệu [kg/m3]

Ar- tiêu chuẩn Acsimet đặc trưng cho lực nâng vật liệu

Ar=f (Re)=

dh3 (γ h−γk ) g

ν2 . γ k

Trong đó: dh - đường kính hạt vật liệu [mm]

γ h - trọng lượng riêng của hạt vật liệu [kg/m3]

γ k - trọng lượng riêng của không khí [kg/m3]

νk - độ nhớt động học của không khí [m2/s]

g - gia tốc trọng trường [m/s2]

Tuỳ theo mức tăng của độ rỗng mà chiều cao lớp sôi sẽ tăng lên.

3.2.2. Vận tốc tối thiểu và vận tốc tối đa tạo lớp sôi. – Từ nguyên lý làm việc chúng ta thấy rằng nguyên lý cơ bản của thiết bị là tốc

độ dòng khí thổi vào lò ω đủ lớn để đẩy vật liệu đi lên. Ta có điều kiện:

ω>ωcb

Trong đó: ωcb - tốc độ cân bằng tạo lớp sôi [m/s]

– Tốc độ cân bằng là tốc độ dòng khí thổi từ dưới lên sao cho giữ hạt đứng yên

lơ lững trong không gian. Nó phụ thuộc vào đường kính hạt vật liệu, khối lượng riêng

của hạt vật liệu, khối lượng riêng của không khí. Được xác định theo phương trình cân

bằng giữa lực trọng trường tác dụng lên hạt vật liệu và lực nâng do dòng không khí

thổi lên:



πdh3

6 (ρh− ρk ) . g=ξπdh

2

4. ρk .

ωcb2

2 (*)

Xác định tốc độ cân bằng theo (*) là rất khó khăn vì hệ số trợ lực ξ phụ thuộc vào

ωcb . Trong thực tế tốc độ cân bằng xác định theo phương pháp đồng dạng theo các

phương trình tiêu chuẩn:

+ Ar - Tiêu chuẩn Acsimet

+ Fe - Tiêu chuẩn Fedơrôp

Fe=dh . 3√ 4 ( ρh−ρk)

3ν k2 .ρk

+ Re - Tiêu chuẩn Râynôn (đặc trưng cho chế độ chuyển động của không khí)

Re= Ar

1450+5 ,22√ Ar=0 ,19 .Fe1,56=0 ,22. Ar0 ,52

Phương trình sử dụng trong phạm vi Fe = 40 ÷ 200 [TL 2]⇒ Tốc độ cân bằng tạo lớp sôi:

ωcb=

Re. νk

dh - Khi Re < 0,2 thì tốc độ cân bằng có thể xác định theo phương pháp Stoke:

ωcb=

118

.dh

2 ( ρh−ρk ). g

νk .ρk

- Khi Re > 1000 có thể tính gần đúng:

ωcb=2,76√ dh . ρh

ρk – Khi tốc độ dòng không khí đạt vận tốc tối thiểu thì các hạt rắn trong pha khí sẽ

lơ lửng và chuyển động hỗn loạn, độ rỗng của các lớp hạt tăng lên tương ứng với sự

tăng của tốc độ dùng khí, tốc độ dòng khí càng lớn thì khả năng chuyển động hỗn loạn

càng cao làm tăng cường quá trình cháy. Trạng thái này được duy trì từ tốc độ sôi tối

thiểu đến tốc độ lôi cuốn ω=(ωs÷ωc ) . Trong thực tế người ta chọn tốc độ làm việc

=(2÷3)s.

Tốc độ lôi cuốn được xác định bởi công thức:

ωc=

Remax . νk

dh

Trong đó: Remax=

Ar18+0 , 61√Ar



3.2.3 Tốc độ làm việc tối ưu: – Tốc độ làm việc tối ưu là tốc độ mà ở đó chế độ sôi là ổn định, khi đó chiều

cao của lớp nhiên liệu nói chung và chiều cao lớp sôi nói riêng là không đổi. Do đó về

nguyên tắc tốc độ ổn định phải thoả mãn điều kiện lớn hơn tốc độ giới hạn dưới và nhỏ

hơn tốc độ lôi cuốn (giới hạn trên).

ω=(ωs÷ωc )Theo kinh nghiệm thì tốc độ tối ưu nằm trong khoảng:

= (2÷3)s

3.2.4 Trở lực của lớp sôi: Khi chế độ sôi ổn định thì có thể xem trở lực của dòng khí qua tầng sôi là không

đổi và cân bằng với trọng lượng của khối hạt trên một đơn vị diện tích ghi. Do đó trở

lực của lớp sôi có thể xác định theo công thức:

Δp= ρz . g . h0 (1−ε0 )= ρz . g . h. (1−ε ) Trong đó: 0 - hệ số nở của lớp hạt trên ghi ở trạng thái cố định

- là hệ số nở của lớp hạt ở trạng thái sôi

g - gia tốc trọng trường

h - chiều cao của lớp hạt trên ghi ở trạng thái tĩnh

h0 - chiều cao lớp sôi

Ngoài ra trở lực của lớp sôi còn có thể xác định tương đối chính xác theo phương

trình của Feđơrôp như sau:

Δp=0 ,17 (Re .hdh )

0,2

.GF p

Trong đó: G - khối lượng vật liệu trên ghi [kg]

Fp - diện tích ghi [m2]

3.2.5 Độ giảm áp suất theo chiều cao. Với kích thước của hạt liệu đồng đều thì độ giảm áp suất Δp dọc theo thân lò h

được xác định bởi công thức Ergun:

Δph=150

μU (1−ε )2

(φd p )2 ε3+1 ,75

ρgU2 (1−ε )

φd p ε3

Trong đó: U - vận tốc bề mặt (giá trị tỷ lệ của dòng chất khí trên đơn vị của lưới)

- độ rỗng lớp vật liệu sôi

dpvà là đường kính và độ tròn của chất rắn

và g lần lượt là độ nhớt và mật độ dòng khí.



CHƯƠNG 4: SỰ HÌNH THÀNH NOX VÀ SOX TRONG KHÓI KHI CHÁY VÀ

CÁC GIẢI PHÁP KỸ THUẬT CỦA LÒ TẦNG SÔI

4.1. Sự hình thành NOx trong khói khi cháy và giải pháp kỹ thuật:

4.1.1. Cơ chế hình thành NOX: − Nitơ oxit sinh ra trong quá trình cháy mùn cưa, trấu, dăm bào chủ yếu là NO và

NO2 gọi chung là NOx, ngoài ra có một lượng nhỏ N2O. Trong quá trình đốt mùn cưa,

lượng NOx hình thành và thải ra có quan hệ mật thiết với điều kiện cháy như phương

thức đốt, đặc biệt là nhiệt độ cháy và hệ số không khí thừa. Khí NOx hình thành trong

quá trình đốt cháy mùn cưa theo ba cơ chế:

a. Cơ chế hình thành NOx theo nguyên lý phân huỷ nhiệt do nitơ trong không

khí ở nhiệt độ cao tạo thành.

b. Cơ chế hình thành NOx do thành phần nhiên liệu là do thành phần hợp chất

nitơ trong nhiên liệu bị nhiệt phân rồi oxy hoá trong quá trình cháy sau đó

tạo thành NOx.

c. Cơ chế hình thành NOx theo nguyên lý phản ứng tức thời là do phản ứng

giữa nitơ trong không khí với các loại cácbuahydrô như CH trong nhiên liệu

xảy ra trong quá trình cháy.

4.1.2. Cơ chế hình thành NOX theo nguyên lý phân hủy nhiệt: − NOx nhiệt là tổng của NO và NOx do N2 và O2 trong không khí tạo thành ở nhiệt độ

cao trong quá trình cháy.

− Khi nhiệt độ tăng thì tốc độ hình thành NOx tăng nhanh, khi nhiệt độ đốt cháy thấp

hơn 15000C hầu như không thấy phản ứng hình thành NO, chỉ khi nhiệt độ cao hơn

15000C thì phản ứng tạo thành NO mới được thấy rõ. Theo tính toán, khi nhiệt độ cao

hơn 20000C, trong thời gian chưa đến 0,1 giây đã có thể sinh ra khá nhiều NO x. Ta

thấy nhiệt độ ảnh hưởng quyết định đến hình thành NOx nhiệt. Đó chính là lý do để gọi

loại ôxyt nitơ tạo thành bởi nitơ trong không khí bị ôxy hoá ở nhiệt độ cao là NOx

nhiệt. Ngoài ra sự hình thành NOx cũng phụ thuộc rất nhiều vào hệ số không khí thừa

và thời gian lưu lại của khói.

4.1.3. Cơ chế hình thành NOX do thành phần nhiên liệu: − Loại NOx từ hợp chất nitơ trong nhiên liệu bị nhiệt phân và ôxy hoá tạo thành

được gọi là NOx nhiên liệu. Khi đốt trấu,mùn cưa,dăm bào khoảng 70 – 90% là NOx

nhiên liệu, bởi vậy NOx nhiên liệu là thành phần phát thải chủ yếu.

− Cơ chế hình thành NOx nhiên liệu có những quy luật như sau:



+ Khi mùn cưa bị đốt nóng, chất bốc trong nhiên liệu bị nhiệt phân tách ra, nhưng

nitơ chất bốc tách ra chậm hơn so với các thành phần khác. Khi lượng chất bốc thoát ra

chiếm khoảng 10% đến 15% trọng lượng nhiên liệu thì nitơ mới bắt đầu tách ra.

+ Khi thành phần chất bốc của nhiên liệu cao, nhiệt độ nhiệt phân và tốc độ gia

nhiệt tăng lên thì nitơ chất bốc tăng, còn nitơ cốc sẽ giảm. Khi nhiệt độ nhiệt phân tăng

lên, tỷ lệ nitơ nhiên liệu chuyển hoá thành nitơ chất bốc tăng lên. Hạt mùn cưa càng

mịn thì tỷ lệ Nchất bốc/Nnhiên liệu càng lớn, điều đó cho thấy hạt nhiên liệu càng mịn thì tốc

độ gia nhiệt nhiên liệu trong bồng lửa phun càng cao, tỷ lệ chuyển hoá nitơ nhiên liệu

thành nitơ chất bốc càng lớn.

Hình 4. 1 Ảnh hưởng của nhiệt độ nhiệt phân đến tỷ lệ chuyển hóa nitơ nhiên liệu

thành nitơ chất bốc


800 600 400 200

100

80

60

40

20

0Thời gian m/s

Nitơ chất bốc/ nitơ nhiên liệu

Chỉ số độ mịn 120-150



CH i

HCN NCO

NO

NH i

N 2O N 2

O O,OHH

NONO,N

H,O,OH

O,OHNH,N


Hình 4.2. Ảnh hưởng của độ mịn nhiên liệu đến tỷ lệ chuyển hóa nitơ nhiên

liệu thành nitơ chất bốc

Khi đốt nhiên liệu NOx do chất bốc tạo nên chiếm 60% đến 80% tổng NOx nhiên

liệu, còn NOx do cốc tạo thành chỉ chiếm 20% đến 40%.

Phân huỷ NOx:

Khi gặp môi trường hoàn nguyên NOx hoặc phân huỷ NOx khi thải ra, vì khi thay

đổi điều kiện đốt cháy, có thể làm cho NOx hình thành bị phân huỷ, hoàn nguyên trở

lại thành phân tử nitơ. Do vậy nồng độ NOx phát thải ra của thiết bị đốt, cuối cùng

quyết định bởi kết quả tổng hợp của phản ứng tạo thành NOx và phản ứng hoàn

nguyên hoặc phân huỷ NOx:

Hình 4.3. Lộ trình phản ứng phân hủy NOX



Quá trình hình thành và phân huỷ NOx nhiên liệu vô cùng phức tạp, có đa dạng lộ

trình phản ứng và rất nhiều phương trình phản ứng.

NOx nhiên liệu chủ yếu hình thành ở giai đoạn thoát bốc và cháy, ở khoảng 8000C -

10000C, giai đoạn đốt cháy chất bốc gần kết thúc, giai đoạn đốt cháy cốc bắt đầu.

4.1.4 Cơ chế hình thành NOX theo nguyên lý phản ứng tức thời: Khi đốt nhiên liệu là hỗn hợp cácbohydro với nồng độ nhiên liệu quá đậm đặc, ở

xung quanh khu vực phản ứng sẽ tạo thành NOx tức thời. NOx tức thời không giống

như NOx nhiệt và NOx nhiên liệu, đó là do CHi sinh ra khi đốt cháy nhiên liệu va đập

vào phân tử N2 trong không khí tạo thành CN,HCN, sau đó bị oxy hoá thành NOx .

Trong các thiết bị đốt mùn cưa, so với NOx nhiệt và NOx nhiên liệu thì NOx tức thời

tạo thành ít hơn nhiều, thông thường chỉ chiếm 5% tổng NOx tạo thành. Thông thường

khi đốt ở nhiệt độ tương đối thấp các nhiên liệu cácbuahydro không chứa nitơ, mới chú

ý tới NOx tức thời, vì khi nhiệt độ vượt quá 15000C thì NOx nhiệt là tác dụng chủ yếu.

4.1.5. Khống chế sự hình thành NOX:Trang thái của ba loại NOx trong quá trình đốt nhiên liệu rất không giống nhau, NOx

tức thời chiếm tỷ lệ 5%, ở nhiệt độ thấp hơn 13500C hầu như không có NOx mới chiếm

25% đến 30%. Còn trong thiết bị đốt mùn cưa, trấu, dăm bào thông thường, NOx chủ

yếu là theo lộ trình hình thành nhiên liệu. Cho nên việc khống chế và làm giảm NO x

hình thành trong khi đốt mùn cưa, trấu dăm bào chủ yếu là khống chế NOx nhiên liệu.

Từ cơ chế hình thành và phân huỷ nhiên liệu NOx có thể thấy, để giảm bớt NOx nhiên

liệu, không chỉ hạn chế tối đa sự hình thành NOx mà còn phải tạo điều kiện nhiều nhất

cho quá trình phân huỷ và hoàn nguyên NOx đã tạo thành.

4.2. Cơ chế hình thành và phân hủy N2O:

N2O cũng giống như NOx nhiên liệu, cũng là một loại hợp chất nitơ do ôxy hoá

sinh ra khi đốt nhiên liệu có chứa nitơ, quá trình hình thành N2O có quan hệ mật thiết

với NOx, vì trong các thiệt bị đốt thông thường lượng N2O thải rất ít, nên trước kia

chưa chú ý đúng mức về vấn đề N2O sinh ra trong khi đốt nhiên liệu hoá thạch, nhưng

khi kỹ thuật đốt tầng sôi phát hiện ra rằng lò hơi đốt mùn cưa, trấu, dăm bào tầng sôi

thải ra N2O với nồng độ nhiều hơn nhiều so với các cách đốt khác.

4.2.1. Cơ chế hình thành N2O:

N2O thuộc loại ôxyt nitơ nhiên liệu, cũng trong thời kỳ tách và cháy chất bốc, nitơ

chất bốc được tách ra trước rồi hình thành NO chất bốc, sau đó NO lại phát sinh phản

ứng với HCN,NCO,NH trong nitơ chất bốc tạo thành N2O cho nên sự tồn tại NO là

điều kiện tất yếu để hình thành N2O chất bốc.



4.2.1.1. Phản ứng đồng pha phân hủy N2O

NH + NO = N2O + H

4.2.1.2. Phản ứng dị pha hình thành N2O:

Khác với NOX nhiên liệu, nitơ cốc có ưu thế tương đối lớn trong việc hình thành

N2O đặc biệt là lò tầng sôi.

Hình 4.4. Lộ trình phản ứng nitơ cốc tạo thành N2O

4.2.2 Cơ chế phân hủy N2O:

Các chất có thể rắn đều có tác dụng xúc tác rất mạnh đối với N2O phân hủy, nhất là CaO, CaSO4 có tác dụng xúc tác lớn nhất đối với cốc. Do tác dụng xúc tác của các chất ở thể rắn, tốc độ phản ứng phân hủy trên bề mặt thể rắn cao hơn nhiều so với tốc độ phân hủy theo phản ứng đồng pha, vì khi đốt tầng sôi, trong điều kiện tiếp xúc và hỗn hợp khá tốt giữa thể khí và thể rắn, cho nên N2O phân hủy tại bề mặt vật rắn là phản ứng phân hủy chủ yếu.

4.3. Đặc điểm quá trình hình thành N2O trong buồng đốt tầng sôi tuần hoàn: Để thoả mãn yêu cầu phản ứng khử lưu huỳnh bằng đá vôi, nhiệt độ đốt cháy trong

buồng lửa tầng sôi tuần hoàn thường khống chế vào khoảng 8500C, hơn nữa sự phân bố nhiệt độ dọc theo chiều cao buồng lửa cũng tương đối đồng đều.

Hình 4.5. Mô hình quá trình hình thành N2O trong buồng lửa đốt tầng sôi .

Theo đặc điểm quá trình cháy trong buồng đốt tầng sôi tuần hoàn, việc chuyển hoá nitơ cốc có tác dụng chủ yếu trong quá trình hình thành N2O trong buồng lửa tầng sôi tuần



hoàn và ước tính tỷ lệ phần trăm nguồn gốc tạo thành N2O. Từ hình vẽ dưới ta thấy nồng độ NO giảm theo chiều cao buồng lửa, còn nồng độ N2O thì ngược lại tăng rất nhanh theo chiều cao buồng lửa.

Chiều cao của buồng lửa tính từ tấm phối gió(m)

Hình 4.6. Phân bố NO và N2O theo chiều cao của buồng lửa từ trên tấm

phân phối gió trong buồng lửa tầng sôi tuần hoàn

Trong buồng đốt tầng sôi tuần hoàn vật rắn phân bố trong cả buồng lửa, nên trong

cả buồng lửa đều có phản ứng hình thành N2O. Lúc đó, trong quá trình NO vượt qua

khỏi tầng sôi bay lên sẽ phản ứng với rất nhiều hạt cốc trong không gian buồng lửa tạo

thành N2O, còn NO lại bị hoàn nguyên thành N2, nên nồng độ NO giảm xuống theo

chiều cao buồng lửa. Lúc đó, phản ứng chủ yếu nhất tạo thành N2O là phản ứng mùn

cưa với NO trong môi trường phản ứng oxy hoá. Cùng lúc đó phản ứng phân huỷ N2O

trong buồng lửa giảm nhẹ, chủ yếu là do:

-Vì khi đốt tầng sôi tuần hoàn, các hạt chất rắn phân bố đều trong cả buồng lửa,

trên bề mặt chất rắn đều có thể hấp thụ các nguyên tử và ion O, OH .v.v… cho nên dọc

theo chiều cao buồng lửa nồng độ nguyên tử hydro giảm dần từ đó làm giảm nhẹ phản

ứng chủ yếu phân huỷ theo phản ứng :

N2O + H = N2 + OH

- Do tốc độ hoá lỏng khá cao trong buồng tuần hoàn, cho nên chất bốc đốt cháy

trong phạm vi lớn hơn của buồng lửa so với buồng tầng sôi thông thường, nên nồng độ

nitơ chất bốc chuyển hoá thành N2O cũng tăng lên theo chiều cao của buồng lửa.

Tổng hợp những kết quả trên đây ta thấy trong không gian buồng lửa tầng sôi tuần

hoàn có khoảng 70% N2O đốt tầng sôi tuần hoàn là do nitơ cốc chuyển hoá.



Khi có oxy đồng thời phản ứng phân huỷ N2O thì trong không gian buồng lửa nồng

độ N2O sẽ bị giảm, đó là lí do vì sao nồng độ NO không ngừng giảm trong buồng lửa

tầng sôi tuần hoàn từ tấm phối gió lên đến cửa ra buồng lửa, còn nồng độ N 2O thì

không ngừng tăng lên.

4.4. Phương pháp giảm N2O phát thải trong buồng lửa tầng sôi:

Nâng cao nhiệt độ vận hành trong buồng lửa tầng sôi từ cơ chế hình thành và phân

huỷ N2O nói ở trên, nhiệt độ là nhân tố quyết định và sự hình thành và phân huỷ N2O.

Nghiên cứu thực nghiệm cho thấy, nâng nhiệt độ tầng sôi từ 8500 C đến 9500C, có thể

giảm 50% nồng độ N2O phát thải, tiếp đó cứ tăng nhiệt độ buồng lửa lên 1000C có thể

giảm 25 đến 30% lượng N2O phát thải, nhưng tăng nhiệt độ vận hành buồng lửa sẽ làm

cho hiệu quả khử lưu huỳnh giảm và làm tăng lượng phát thải NOx. Cho nên biện pháp

tăng nhiệt độ vận hành buồng lửa bị hạn chế rất nhiều bởi hai nguyên nhân trên.

- Điều chỉnh quá trình cháy, giảm hệ số không khí thừa:

Vì hàm lượng O2 trong khói cũng là một trong những nhân tố chủ yếu ảnh hưởng

đến việc hình thành N2O, cho nên thông qua phương pháp điều chỉnh quá trình cháy,

giảm bớt hệ số không thừa.



- Đốt giai đoạn sau:

Để đảm bảo nhiệt độ khử lưu huỳnh ở 8500 C trong buồng lửa tầng sôi tuần hoàn, có

thể dùng phương pháp nâng cao nhiệt độ khói rời khỏi buồng lửa để có thể giảm bớt

lượng N2O phát thải.

- Cho thêm chất xúc tác để N2O phân hủy.

Hiện nay đang nghiên cứu chất xúc tác làm cho N2O phân huỷ, thí dụ đã phát hiện

một số chất xúc tác có thể làm cho 100% N2O phân huỷ trong khói có nhiệt độ 5000C.

Vấn đề đặt ra là nghiên cứu chế tạo các chất xúc tác rẻ tiền mà có hiệu quả cao.

Lượng NOx phát thải của lò hơi tầng sôi tuần hoàn là thấp nhất trong các thiết bị đốt

mùn cưa, trấu, dăm bào đó không chỉ do nhiệt độ đốt cháy của nó thấp nhất, mà còn do

tác dụng phân hủy NOx của các hạt chất rắn chứa đầy trong buồng lửa làm cho NOx

phát thải thấp hơn so với tầng sôi thông thường cùng đốt ở nhiệt độ 8500C .

Hình 4.7. Lượng NOX phát thải ban đầu cùng với mức độ cần giảm NOX

để đạt tiêu chuẩn bảo vệ môi trường

4.5. Vấn đề hình thành SO2 trong quá trình cháy và giải pháp kỹ thuật:

Trong quá trình hình thành cháy nhiên liệu, toàn bộ lưu huỳnh có thể cháy được

trong nhiên liệu dưới tác dụng của nhiệt độ sẽ phân huỷ và chuyển thành khí SO2 , sau

đó trong môi trường nhiệt độ cao của buồng lửa, một bộ phận của chúng sẽ kết hợp với

ôxy tạo thành khí SO3 cùng với sự xúc tác của bề mặt đốt. Thông thường trong tổng

lượng khí SO3 sinh ra, chỉ có khoảng 0,5% đến 2% khí SO2 phát ra môi trường dưới

dạng khí SO3, số còn lại thoát ra dưới dạng khí H2SO4.

Trong quá trình làm lạnh khói, khí axit có thể ngưng kết thành nước axit lên trên

bề mặt kim loại trao đổi nhiệt, gây nên hiện tượng ăn mòn kim loại trong khí quyển sẽ

oxy hoá tạo thành khí SO3, khí SO3 gặp nước trong không khí sẽ tạo thành sương axit,



bụi axit, hoặc mưa axit, không những gây ô nhiễm cho bầu khí quyển mà còn gây nên

hiện tượng ăn mòn các thiết bị.

4.6. Phương pháp cháy ít khí phát thải SO2 trong lò hơi tầng sôi:

Nguyên lý cơ bản của quá trình khử lưu huỳnh trong quá trình cháy chủ yếu là phun

trực tiếp đá vôi vào trong buồng lửa để đá vôi cùng với nhiên liêu tham gia quá trình

cháy, ở đó sẽ xảy ra phản ứng hoá học sau:

CaCO3 CaO + CO2

CaO + SO2 + 1/2O2 CaSO4

Phản ứng trên chỉ thực hiện có hiệu quả cao ở khoảng nhiệt độ 8200

C đến 8500

C

nhưng nhiệt độ cháy trong buồng lửa cao hơn nhiều. Khi nhiệt độ cao hơn 12000

C thì

CaO bị thêu kết (tái kết tinh) sẽ phá hoại các kẽ hở nhỏ giữa các tinh thể dẫn đến giảm

phản ứng của SO2 và CaO. Bởi vậy để có thể thoát lưu huỳnh trong quá trình cháy

mùn cưa, trấu, dăm bào có hiệu quả chúng ta cần sử dụng công nghệ đốt nhiên liệu

phù hợp, như công nghệ cháy tầng sôi, tầng sôi tuần hoàn, ở đó nhiệt độ cháy trong

buồng lửa không vượt quá 8500C đến 9500C. Trong các buồng lửa lò hơi đốt mùn cưa,

trấu, dăm bào thông thường, cần sử dụng công nghệ cháy có phân cấp cấp gió nhằm

tạo nên vùng bốc lửa có nhiệt độ thấp, ở đó có thể thổi bột đá vôi vào để cùng với

nhiên liệu tham gia quá trình cháy. Điều này cũng phù hợp với yêu cầu hạn chế sự

hình thành NOX như đã trình bày ở trên.

Những yếu tố ảnh hưởng đến hiệu quả thoát lưu huỳnh trong quá trình cháy bao gồm:

-Vị trí tối ưu để phun bột đá vôi vào khói: Khác với buồng lửa sôi tuần hoàn, trong

buồng lửa mùn cưa sự phân bố nhiệt độ không đồng đều. Vì vậy việc xác định vị trí tối

ưu để thổi bột đá vôi vào trước hết phải chọn nhiệt độ nung tối ưu.

- Chủng loại đá vôi và kích thước đá vôi:

Thông thường để khử lưu huỳnh người ta dùng : đá vôi (CaCO3 ), đá Bạch Vân

(CaCO3.MgCO3) hoặc vôi tôi(Ca(OH)2). Trong điều kiện nhiệt độ tối ưu của khử lưu

huỳnh thì sử dụng CaCO3.MgCO3 có hiệu suất cao nhất, còn dùng CaCO3 hiệu quả

thấp nhất song vì trữ lượng CaCO3 lớn, giá thành lại thấp nhất nên được dùng phổ biến

nhất. Kích thước của hạt đá vôi ảnh hưởng rất lớn đến hiệu quả khử lưu huỳnh. Kích

thước cuả hạt càng nhỏ thì diện tích bề mặt tiếp xúc càng lớn. Kích thước tối ưu của

hạt là nhỏ hơn 70μ m, trong đó số lượng hạt bé hơn 11μ m phải vượt quá 50%.

- Tỷ số mol Ca/S: Tăng tỷ số Ca/S thì sẽ tăng hiệu quả khử lưu huỳnh, ban đầu

tăng rất nhanh nhưng khi Ca/S > 3 thì mức tăng chậm dần. Cũng cần chú ý rằng, khi

tăng bột đá vôi thì chẳng những tăng chi phí vật liệu mà còn tăng hàm lượng tro bay

trong đường khói thải, gây nhiều điều bất lợi cho các bề mặt đốt phần đuôi lò và thiết



bị khử bụi. Tỷ số Ca/S tối ưu phụ thuộc vào công nghệ cháy, đối với lò mùn cưa, trấu,

dăm bào thông thường chọn khoảng 2 đến 3, còn đối với lò tầng sôi tuần hoàn thì chọn

1,7 đến 2.

4.7. Xử lý khí SO2 bằng vôi và đolomit trộn vào nhiên liệu :

Quá trình đốt nhiên liệu có trộn bột vôi và đolomit để khử khí SO2 thì mới được áp

dụng trong những năm gần đây và hiện nay đang được nghiên cứu và phát triển. Phản

ứng giữa vôi (CaO) và đolomit (CaCO3.MgCO3) với SO2 xảy ra như sau:

2CaO + 2SO2 + O2 = 2CaSO4

2CaCO3.MgCO3 + 2SO2 + O2 = 2[ CaSO4 + MgO] + 4CO2

Phản ứng giữa vôi và SO2 xãy ra mạnh nhất ở nhiệt độ 760÷10400C, còn phản ứng

giữa đolomit và SO2- ở nhiệt độ 600 ÷ 12000C.

Phương pháp này là sự kết hợp giữa quá trình cháy với quá trình khử khí SO2 thành

một quá trình thống nhất trong buồng đốt của lò mà không đòi hỏi phải lắp đặt thêm

những thiết bị phụ trợ khác. Nhiên liệu với cỡ hạt có kích thước trên 6 mm được trộn

cùng với bột vôi có kích thước 1,6 ÷ 6 mm đổ thành lớp dầy bên trên ghi phân phối

không khí. Không khí được thổi qua lớp ghi từ dưới lên trên với vận tốc trên toàn tiết

diện ngang của buồng đốt 0,6 ÷ 4,6 m/s. Không khí xuyên qua lớp than cháy ở nhiệt

độ 760÷10400C làm cho các hạt nhiên liệu và vôi chuyển động, những hạt to và nặng

bốc lên rồi rơi xuống, còn các hạt mịn bay theo sản phẩm cháy. Lớp nhiên liệu trong

buồng đốt sôi động và do đó người ta gọi là quá trình đốt nhiên liệu “giả hóa lỏng”

hoặc “giả sôi”. Lớp nhiên liệu nổi bên trên phần lớn là tro, các chất trơ, vôi và sunfat

có lẫn một ít nhiên liệu chưa cháy hết sẽ được thải ra ngoài và nhiên liệu cùng chất hấp

phụ SO2 được bổ sung vào buồng đốt qua ghi phân phối không khí họặc qua cửa cấp

mùn cưa trên vách lò. Nhiệt độ cháy của lớp nhiên liệu “giả hóa lỏng” được chọn trong

khoảng 760÷10400C là với mục đích đạt hiệu quả khử SO2 cao nhất của vôi (khử được

90% SO2). Với nhiệt độ tương đối thấp nêu trên sự hình thành và phát thải khí NOX

được giảm thiểu ở mức 250-600 ppm và vấn đề đóng cứng xỉ nhiên liệu cũng được hạn

chế.

Hiệu quả khử SO2 của chất hấp phụ phụ thuộc vào nhiều yếu tố: nhiệt độ, kích

thước cỡ hạt và tỷ lệ giữa chất hấp phụ và lượng khí SO2 trong sản phẩm cháy.

Ở hình 3.12 là biểu đồ hiệu quả khử SO2 của chất hấp phụ ở điều kiện nhiệt độ tối

ưu đã nêu trên. Ở biểu đồ này, ứng với đường cong 1 nếu muốn đạt hiệu quả khử SO 2

là 75% thì tỷ lệ (CaO + MgO): SO2 là 3, điều đó có ý nghĩa là nếu nhiên liệu có thành

phần lưu huỳnh SP = 3% thì lượng chất hấp phụ CaO cần cho 1 tấn nhiên liệu.



Hình 4.8. Biểu đồ hiệu quả khử SO2 của CaO + MgO khi đưa trực tiếp

vào buồng đốt.

1- cỡ hạt < 60 m ; 2- cỡ hạt > 60 m.



CHƯƠNG 5: TÍNH CÂN BẰNG NHIỆT LÒ HƠI

5.1. Các thông số thiết kế ban đầu:

Nhiên liệu sử dụng trong lò đốt tầng sôi đang thiết kế : hoặc là trấu, hoặc là mùn cưa,

hoặc là dăm bào có thành phần và đặc tính như sau.

Bảng 5.1: Thành phần nhiên liệu rắn

Thành phần

%Clv Hlv Olv Nlv Slv Alv Wlv Qt

lv(kJ/kg) (kg/m3)

Trấu (tr) 37,12 5,6 33,84 0,36 0,05 14,03 9 13600 150

Mùn cưa(mc) 39,57 5,2 34,4 0,3 0,03 0,5 20 14560 200

Dăm bào(db) 42,6 6,5 38,57 0,5 0,03 0,8 11 15400 160

Sản lượng hơi định mức : D = 30 tấn/h

Áp suất hơi ở đầu ra của bao hơi : P = 15 bar

Nhiệt độ hơi bão hòa : tbh = 200 0C

Nhiệt độ không khí lạnh : tkkl = 300C

Nhiệt độ không khí nóng : tkkn = 2000C

Nhiệt độ nước cấp : tnc = 25 0C

Nhiệt độ khói thải ra khỏi bộ sấy không khí : th = 1800

C

5.2. Tính thể tích không khí và sản phẩm cháy lý thuyết

5.2.1. Lượng không khí lý thuyết cần thiết để đốt cháy 1kg nhiên liệu [TL 1]

Vokk (mc) = 0,0889(Clv + 0,375Slv) + 0,265Hlv – 0,0333Olv

= 0,0889(39,57 + 0,375.0,03) + 0,265.5,2 – 0,0333.34,4

Vokk (mc) = 3,75 m3

tc/kg

Vokk (tr) = 3,65 m3

tc/kg ; Vokk (db) = 4,22 m3

tc/kg

5.2.2. Thể tích sản phẩm cháy lý thuyết :

Thể tích khí 3 nguyên tử :

VRO2o = VCO2

o + VSO2o

VRO2o(mc) = 1,866

= 1,866

39 , 57+0 , 375 .0 ,03100

VRO2o(mc) = 0,74 m3

tc/kg



VRO2o(tr) = 0,69 m3

tc/kg ; VRO2o(db) = 0,79 m3

tc/kg

Thể tích Nitơ:

VN2o (mc) = 0,79 Vo

kk (mc) + 0,008Nlv

= 0,79.3,75 + 0,008.0,32

VN2o (mc) = 2,96 m3

tc/kg

VN2o (tr) = 2,89 m3

tc/kg ; VN2o (db) = 3,34 m3

tc/kg

Thể tích hơi nước:

VH2Oo(mc) = 0,112Hlv + 0,0124Wlv + 0,0161 Vo

kk(mc)

= 0,112.5,2 + 0,0124.20 + 0,0161.3,75

VH2Oo(mc) = 0,88 m3

tc/kg

VH2Oo(tr) = 0,79 m3

tc/kg ; VH2Oo(db) = 0,93 m3

tc/kg

Thể tích khói khô lý thuyết:

Vkkkhoo(mc) = VRO2

o + VN2o

= 0,74 + 2,96

Vkkkhoo(mc) = 3,7 m3

tc/kg

Vkkkhoo(tr) = 3,58 m3

tc/kg ; Vkkkhoo(db) = 4,13 m3

tc/kg

Thể tích khói lý thuyết:

Vko(mc) = Vkkkho

o + VH2Oo

= 3,7 + 0,88

Vko(mc) = 4,58 m3

tc/kg

Vko(tr) = 4,37 m3

tc/kg ; Vko(db) = 5,06 m3

tc/kg

5.2.3. Thể tích không khí và sản phẩm cháy thực tế:Hệ số không khí thừa: Tỉ số giữa lượng không khí thực tế cấp vào Vkk

với lượng không khí ký thuyết tính toán V°kk , ký hiệu là α:

α =

V kk

V kko

Hệ số không khí thừa phụ thuộc vào kiểu buồng đốt và loại nhiên liệu sử dụng.

Lượng không khí thừa α quá lớn thì nhiệt độ buồng lửa giảm xuống tức là quá trình

truyền nhiệt giảm xuống, nhiệt thừa của khói tăng lên tức là lượng nhiệt do khói mang

ra khỏi lò tăng lên, hiệu suất lò giảm xuống và tăng tiêu hao điện năng của các quạt

gió, quạt khói. Vì vậy, khi vận hành cần phải phấn đấu giữ cho α ở giá trị tối thiểu. Lò

hơi đang thiết kế là lò hơi tầng sôi đốt nhiên liệu bao gồm mùn cưa, trấu, dăm bào nên

t chọn giá trị tối ưu của hệ sô không khí thừa ở đầu ra của buồng lửa α = 1,3.

- Thể tích không khí thực tế mà quạt cần cung cấp:

Vkk = Vkko.αbl



Vkk(mc) = 3,75.1,3

Vkk(mc) = 4,875m3tc/kg

Vkk(tr) = 4,745 m3tc/kg ; Vkk(db) = 5,486 m3

tc/kg

- Thế tích khói và thành phần thể tích các khí trong khói thực tế trên đường khói đi:

Thể tích không khí thừa:

Vth = (α – 1)Vkko

Vth(mc) = (1,3 - 1).3,75 = 1,125 m3tc/kg

Vth(tr) = 1,095 m3tc/kg ; Vth(db) = 1,266 m3

tc/kg

Thể tích hơi nước thực tế:

VH2O = VoH2O + 0,0161(α – 1)Vo

kk

VH2O(mc) = 0,88 + 0,0161(1,3 – 1).3,75 = 0,8981 m3tc/kg

VH2O(tr) = 0,81 m3tc/kg ; VH2O(db) = 0,9 m3

tc/kg

Thể tích khói thực tế:

Vk = VRO2o + VN2

o + VH2O + (α – 1)Vokk

Vk(mc) = 0,74 + 2,96 + 0,8981 + (1,3 – 1).3,75 = 5,7231 m3tc/kg

Vk(tr) = 5,485 m3tc/kg ; Vk(db) = 6,296 m3

tc/kg

Phân thể tích hơi nước thực tế trong khói:

rH2O =

V H 2 O

V K

=

0 ,89815 ,7231

rH2O(mc) = 0,1569

rH2O(tr) = 0,1476 ; rH2O(db) = 0,1429

Phân thể tích các khí 3 nguyên tử:

rRO2 =

VR 2 Oo

V K

=

0 ,745 ,7231

rRO2(mc) = 0,1293

rRO2(mc) = 0,1258 ; rRO2(mc) = 0,1254

Nồng độ tro bay trong khói:



µ = 10

A lv . ab

V K (ab = 0,9)

µ(mc) = 10.

0,5 . 0,95 ,7231 = 0,786

µ(tr) = 22,95 ; µ(db) = 1,14

Bảng 5.2 : Các thông số khói thải

Đại Lượng Đơn Vị Kết Quả

Trấu Mùn cưa Dăm bào

Vkko m3

tc/kg 3,65 3,75 4,22

VRO2o m3

tc/kg 0,69 0,74 0,79

VN2o m3

tc/kg 2,89 2,96 3,34

VH2Oo m3

tc/kg 0,79 0,88 0,93

Vkkkhoo m3

tc/kg 3,58 3,7 4,13

Vko m3

tc/kg 4,37 4,58 5,06

VH2O m3tc/kg 0,81 0,8981 0,9

Vkk m3tc/kg 4,745 4,875 5,486

Vk m3tc/kg 5,485 5,7231 6,296

rH2O - 0,1476 0,1569 0,1429

rRO2 - 0,1258 0,1293 0,1254

-Hệ số không khí thừa và sự lọt không khí vào lò hơiHệ số không khí thừa trong buồng lửa bl Chọn bl =1,3 .Lượng không khí thừa lọt vào trong đường khói được xác định theo bảng 5.3.Hệ số không khí thừa tại các vị trí tiếp theo được xác định bằng tổng của hệ số

không khí thừa của buồng lửa với lượng không khí lọt vào đường khói giữa buồng lửa và tiết diện đang khảo sát.

Hệ số không khí thừa đầu ra: α”= α’ + Bảng 5.3 : Giá trị lượng không khí lọt vào đường khói ( TL 3)

STT Các bộ phận của lò

1 Buồng lửa 0,0

2 Buồng hồi lưu 0,025

3 Cụm đối lưu 0,05

4 Bộ sấy không khí 0,05

Bảng 5.4: Xác định hệ số không khí thừa



STT Tên bề mặt đốt ’ α”

1 Buồng lửa 1,3 1,3

2 Buồng hồi lưu 1,3 1,325

3 Cụm đối lưu 1,325 1,375

4 Bộ sấy không khí 1,375 1,425

Lượng không khí ra khỏi bộ sấy không khí

SKK''

= o - bl- ng

bl : lượng không khí lọt vào buồng lửa.

ng : lượng không khí lọt vào hệ thống sấy nhiên liệu.

SKK''

= 1,3 – 0 – 0 = 1,3

5.3. Entanpi của không khí và sản phẩm cháy:

5.3.1. Entanpi của sản phẩm cháy lí thuyết Ik0:

Ik0 = VRO2

0 (C.)RO2 + VH2O0(C.)H2O + VN2

0(C.)N2 ,[kJ/kg]

Trong đó:

CRO2 , CN2 , CH2O là nhiệt dung riêng của RO2 , N2 ,H2O [kJ/m3tc0C]

:nhiệt độ khói thải,0C

5.3.2. Entanpi không khí lí thuyết:

Ikk0 = Vkk

0(C.)kk , [kJ/kg]

Trong đó : Vkk0 : là thể tích không khí lý thuyết ( m3tc/kg )

Ckk : là nhiệt dung riêng các loại khí (kJ/m3tc0C )

kk : là nhiệt độ các loại khí ( 0C )

5.3.3. Entanpi của khói thực tế :

Ik = Ik0 + (-1)Io

kk + Itro, [kJ/kg]

Trong đó Itro là entanpy của tro bay theo khói :

Itro =

A lv

100ab(Cθ )tro

, [kJ/kg]

Có ab = 0,9 là tỷ lệ độ tro của nhiên liệu bay theo khói.

Entanpi của tro bay theo khói chỉ tính đến khi độ tro trong khói tương đối lớn, tức là

khi:

1000 .ab . A lv

Qlv

t≥6



Bảng 5.6: ENTANPI của sản phẩm cháy theo nhiệt độ (MC)

Hệ số không khí thừa αbl,, αbhl

,, αddl,, αskk,,

Thông số 1.3 1.325 1.375 1.425

ENTANPI IK0 IKK

0 IK IK IK IK

Nhiệt độ oC kJ/kg kJ/kg kJ/kg kJ/kg kJ/kg kJ/kg

100 642.2766 487.3125 849.3844

200 1299.1000 810.9000 1643.7325

300 1714.6626 1480.8375 2269.9767 2344.0185

400 2680.6742 1992.0000 3328.0742 3427.6742 3527.2742

500 3459.3350 2515.8750 4276.9944 4402.7881 4528.5819

600 4139.0580 3050.1000 5130.3405 5282.8455 5435.3505

700 4874.6302 3595.7250 5953.3477 6043.2408 6223.0271

800 5672.9392 4089.6000 6899.8192 7002.0592 7206.5392

900 6457.6080 4713.5250 7871.6655 7989.5036 8225.1799

1000 7266.1740 5282.6250 8850.9615 8983.0271 9247.1584

1100 7993.9758 5859.5625 9751.8446 9898.3336

1200 8910.2544 6442.8750 10843.1169

1300 9009.3604 7030.6875 11118.5667

1400 10653.9968 7621.9500 12940.5818

1500 11449.2180 8218.1250 13914.6555

1600 12310.9216 8818.8000 14956.5616

1700 13180.6894 9420.9750 16006.9819

180014054.0508

10028.475

017062.5933

190014853.1460

10636.200

018044.0060

200015793.4360

11250.000

019168.4360

210016705.7310

11861.325

020264.1285

220017595.8288

12478.125

021339.2663



5.4. Tính cân bằng nhiệt

Cân bằng nhiệt được thiết lập đối với chế độ ổn định của 1 kg nhiên liệu rắn.

Phương trình cân bằng nhiệt có dạng:

q = q2 + q3+ q4 + q5 + q6

5.4.1 Tổn thất do cháy không hoàn toàn về mặt hoá học q3

Khi thiết kế q3 được chọn theo tiêu chuẩn tính toán nhiệt tùy theo loại nhiên liệu

dùng cũng như loại kết cấu buồng lửa. Theo [TL 1], ta chọn q3= 2 %.

5.4.2. Tổn thất nhiệt do cháy không hoàn toàn về mặt cơ học q4

Khi thiết kế thông thường q4 được chọn theo tiêu chuẩn tính nhiệt nó phụ thuộc

vào phương pháp đốt và nhiên liệu đốt. Đối với lò hơi tầng sôi nhiên liệu là mùn cưa,

hoặc trấu, hoặc dăm bào là loại nhiên liệu có lượng chất bốc lớn nên dễ cháy, khả

năng cháy kiệt cao nên theo [TL 1] ta chọn q4 = 3 % .

5.4.3. Tổn thất nhiệt do thải ra môi trường xung quanh q5

Tổn thất nhiệt q5 được xác định theo đồ thị q5 =f(D) trang 20 [TL 3]. Với lò hơi

có D = 30 T/h đối với lò có bề mặt đốt phần đuôi ta được: q5 = 1,1 %

5.4.4. Tổn thất nhiệt do xỉ mang ra ngoài q6

Đối với lò hơi tầng sôi đốt nhiên liệu trấu, hoặc mùn cưa,hoặc dăm bào. Do tro

xỉ của các nhiên liệu này sau khi cháy kiệt có nhiệt độ không cao, tổn thất nhiện q6

xem như không đáng kể. Ta chọn q6 = 0

5.4.5 Tổn thất nhiệt do khói thải mang ra ngoài q2 :

Tổn thất nhiệt do khói thải mang ra ngoài q2 được xác định theo công thức sau:

q2=

Q2

Qđv

100%=( I th−α th I kkl

o )(100−q4 )

Q tlv

,[% ]

Trong đó: Ith : là entanpi khói thải tính theo nhiệt độ khói thải.

Ith = Vth.(C.θ)th , kJ/kg

Với: Vth : thể tích khói thải ra khỏi lò , m3tc/kg

(C.θ)th : nhiệt dung riêng và nhiệt độ khói thoát ra khỏi lò.

Theo tài liệu kỹ thuật nhiệt/163,nhiệt dung riêng của không khí:

Cth =1,2866 + 0,0001201. θth

Cth = 1,2866 + 0,0001201.180

Cth = 1,31 kJ/m3tc°C

Vậy Ith(mc) = 5,7231.1,31.180 = 1349,5 kJ/kg

Ith(tr) = 5,485.1,31.180 = 1293,36 kJ/kg



Ith(db) = 6,296.1,31.180 = 1483,6 kJ/kg

th :hệ số không khí thừa tại vị trí khói thải ra khỏi lò

Ikkl0= : là entanpi không khí lạnh lý thuyết, kJ/kg

Với : Ckkl =1,2866+0,0001201.

Ckkl =1,2866+0,0001201.30=1,29 kJ/ m3tc°C

Ikkl

0(mc ) =

V 0 (mc ).(C . θ )kkl= 3,75.1,29.30 = 145,125 kJ/kg

Ikkl

0( tr ) =

V 0 ( tr ).(C . θ )kkl = 3,65.1,29.30 = 141, 255 kJ/kg

Ikkl

0( db)=

V 0 (db ).(C . θ )kkl = 4,22.1,29.30 = 163,314 kJ/kg

Vậy : q2(mc) =

(1349 , 5−1 , 425 .145 ,25 ).(100−3 )14560 = 7,6 %

q2(tr) = 7,8 % ; q2(db) = 7,9

Như vậy: Tổng các tổn thất nhiệt trong buồng lửa:

q = q2+q3+q4+q5+q6

Do đó, hiệu suất buồng lửa:

lh = 100 – q

lh(tr) = 86,1% ; lh (mc) = 86,3%lh ; lh (db) = 86%

5.5. Lượng tiêu hao nhiên liệu:

B=Q1

ηlh .Qtlv

. 100 ,[ kg/h ]

Trong đó: Q1 – nhiệt lượng hữu ích trong lò, được xác định bằng công thức sau:

Q1 = D(i”qn – i’nc) , [kJ/h] Với: D = 30 T/h = 30.103 kg/h tnc = 25oC tra bảng nước và hơi bão hòa ta được i’nc = 104,8 kJ/kg

pbh = 15 bar tra bảng nước và hơi bão hòa ta được i”bh = 2792 kJ/kgLượng tiêu hao nhiên liệu của lò :

B(mc )=Qhi . 100

Qtlv . η

=30 .103 (2792−104 ,8) .10014560 .86 ,3

=6415 , 77 kg /h= 1,78 kg / s

B(tr) = 1,85 kg/s ; B(db) = 1,69 kg/s

Lượng tiêu hao nhiên liệu thực tế của lò:



Btt=B. (1−

q4

100)

Btt(tr) = 1,79 kg/s ; Btt(mc) = 1,73 kg/s ; Btt(db) = 1,64 kg/s

5.6. Nhiệt thế thể tích buồng lửa:

− Nhiệt thế thể tích của buồng lửa được xác định theo công thức:

qv ,[W/m3]

Trong đó: qv : là nhiệt thế thể tích buồng lửa, kW/m3

Khi nhiệt thế thể tích qv quá nhỏ thì thể tích buồng lửa sẽ lớn làm tăng chi phí đầu tư

xây dựng cho cả lò hơi, đồng thời làm giảm nhiệt độ buồng lửa làm cho quá trình cháy

kém đi. Do đó ta cần chọn qv tới mức lớn nhất cho phép. Theo tài liệu [1] đối với lò

hơi tầng sôi: qv = 0,1÷2 MW/m3

Vậy ta chọn qv = 300 kW/m3

Vbl: thể tích buồng lửa, m3

− Thể tích của buồng lửa được xác định theo công thức:

Vbl ,[m3]

Vbl =

1, 73 .14560300

=84 m3

− Chiều cao buồng lửa được lựa chọn trên cơ sở đảm bảo chiều dài ngọn lửa để cho

nhiên liệu cháy kiệt trước khi ra khỏi buồng lửa. Chiều dài ngọn lửa tạo nên trong quá

trình cháy tùy thuộc vào loại nhiên liệu đốt, phương pháp đốt và công suất lò hơi. Dựa

vào [TL 3] trang 23, chọn chiều cao buồng lửa H = 6m

Khi đó :

Diện tích tiết diện ngang buồng lửa được xác định bởi công thức

Fn =

V bl

H=84

6=14m2

Thiết kế lò có mặt cắt ngang là tiết diện vuông có cạnh a :

Fn=a2=14 m2⇒a=√14=3 , 74 m

Vậy ta chọn các cạnh của buồng lửa là 3,7m x 3,7m

5.7. Tính toán chế độ sôi:

5.7.1 Tính vận tốc không khí:

Lưu lượng của dòng không khí trong buồng lửa:

Vkkbl =

Btt .V kk .273+t273

=1 ,73 . 4 , 875.273+900273

=36 ,24 m3/ s



Vkkbl (tr)= 37,72 m3/s ; Vkk

bl (mc)= 36,24 m3/s ; Vkkbl (db)= 38,66 m3/s

Vì lò hơi đang thiết kế là lò hơi tầng sôi, nhiệt độ của các hạt nhiên liệu trong lò

tầng sôi hầu như đồng nhất và có thể duy trì nhiệt độ cháy trong phạm vi 800÷950°C.

Chọn nhiệt độ trung bình trong lò là 900oC

Vận tốc dòng khí trong buồng lửa: Đây là vận tốc chưa tính đến các trở lực hay

còn gọi là vận tốc trống:

ω(mc) =

V kkbl

An

=36 , 2410 , 24

=3 ,54 m /s

ω(tr) = 3,68 m/s ; ω(db) = 3,77 m/s

Trong đó: An là diện tích ngang của bộ phân phối khí được chọn sao cho nhiệt

thế diện tích trên ghi qr ∈ [ 1÷4 MW/m2 ], ta chọn An = Fgh =3,2.3,2= 10,24m2

Nhiệt thế diện tích trên ghi được tính theo công thức (TL1)

qr=Btt . Q

lvt

Fgh

=1 ,73 .1456010 ,24

=2460 kW /m2

qr=2 ,46 MW /m2∈ [1−4 MW /m2]Vậy tính toán của ta là hợp lý.

5.7.2 Kiểm tra điều kiện tạo sôi:

Như chúng ta giới thiệu chương trước, trong lò hơi tầng sôi thì khi vận tốc của

dòng không khí đạt giá trị tới hạn ωs thì hạt trở nên linh động và chiều cao của hạt tăng

dần và chế độ sôi bắt đầu. Nếu tốc độ của dòng khí tiếp tục tăng và vượt qua giới hạn

nào đó ωc thì tầng sôi sẽ bị phá vỡ, các hạt bắt đầu bị cuốn theo dòng không khí và đi

ra ngoài theo khói. Do đó, chế độ chỉ tồn tại trong một giới hạn nhất định và thuộc

khoảng.

5.7.2.1. Vận tốc giới hạn dưới (vận tốc tạo tầng sôi ωs)

Ở trên ta đã giới thiệu để đạt được trạng thái sôi thì vận tốc dòng không khí phải

đạt giá trị nào đó gọi là vận tốc tới hạn sôi. Lúc này vận tốc của dòng không khí thắng

được trọng lực do khối lượng hạt tạo ra. Hạt ở đây bao gồm vật liệu cháy (nhiên liệu)

và vật liệu không cháy (chủ yếu là vật liệu rắn).

Theo R.B Rosenbaum thì vận tốc sôi được tính theo công thức thực nghiệm sau:

Áp dụng công thức tiêu chuẩn Acsimet :

Ar =

g .d tb3 . (ρh - ρk )νk

2 ρk

Trong đó: dtb- đường kính trung bình của vật liệu sôi, chọn dtb = 2mm.

h- Khối lượng riêng trung bình của vật liệu cháy và không cháy (chủ yếu là của

nhiên liệu và cát ). Trong đó tỷ lệ nhiên liệu khoảng 1/3 và cát khoảng 2/3.



h =

13 +

23 d

d =1600 kg/m3 là khối lượng riêng của cát.

ρ = 150 kg/m3 là khối lượng riêng của trấu.

ρ = 200 kg/m3 là khối lượng riêng của mùn cưa.

ρ = 160 kg/m3 là khối lượng riêng của dăm bào.

Do đó:

h (tr) = 1116,7 kg/m3 ; h (tr) = 1133,3 kg/m3 ; h (tr) = 1120 kg/m3

Tra bảng thông số vật lý của không khí khô ở nhiệt độ 200oC ta có:

Khối lượng riêng: ρk =0,746 kg/m3

Độ nhớt: νk = 31,85.10-6 m2/s

Ar(mc) =

9 ,81. 0 , 0023 .(1133 , 3−0 ,746 )(31 , 85 .10−6 )2 . 0 ,746

= 117451,9

Ar(tr) = 115730,4 ; Ar(db) = 116072,7

Áp dụng công thức: Remin =

Ar1450+5 ,22.√Ar

Remin (tr) = 35,87 ; Remin (mc) = 36,26 ; Remin (db) = 35,95

Tốc độ tới hạn dưới được tính theo công thức:

ωs

ωs(tr) = 0,57 m/s ; ωs(tr) = 0,58 m/s ; ωs(tr) = 0,57 m/s

Nhận xét: Tốc độ này tương đương nhau coi như là bằng nhau cho cả 3 loại nhiên liệu

5.7.2.2. Vận tốc giới hạn trên:(Tốc độ lơ lửng)

Khi vận tốc của dòng khí nằm trong giới hạn sôi nếu cứ tiếp tục tăng tốc độ dòng

lên đến một giá trị nào đó thì lớp sôi sẽ bị phá hủy và chuyển sang trạng thái lơ

lửng, tốc độ này là đặc trưng thứ hai của lớp sôi. Vận tốc giới hạn trên được tính

theo công thức sau:

Remax

Remax(tr) = 521 ; Remax(mc) = 525 ; Remax(db) = 522

Trong đó Ar được tính ở trên

Khi đó tốc độ lơ lửng được tính theo công thức sau:

ωc ,

ωc(tr) = 8,3 m/s ; ωc(mc) = 8,36 m/s ; ωc(db) = 8,31 m/s



Nhận xét: Tốc độ này tương đương nhau coi như là bằng nhau cho cả 3 loại nhiên liệu

Kết luận: với vận tốc dòng khí trong buồng lửa theo tính toán thỏa mãn điều kiện tạo

tầng sôi trong buồng lửa (đối với tưng loại nhiên liệu).

ω Є [ωs ÷ ωc]

Như vậy quá trình tính toán là hợp lý.

5.7.2.3. Tính toán độ rỗng của lớp sôi:

Độ rỗng của lớp sôi chính là tỉ số giữa thể tích trống và tổng thể tích của lớp sôi.

Độ rỗng của lớp sôi được tính theo công thức thực nghiệm sau:

ε

Với dtb= 2mm, ν=31 , 85. 10−6 m2 /s

Re

Re(tr) = 231,1 ; Re(mc) = 222,3 ; Re(db) = 236,7

Vậy độ rỗng của lớp sôi:

ε(tr) = 0,71 ; ε(mc) = 0,7 ; ε(db) = 0,72

5.7.3. Bộ phân phối khí: 5.7.3.1. Giới thiệu các kiểu của bộ phân phối khí:

Chức năng của bộ phân phối khí là đưa không khí vào tầng sôi một cách đồng đều

để đảm bảo sự sôi xảy ra tốt. Có 3 phương pháp phân phối khí tiêu chuẩn là: kiểu tấm

đục lỗ, kiểu tấm có gắn các miệng thổi (nấm phun) và kiểu ghi thanh.

+ Bộ phân phối khí kiểu tấm đục lỗ: kiểu này có cấu tạo đơn giản nhất và

thường được sử dụng cho những lò hơi nhỏ. Việc tháo xỉ được thực hiện một cách dễ

dàng.

2-3mm 2-3mm 2-3mm

20mm

Hình 5.1 Cấu tạo tấm phân phối đục lỗ.



+ Bộ phân phối khí kiểu nấm phun : loại này rất thích hợp với các loại buồng

lửa tầng sôi vừa và lớn. Các nấm phun thường được sắp xếp đều với bước khoảng

70÷150mm

Hình 5.2 Một vài kiểu tấm phân phối có gắn miệng thổi(nấm phun).

+ Bộ phân phối khí kiểu thanh: bao gồm các ống được khoang lỗ hay những

miệng thổi được gắn trên các ống phân phối khí. Đặc điểm chính của bộ phân phối khí

kiểu này là khả năng thải xỉ, tro và các chất khác tích tụ ở đáy lớp rất tốt

Hình 5.3 Bộ phân phối không khí kiểu thanh có gắn ống phun.

5.7.3.2. Bộ phân phối khí kiểu nấm phun:

Phân loại : Chia làm hai loại chính

–Nấm phun bằng thép: Loại này chủ yếu dùng cho lò hơi công suất trung bình

và nhỏ hay còn gọi là lò hơi công nghiệp, ở những lò này nhiệt độ ở đáy buồng lửa

không cao nên dùng nấm phun bằng thép tối ưu hơn. Trong loại này lại chia làm hai

loại là: Nấm phun có mặt nấm hình vuông hoặc nấm phun có mặt nấm hình tròn, tùy

theo nhà thiết kế, trên mặt nấm có thể nhô ra hoặc không.



Hình 5.4: Nấm phun bằng thép có mặt nấm hình tròn

– Nấm phun bằng gang: Loại này dùng cho những lò hơi công suất lớn, công

suất khoảng từ 5 tấn hơi/giờ trở lên. Những lò này có nhiệt độ buồng lửa cao nên nấm

phun đòi hỏi phải là gang chịu nhiệt, mới có thể chịu đựng khả năng làm việc lâu dài

của lò.

Hình 5.5: Nấm phun bằng gang

Vì lò đang thiết kế có công suất 30T/h làm việc với nhiệt độ buồng lửa cao nên ta

dùng nấm phun bằng gang chịu nhiệt.

5.7.3.3. Tình toán bộ phân phối khí:

Khi chế độ sôi là ổn định thì trở lực của lớp sôi được xác định theo công thức:

Δpb = (ρh – ρg).(1 – ε)H.g, [Pa]

Trong đó: H: chiều cao của lớp sôi.

Với thời gian lưu lại trong lớp sôi là τ = 0,25s

Chiều cao lớp sôi là: H= ω.τ = 3,54.0,25= 0,88 m



Chọn H= 0,9m

g: gia tốc trọng trường.

ρh : khối lượng riêng của vật liệu sôi (gồm vật liệu cháy và vật liệu

không cháy).

ρg : khối lượng riêng của không khí khô.

=> Δpb (mc) = (1133,3 – 0,746).(1 – 0,7).0,9.9,81 = 2999,8 Pa

Δpb (tr) = 2857,3 Pa ; Δpb (db) = 2767 Pa

Trở lực của bộ phận phối khí:

Δppp= K.Δpb

Giá trị K nằm trong khoảng 0,1 ÷ 0,3. Chọn K = 0,2

Δppp (tr) = 571,46 Pa ; Δppp (mc) = 600 Pa ; Δppp (db) = 553,4 Pa

Vận tốc không khí tại miệng của mỗi nấm phun của bộ phân phối khí ωo

ωo

Trong đó:

Hệ số Cd có giá trị 0,8

ρgor: Khối lượng riêng của không khí bên cạnh lỗ phân phối khí.

Tại miệng của bộ phận phân phối khí có nhiệt độ trung bình là:

t0 = (900 + 200)/2 = 550oC

Tra bảng thông số của không khí ta có: ρgor = 0,43 kg/m3

Thay giá trị vào ta có:

ωo =0,8 .[ 2.600

0 ,43 ]0,5

=42 ,3 m /s

Chọn đường kính trong của mỗi nấm phun là 40 mm, đường kính ngoài là 50mm.

Trên mỗi nấm phun bố trí 8 lỗ phun xung quanh, đường kính lỗ phun là 5mm

Lưu lượng không khí của lỗ phun:

Vp

Vlp =42 , 3 .

3 , 14 . 0 ,0052

4=9,7 .10−4 m3/ s

Lưu lượng không khí trong một nấm phun:

Vp = 8.Vlp = 8.9,7.10-4 =7,76.10-3 m3/s

Lưu lượng không khí thực tế cần cung cấp cho buồng lửa :



Vas= Btt.Vkk= 1,73 . 4,875 = 8,4 m3/s

Vậy số nấm phun trên mặt sàng :

n =

V as

V p

= 8,47 , 76 . 10−3

=1062 (nấm phun)

Ta chọn n = 1060 nấm phun.

Thiết kế bố trí nấm phun, bố trí song song.

Ta có diện tích mặt ghi là 3200 x3200mm.

Bước nấm: 100 mm

Khoảng cách từ tâm nấm đến vách tường trước, sau và tường bên ta chọn là 100 mm.

50

40 14

90

1

3

4

2

Hình 5.6: Mặt cắt ghi lò và nấm phun.

Trong đó:

1: Lỗ gió Ф5mm

2: Vách nấm phun

3: Ghi thép

4: Lỗ gió vào Ф40mm



CHƯƠNG 6: TÍNH TOÁN TRAO ĐỔI NHIỆT LÒ TẦNG SÔI

6.1. Tính trao đổi nhiệt trong buồng lửa:

6.1.1 Đặc tính cấu tạo dàn ống sinh hơi:

Chọn: Ống theo tiêu chuẩn có đường kính d = 51mm

Bước ống: S = 1,3.d -> S = 66mm

Khoảng cách từ tâm ống đến tường:

e = (0,75 ÷ 0,8)d = (38,25 ÷ 40,8) mm, chọn e = 40 mm

- Số ống mỗi tường bên của buồng lửa :

n=3700−2 . 4066

+1=56 ống

- Số ống tường trước và tường sau buồng lửa :

n=3700−2 . 4066

+1=56 ống

6.1.2 Tính toán trao đổi nhiệt trong buồng lửa :

Ta sẽ xác định nhiệt độ khói thải ra khỏi buồng lửa. Nếu nhiệt độ này bé thì lượng

nhiệt hấp thụ bằng bức xạ trong buồng lửa sẽ lớn, do đó kích thước buồng lửa tăng lên.

Việc giảm thấp nhiệt độ khói ra khỏi buồng lửa sẽ làm giảm độ chênh lệch nhiệt độ

trong bề mặt truyền nhiệt đối lưu, dẫn đến giảm truyền nhiệt trong các bề mặt này. Đối

với lò tầng sôi thì nhiệt độ buồng lửa trong khoảng (800÷950)0C, nên ta phải thiết kế

phần diện tích bức xạ (Hb) phù hợp để nhiệt độ ra khỏi buồng lửa không quá thấp cũng

như không quá cao.

6.1.2.1 Nhiệt độ cháy lý thuyết:

Nhiệt độ cháy lý thuyết do nhiệt lượng sinh ra trong buồng lửa quyết định.

Qbl=Qtlv .

100−q3−q4−q6

100−q4

+Qkk' +Qktth−Qkkng

, [kJ/kg] [TL 3]

Trong đó:

Qkk - Nhiệt do không khí đưa vào [kJ/kg].

Qkk=Qkkn+Qkkl=(αbl−Δαbl−Δα ng). I kkl+(Δαbl+Δαng ). I kkl

Với Ikkl = Vokk .(C.t)kkl = 3,75.1,29.30=145,125 kJ/kg

Vậy Qkk = (1,3 – 0 – 0). 145,125 = 188,66 kJ/kg

Qktth – Nhiệt lượng do khói tái tuần hoàn từ đuôi lò về buồng lửa.

Ta coi Qktth = 0

Qkkng – Nhiệt lượng do không khí được sấy sơ bộ bằng nguồn nhiệt bên ngoài

lò, vì ở đây ta sấy không khí bằng khói của lò nên Qkkng = 0.

Thay các thông số trên vào công thức trên ta được Qbl:



Qbl =14560 .

100−2−14100−14

+188 ,66=14410 ,05kJ/kg

*a - nhiệt độ cháy lý thuyết, được tính theo Qbl. Theo bảng 5.6 bằng phương pháp

nội suy ta được a = 1547 0C

Ta = 1547 + 273 = 1820 0K

T’’bl = ”bl + 273 = 850 +273 = 11230K

Entanpi của khói ở đầu ra buồng lửa.(chọn sơ bộ nhiệt độ khói ra khỏi buồng lửa

”bl = 850°C ). Tra bảng 5.6 ta được giá trị như sau : I”bl = 7385,74 kJ/kg

Hệ số bảo ôn : ϕ=1−

q5

η+q5

= ηη+q5

=86 , 386 , 3+1,1

= 0 , 9874

6.1.2.2 Nhiệt độ khói ra khỏi buồng lửa:

θbl''

=

T a

M .(5 ,672 . 10−8 . Ψ tb . Ft . abl . T

a3

ϕ . B tt .V . Ctb

)0,6+1- 273 [TL 3]

Trong đó:

Ta – Nhiệt độ cháy lý thuyết

Btt= 1,73 kg/s – Lượng tiêu hao nhiên liệu tính toán

Ψ tb – Hệ số hiệu quả nhiệt của dàn ống được xác định như sau

Ψ tb = x.ξ

Ψ tb = 0,94.0,6=0,56

Với: ξ – Hệ số làm bẩn; tra bảng 4.9 [TL 3] ta có ξ = 0,6.

x – hệ số góc, tra toán đồ 5 [TL 3] ta có x = 0,94

M – Hệ số phân bố nhiệt không đồng đều theo chiều cao ngọn lửa.

M=0,59 – 0,5xbl [TL 3]

Khi đốt trên ghi, lớp nhiên liệu mỏng xbl = 0

(VC)tb –Nhiệt dung trung bình sản phẩm cháy của 1kg nhiên liệu, kJ/oC.

φ – Hệ số bảo ôn; φ = 0,9874.

Ft – Tổng diện tích bề mặt tường buồng lửa, m2.

abl – Độ đen của buồng lửa.

a) Nhiệt dung trung bình của sản phẩm cháy:

V.Ctb =

Qbl−I''bl

ta−t } rSub { size 8{ ital bl} } } } } } { ¿¿¿¿¿, kJ/oC [TL 3]

VCm=14410 , 05−7385,74 1547−850

=10 kJ /0C



b) Tổng diện tích bề mặt tường buồng lửa (Ft):

- Diện tích tường trước F1= 3,7.6 = 22,2 [m2].

- Diện tích 2 tường bên F2= F3 = 3,7.6 = 22,2 [m2].

- Diện tích tường sau F4 = 3,7.4,5= 16,65 [m2].

- Diện tích trần F5 = 3,7.3,7 = 13,7 [m2].

ΣFt = F1 + F2 + F3 + F4 + F5

ΣFt = 96,95 [m2].

Tổng diện tích bề mặt bức xạ Hb= Ft.χ [TL 3]

Hệ số góc của dàn ống χ: tra toán đồ 5 [TL 3] ta xác định được χ = 0,94.

Thay các thông số tìm được vào công thức ta được:

Hb = 96,95.0,94 = 91,13 m2.

c) Độ đen của buồng lửa

Độ đen của buồng lửa khi dàn ống được phân bố đều khắp các vách, xác định

theo công thức sau:

abl=anl+(1−anl ) . ρ

1−(1−anl ) .(1−ψ tb ). (1−ρ) [TL 3]

Trong đó:

abl – Độ đen ngọn lửa.

Ψtb– Hệ số sử dụng nhiệt hữu hiệu

ρ – Tỉ số giữa bề mặt cháy và bề mặt hấp thụ bức xạ.

ξ – Hệ số làm bẩn; tra bảng 4.9 [TL 3] ta có ξ = 0,6.

1. Độ đen hiệu dụng của ngọn lửa anl :

Độ đen hiệu dụng của ngọn lửa phụ thuộc vào độ đen của môi trường trong buồng

lửa, sắc thái và đặc điểm của trường nhiệt độ trong buồng lửa.

- Trong số các sản phẩm sinh ra trong quá trình cháy thì thành phần khí nguyên

tử H2O, CO2, thành phần các hạt tro bay theo khói trong buồng lửa có ảnh hưởng

lớn đến khả năng bức xạ của ngọn lửa.

- Độ đen của ngọn lửa được xác định theo công thức :

anl = 1- e-kps

s – chiều dày tác dụng của lớp khí bức xạ trong buồng lửa và được tính theo :

s=3,6V bl

F t

=3,68496 , 95

= 3,1 m

k : Hệ số làm yếu tia bức xạ: Lò hơi đốt mùn cưa tầng sôi có ngọn lửa sáng do các

hạt tro bụi cháy sáng theo ngọn lửa; nên hệ số làm yếu tia bức xạ tính theo:

k= kk.rk+ktr.µtr+kc.x1.x2 [TL 3]



trong đó kk – hệ số làm yếu bức xạ của khí ba nguyên tử

k k=( 0 ,78+1,6 r H2O

√ pk . s−0,1)×¿¿

Với : pk phân áp suất khí 3 nguyên tử

pk = p × rk = p× (rH20 + rR02 ) = 1× 0,2862 = 0,2862 bar

k k=( 0 ,78+1,6 .0 ,1569

√0 ,2862 .3,1−0,1)×(1−0 ,38×1123

1000 )=0,6

ktr là hệ số làm yếu bởi hạt tro, tra toán đồ 4 [TL 3] ta có ktr=0,012

µtr = 0,786 là nồng độ tro bay theo khói.

kc là hệ số làm yếu bức xạ của các hạt cốc, kc=1

x1,x2 là các hệ số kể đến ảnh hưởng của nồng độ các hạt cốc có trong ngọn lửa.

Chọn x1=1 và x2=0,03 [TL 3]

Vậy k = 0,6. 0,2862 + 0,012.0,786 + 1.1.0,03 =0,21

- Độ đen của môi trường trong buồng lửa:

anl=1−e−kps=1−e−0 ,21 .1 .3,1=0,5

2. Hệ số sử dụng nhiệt hữu hiệu của dàn ống : ψtb = 0,54.

3. Tỉ số giữa diện tích bề mặt ghi lò và toàn bộ diện tích bề mặt tường lò:

ρ= R

F t

=1499=0 ,14

Vậy độ đen của buồng lửa:

abl=0,5+(1−0,5 ) .0 , 14

1−(1−0,5) .(1−0 , 54 ).(1−0 ,14 )=

0,71

d) Nhiệt độ khói ra khỏi buồng lửa

Như đã phân tích ở trên, nhiệt độ khói ra khỏi buồng lửa là một chỉ tiêu quan

trọng, nhiệt độ này không được cao quá cũng như không được thấp quá, sau này ta

tính nhiệt độ này theo công thức.

θbl} } = { {1820 } over {0,59 . left ( { {5,672 . 0, 56 . 99 . 0,71 . 1820 rSup { size 8{3} } } over {10 rSup { size 8{8} } . 0, 9874 . 1, 73 . 10 . 10 rSup { size 8{3} } } } right ) rSup { size 8{0,6} } +1} } - 273=837 °C} {¿¿¿

δ t=850−837850

.100 %=1,5%

Sai số giữa nhiệt độ ta chọn sơ bộ với nhiệt độ tính toán là 1,5% nằm trong giới

hạn cho phép nên nhiệt độ ra khỏi buồng lửa là 837oC. Ta thấy nhiệt độ khói ra khỏi

buồng lửa phù hợp với những gì đã phân tích ở trên. Sau khi biết , chúng ta tìm


''blt


được entanpi của khói ra khỏi buồng lửa I”bl = 7259,4 kJ/kg, nghĩa là tổng nhiệt lượng

hấp thụ bằng bức xạ cũng được xác định.

6.1.3 Nhiệt lượng bức xạ từ buồng lửa.

Qbxbl=ϕ .¿¿ kJ/kg

6.2. Tính nhiệt buồng hồi lưu:6.2.1. Đặc tính cấu tạo của buồng hồi lưu:Buồng hồi lưu được bố trí ngay phía sau buồng lửa,vừa có tác dụng lắng bụi, đồng

thời cũng là dàn ống sinh hơi. Đây là thiết bị khử bụi đơn giản nhất và thường dùng để khử bụi có kính thước lớn. Nguyên tắc tách bụi chủ yếu dựa trên :

- Giảm tốc độ hỗn hợp khói và bụi một cách đột ngột khi vào buồng hồi lưu. Các hạt bụi mất động năng và rơi xuống dưới tác dụng của trọng lượng.

- Dùng các vách chắn đặt trên đường chuyển động của dòng khói, khi dòng khói va đập vào các tấm chắn đó các hạt bụi mất động năng va rơi xuống.

- Ngoặc dòng khi chuyển động trong buồng hồi lưu.Bảng 6.2: Đặc tính cấu tạo của buồng hồi lưu.

TT Tên đại lượngKý

hiệu

Đơn

vịCông thức tính Kết quả

1 Đường kính của ống d mm Chọn 51

2 Bước ống tương đối

Sd

Chọn 1,3

3 Bước ống S mm Chọn 66

4Chiều rộng đường

khóia mm Chọn 3700

5 Chiều sâu đường khói b mm Chọn 2000

6

Khoảng cách từ tâm

ống ngoài cùng đến

vách

Sv mm Chọn 40

7Số ống mỗi bên của

buồng hồi lưu n1 ống

b−2. sv

S+1 30

8Số ống vách giữa và

vách sau n2 ống

a−2.Sv

S+1 56

9 Diện tích 2 vách bên F1 m2F1=2.b.hbhl

hbhl= 6m24

10Diện tích vách giữa và

vách sau F2 m2

F2= a.hv1+a.hv2

hv1= 4,5 m33,3



hv2= 4,5 m

11Tổng diện tích bề mặt

buồng hồi lưu Fbhl m2 F = F1+ F2 57,3

6.2.2. Tính toán nhiệt buồng hồi lưu:

Để tính trao đổi nhiệt trong buồng hồi lưu ta dùng hai phương trình :

Phương trình cân bằng nhiệt và phương trình truyền nhiệt :

Qcb = φ.(I’k – I”k + ΔαI°kkl), [kJ/kg] [TL 3]

QTr =

k .F . ΔtBtt , [kJ/kg] [TL 3]

Trong đó:

- Btt – Lượng tiêu hao nhiên liệu tính toán, kg/s.

- I’k ,I”k – Entanpi của khói ở đầu vào và đầu ra của buồng hồi lưu, kJ/kg.

- I0kkl – Entanpi của không khí lạnh ở nhiệt độ 30oC

- ∆α – Lượng không khí thừa lọt vào buồng hồi lưu

- k – Hệ số truyền nhiệt, kJ/m2oC.

- F – diện tích bề mặt hấp thụ nhiệt tính toán, m2.

- Δt - Nhiệt độ trung bình logarit, oC.

Ta đã biết nhiệt độ và entanpi của khói vào buồng hồi lưu. Ta giả thiết 2 giá trị của

nhiệt độ đầu ra của buồng hồi lưu, tương ứng với 2 giá trị nhiệt độ này ta có được 2 giá

trị của Qcb và 2 giá trị của Qtr. Ứng với 2 giá trị này ta tiến hành vẽ đồ thị Q-θ sẽ cho ta

điểm có nhiệt độ chính xác nhất ứng với sai số nhỏ nhất

Nhiệt độ vào buồng hồi lưu cũng là nhiệt độ của khói ra khỏi buồng lửa nên

tbhlvao

= 837 0C. Giả thiết 2 giá trị nhiệt độ khói ra là 700 0C và 750 0C, Tương ứng với

các giá trị nhiệt độ ta tra được các giá trị entanpi từ bảng (5.6).

Với: Nhiệt độ khói vào t’ =837 0C ta có I’= 7259,4 kJ/kg

Nhiệt độ khói ra 1 t”1 =700 0C => I”1 = 6043.2408 kJ/kg

Nhiệt độ khói ra 2 t”2 =750 0C => I”2 = 6522.65 kJ/kg

Thay vào công thức tính Qcb ta được :

Qcb1 = 0,9874.( 7259,4 – 4276,99 + 0,025.145,125)= 1204,42 kJ/kg

Qcb2 = 0,9874.( 7259,4 – 5130,34 + 0,025.145,125)= 731,01 kJ/kg

Để xác định được nhiệt lượng trao đổi theo phương trình truyền nhiệt ta phải biết hệ

số truyền nhiệt, tổng diện tích trao đổi nhiệt và nhiệt độ trung bình.



Bảng 6.3: Tính toán nhiệt buồng hồi lưu:

TT Tên đại lượngKý

hiệuĐơn vị Công thức tính toán Kết quả

1 Nhiệt độ khói vào tbhl' oC tbhl

vao=θbl} } } { ¿¿¿ 837

2 Nhiệt độ khói ra tbhl} } } {¿ ¿¿ oC Giả thiết 700 750

3Nhiệt độ trung bình của

khói ttboC

tbhlvao+tbhl

ra

2768,5 793,5

4Tốc độ trung bình của

khói k m/s

B tt .V k

F.( t tb

273+1) 5,1 5,3

5Lượng nhiệt bề mặt đốt

hấp thụ được Qcb kJ/kg Tính ở trên 1204,42 731,01

6Nhiệt độ hơi bão ở

buồng hồi lưu tbh

oCTra bảng nước và hơi

bão hòa với pbh= 15bar200

7Diện tích trao đổi nhiệt

bằng bức xạHbx m2 Fbhl.χ , với χ = 0,98 56,15

8Hệ số làm yếu bức xạ do

khí 3 nguyên tửkk

Tra theo toán đồ 3

TL30,87 0,82

9Hệ số làm yếu bức xạ do

troktr nt

Tra theo toán đồ 4

TL30,014

10Bề dày hiệu dụng lớp

bức xạS m S = 3,6.

VF 2,1

11

Tổng chiều dày bức xạ

hữu hiệu của sản phẩm

cháy

kps ( kk.rk + ktr. µtr).ps 0,54 0,51

12 Độ đen của khói ak 1-e-kps 0,41 0,4

13Hệ số bám bẩn bề mặt

ống ε

m2 .0 CW

Tra đồ thị hình 5.4

[TL 3]0,01 0,01

14

Nhiệt đô trung bình của

vách ngoài bề mặt hấp

thụ bức xạ

tvoC

tv = tbh+Δt

Δt = 60 oC260 260

15Hệ số trao đổi nhiệt đối

lưuαđl

W

m2 .0 C

αđl = 1,163.Cv.Cv. αtđl

Tra toán đồ 9 [TL 3]40 40,1

16Hệ số trao đổi nhiệt bức

xạαbx

W

m2 .0 CCT 5-33_[TL3] 45,1 47,6



17Hệ số truyền nhiệt từ

khói đền vách ống α1

W

m2 .0 C

α1=ξ (αđl+αbx)

với ξ = 185,1 87,7

18Độ chênh nhiệt độ trung

bình logagrit∆t 0C ( tbhl

' −tbh )−( tbhl - t rSub { size 8{ ital bh} } \) } over { ln { {t rSub { size 8{ ital bhl} } rSup { size 8{'} } - t rSub { size 8{ ital bh} } } over {t rSub { size 8{ ital bhl} } rSup { size 8{−tbh ¿¿¿¿ 560,3 592,4

19 Hệ số truyền nhiệt kW

m2 .0 C

k = ψ. α1 , ψ = 0,75

khi đốt nhiên liệu rắn63,8 65,8

20Nhiệt lượng tính theo PT

truyền nhiệt QT kJ/kg

k .H bx . Δt

B tt1160.2 1265,2

Để xác định lượng nhiệt truyền nhiệt đối lưu Qđlbhl và nhiệt độ khói ra sau khi ra khỏi

buồng hồi lưu ta sử dụng phương pháp 3 điểm, theo đồ thị sau

Qtr

Qcb

700 750

731,01

1160,21204,421265,2

706

Q kj/kg

t °C

Hình 6.1: Đồ thị xác định nhiệt độ khói ra khỏi buồng hồi lưu.

Dựa vào đồ thị trên ta xác định được nhiệt độ trung bình của khói ra khỏi buồng hồi

lưu tbplra

= 7060C. Dựa vào bảng 5.6 ta xác định được I”bhl = 6100,77 kJ/kg

- Lượng nhiệt truyền bằng đối lưu của buồng hồi lưu :

Qđlbhl = φ.(I’bhl – I”bhl + ΔαI°kkl)

= 0,9874 (7259,4 – 6100,77 + 0,025.145,125) = 1147,61 kJ/kg



6.3. Tính nhiệt cụm đối lưu:

6.3.1 Đặc điểm cấu tạo cụm đối lưu:

Bộ trao đổi nhiệt đối lưu được đặt ngay sau buồng hồi lưu bụi. Bộ trao đổi nhiệt

đối lưu được cấu tạo bởi chùm ống nước, các chùm ống này được nối với 2 bao hơi

dưới và trên có tác dụng nhận nhiệt của dòng khói.

Nước đi vào từ bao hơi dưới, nhận nhiệt và sinh hơi, hơi chuyển động lên bao hơi

trên. Trong quá trình sinh hơi bão hòa, trong bao hơi trên nước chiếm khoảng 1/2

chiều cao của bao hơi. Nước sẽ được tuần hoàn về lại bao hơi dưới bằng 2 ống đặt phía

ngoài cụm đối lưu.

Trong cụm đối lưu có bố trí các tấm chắn để hướng dòng khói đi qua cụm ống đối

lưu theo kiểu cắt nhiều lần nhằm kéo dài thời gian khói đi qua cụm ống đối lưu, tăng

khả năng trao đổi nhiệt.

Bảng 6.4: Đặc tính cấu tạo của cụm đối lưu:

TT Tên đại lượng Ký hiệu Đơn vị Công thức tính Kết quả

1 Bao hơi Dxδ mm Kinh nghiệm 1100x12

2 Chiều dài bao hơi lbh mm 3700

3Đường kính ống TĐN

đối lưud mm Chọn 51

4Bước ống

Bước ống

dọcS1 mm Chọn 80

Bước ống

ngangS2 mm Chọn 100

5 Số dãy ống

Dọc bao

hơiZ1 Hàng Z1=

DS1

14

Vuông với

bao hơiZ2 Hàng Z2=

lbh

S237

6Chiều dài của dàn ống

đối lưuL mm 6100

7 Tiết diện đường khói đi Fk m2 a .L3

6,29

8Bề dày hữu hiệu lớp bức

xạs m 0,9 . d .( 4π .

S1 . S2

d2−1) 0,134

9Tổng diện tích trao đổi

nhiệtHđl m2 Z1. Z2.π.L.d 423,06



6.3.2 Tính toán nhiệt cụm đối lưu :

Bảng 6.5: Tính toán nhiệt trong cụm đối lưu :

TT Tên đại lượng Ký hiệu Đơn vị Công thức tính Kết quả

1Nhiệt độ khói

vào cụm đối lưutdl

' oC tdl' =tbhl

} } } { ¿¿¿ 706

2Entanpi khói vào

cụm đối lưuI dl

' kJ/kg Tra bảng 5.2 6100,77

3 Nhiệt độ khói ra tdl} } } {¿ ¿¿ oC Giả thiết 350 400

4 Entanpi khói ra I dl} } } {¿ ¿¿ kJ/kg Tra bảng 5.2 2848,83 3427,67

5

Lượng nhiệt mà

khói truyền cho

cụm đối lưu

Qđlcb kJ/kg Qcb

đl=ϕ .(I dl' −I dl

} } +Δα . I rSub { size 8{ ital kkl} } rSup { size 8{0} } \) } { ¿¿¿ 3257,13 2646,58

6

Nhiệt độ trung

bình của cụm đối

lưu

tđltb

oC tdl' + tdl

} } } over {2} } } {¿ ¿¿¿¿ 528 553

7Tốc độ trung

bình của khóik m/s

B tt .V k

Fk

.( tdltb

273+1) 4,75 4,9

8Nhiệt độ của hơi

bão hòa.tbh

0C Ứng với p = 15 bar 200

9Nhiệt độ của

nước cấptnc

0C 25

10Nhiệt độ môi

chất trong ốngtmc

oCtmc=

tbh+tnc

2112,5

11Tổng diện tích

trao đổi nhiệtHđl m2 Tính ở trên 423,06

12Hệ số bám bẩn

bề mặt ốngε

m2 .0 CƯW

Cd.Ch.ε0+∆ε0,0235 0,022

13Hệ số trao đổi

nhiệt đối lưuαđl

W

m2 .0 C

αđl = 1,163.Cz2.Cvl.αtdl

Tra toán đồ 9 [TL 3]38,76 41,52

14Hệ số trao đổi

nhiệt bức xạαbx

W

m2 .0 C

Không nhận bức xạ từ buồng lửa mà chỉ có

bức xạ từ thể tích khói. Lượng này nhỏ nên ta

bỏ qua



15

Hệ số trao đổi

nhiệt từ khói đến

vách

α1

W

m2 .0 C

α1=ξ (αđl+αbx)

với ξ = 138,76 41,52

16Hệ số truyền

nhiệtk

W

m2 .0 C

k = ψ. α1 , ψ = 0,75 khi

đốt nhiên liệu rắn29,07 31,14

17

Độ chênh nhiệt

độ trung bình

logagrit

∆t 0C ( tđl' −tmc )−( t Rđl

} size 12{ - t rSub { ital mc } } size 12{ \) }} over { size 12{ln { {t rSub { ital đl} rSup {'} size 12{ - t rSub { i tal mc } }} over { size 12{t rSub { i tal đl } rSup {−tmc¿¿¿¿ 338,7 422,17

18

Nhiệt lượng tính

theo phương

trình truyền nhiệt

QT kJ/kgk .H bx . Δt

B tt

2407,78 3214,86

Để xác định nhiệt độ khói ra sau khi ra khỏi cụm đối lưu ta sử dụng phương pháp 3

điểm, theo đồ thị sau:

350 400

2407,782646,583214,863257,13

380

Qtr

Qcb

Q kj/kg

t °C

Hình 6.2: Đồ thị xác định nhiệt độ khói ra khỏi cụm đối lưu.

Dựa vào đồ thị trên ta xác định được nhiệt độ của khói ra khỏi cụm đối lưu là:

tdl} } } {¿ ¿¿= 3800C. Dựa vào bảng 5.6 ta xác định được I”đl = 3196,13 kJ/kg

- Lượng nhiệt truyền bằng đối lưu của cụm đối lưu:

Qđlđl = φ.(I’đl – I”đl + ΔαI°kkl)

= 0,9874 (6100,77 – 3196,13 + 0,05.145,125)

Qđlđl = 2875,21 kJ/kg



6.4. Tính toán bộ sấy không khí:

6.4.1 Đặc tính cấu tạo:

Bộ sấy không khí ta thiết kế ở đây là bộ sấy không khí kiểu thu nhiệt bằng ống

thép. Để tăng cường khả năng trao đổi nhiệt giữa khói và không khí thì trên đường

không khí đi ta đặt 1 mặt sàng để phân bộ sấy không khí thành 2 đoạn.

Khi xác định số lượng ống của bộ sấy ta phải biết trước diện tích bề mặt truyền

nhiệt yêu cầu Fskk, còn tốc độ khói đã được chọn theo giới hạn mài mòn ống bởi tro

bay, do đó số lượng ống và kích thước ống sẽ có quan hệ với nhau nhằm đảm bảo diện

tích tiết diện khói đi qua Fk. Diện tích tiết diện khói đi qua được xác định :

F=Z . π .d

t2

4 , m2.

Diện tích bề mặt truyền nhiệt yêu cầu :

F skk=Z . h. π .d tb , m2.

Khi ta giảm đường kính ống thì phải tăng số lượng ống. Khi tăng số lượng ống,

muốn đảm bảo diện tích bề mặt nhận nhiệt thì phải giảm chiều dài ống, đồng thời

muốn đảm bảo tốc độ không khí thì phải tăng số dãy ống dọc theo đường không khí,

khi đó sẽ làm tăng trở lực đường không khí, còn giảm chiều dài ống thì sẽ làm giảm số

lần cắt của không khí với khói.

Ta chọn bộ sấy không khí được làm bằng các ống thép có đường kính Φ51mm, các

ống của bộ sấy không khí không chịu áp lục nên có chiều dày nhỏ, chọn chiều dày

2mm. Các ống thép được bố trí theo kiểu so le.

Bảng 6.6: Đặc tính cấu tạo của bộ sấy không khí:

TT Tên đại lượng Ký hiệu Đơn vị Công thức tính toán Kết quả

1Đường kính ngoài của

ốngdng mm Chọn 51

2Đường kính trong của

ốngdtr mm 51-2.2 47

3 Bước ống ngang S1 mm Chọn 90

4 Bước ống dọc S2 mm Chọn 45

5Bước ống ngang tương

đối

S1

d-

S1

d1,76

6Bước ống dọc tương

đối

S2

d-

S2

d0,88



7Đường kính ống trung

bìnhdtb mm 0,5.(dtr+dng) 49

8 Chiều rộng cụm ống a mm Thiết kế 3700

9 Chiều sâu cụm ống b mm Thiết kế 1125

10Số pass trong bộ sấy

không khípass Thiết kế 3

11 Số dãy ống ngang Z1 DãyaS1

40

12 Số dãy ống dọc Z2 DãybS2

24

13Tổng số ống trong bộ

sấy không khíZ ống Z1. Z2 960

14Tiết diện đường khói

điFk m2 Z .

π . d tr2

41,78

15 Chiều cao cụm ống h mm Giả thuyết 3600

16 Tiết diện không khí đi Fkk m2

b.h −

Z2

2 .h.dng

1,85

17Diện tích bề mặt hấp

thụ nhiệtFskk m2 h.Z.π.dtb 531,74

6.4.2 Tính nhiệt bộ sấy không khí :

Bảng 6.7: Bảng tính truyền nhiệt cho bộ sấy không khí.

TT Tên đại lượng Ký

hiệu Đơn vị Công thức tính Kết quả

1Nhiệt độ không khí

lạnh t kk

' 0C Cho trước 30

2Entanpy không khí

lạnh I kkl

0'kJ/kg I

kkl0= Vo.(C.t) kkl145,125

3Nhiệt độ không khí

nóng t kk

} } } {¿ ¿¿ 0C Theo thiết kế 200

4Entanpy không khí

nóngI kkn

0} } } { ¿¿¿ kJ/kg Ikkn0 = Vo.(C.t) kkn

982,96

5

Nhiệt độ trung bình

của không khí trong

bộ sấy

t kktb 0C t kk

' +t kk} } } over {2} } } {¿¿¿¿¿ 115



6Hệ số không khí

thừa lọt vào BSKK ∆αskk - Bảng 2.1 [TL3] 0,05

7Lượng không khí ra

khỏi BSKK βskk

} } } {¿ ¿¿ - βskk''

= bl − bl − ng 1,3

8Nhiệt lượng hấp thụ

của bộ sấy không khí Qskk kJ/kg

( βskk} } + { {Δα rSub { size 8{ ital kk } } } over {2} } +β rSub { size 8{ ital th} } \) \( I rSub { size 8{ ital kkn} } rSup { size 8{0−I kkl

0 ' )Chọn Δαkk= 0,05

1110,13

9Nhiệt độ khói vào

BSKKt skk

' 0C t skk' =tdl

} } } { ¿¿¿ 380

10Nhiệt độ khói ra

khỏi BSKKt skk

} } } {¿ ¿¿ 0C Giả thiết 180

11Nhiệt độ trung bình

khói.t k

tb 0C t skk' +t skk

} } } over {2} } } {¿¿¿¿¿ 280

12 Nhiệt độ vách ống tv0C

tktb+t kk

tb

2197,5

13Độ chênh nhiệt độ

trung bình∆t 0C

ψ .( t skk

' −t kk} } \) - \( t rSub { size 8{ ital skk } } rSup { size 8{−t kk

' )

ln( t skk' −t kk

} } \) } over { \( t rSub { size 8{ ital skk } } rSup { size 8{−t kk' )

Với Ψ =0,98 Toán đồ 25[TL3]

164

14Tốc độ trung bình

của khóik m/s

B tt .V k

Fk

.( tk

tb

273+1) 12

15Tốc độ trung bình

của không khíkk m/s

B tt .V kkο

Fkk

¿¿ 6,6

16Hệ số trao đổi nhiệt

từ khói đến váchα1

W

m2 .0 C

Tra toán đồ 12 [TL3]

αdl = 1,163.Cα.Cl.CФ.αtdl

38,7

17

Hệ số trao đổi nhiệt

từ vách đến không

khí

α2

W

m2 .0 C

1,163.Cs.Cz2.Cvl .αtđl

Tra toán đồ 10 [TL 3]76,4

18 Hệ số sử dụng - Bảng 5.4 [TL 3] 0,85

19 Hệ số truyền nhiệt KW

m2 .0 C

ζ .α1 .α2

α1+α 221,8

20Diện tích bề mặt hấp

thụ nhiệtF’skk m2

1000 .Btt .Q skk

K . Δt537,2



− Độ chênh diện tích bề mặt hấp thụ nhiệt ta giả thuyết và tính toán là :

ΔF=

F 'skk−Fskk

Fskk

.100 %=537 , 2−531 ,74531 , 74

.100 %=1 , 02%<2%[TL 1]

Vậy sai số giữa diện tích bề mặt hấp thụ nhiệt ta giả thuyết và tính toán là 1,02% < 2%

nằm trong giới hạn cho phép nên kết cấu bộ sấy không khí như ta giả thuyết ở trên là

phù hợp.

1200

4590

3700

1125

1

3 4

2

5

Ø51

1200

C1125

45

3700

6

45

3600

Hình 6.3 : Cấu tạo bộ sấy không khí

Trong đó:

1. Đường không khí vào 2.Đường khói ra

3. Đường không khí ra 4.Đường khói vào

5. Mặt sàng 6.Ống thép



CHƯƠNG 7: TÍNH KHÍ ĐỘNG LÒ HƠI

7.1. Mục đích của việc tính khí động lò hơi :

Mục đích của việc tính toán khí động là để chọn các quạt gió và quạt khói cho lò

hơi trên cơ sở xác định toàn bộ trở lực của toàn bộ đường gió và đường khói và xác

định lượng gió và khói. Ngoài ra trong quá trình tính toán còn có thể tối ưu hóa các bộ

phận và các đường khói và không khí sao cho chi phí tính toán nhỏ nhất, cung cấp các

dữ liệu để thiết kế đường gió và đường khói.

Trong các lò hơi có sử dụng quạt khói, ta tính riêng các tổn thất áp suất trên

đường không khí từ chổ thu nhận không khí lấy từ môi trường đến khi không khí đi

vào buồng lửa và trong đoạn đường khói từ buồng lửa đến khi ra khỏi ống khói. Đoạn

đường không khí từ quạt gió đến buồng lửa thì chịu áp suất dương, còn đoạn đường

khói từ buồng lửa đến quạt khói thì chịu áp suất âm.

7.2. Tính chọn quạt gió :

Trong trường hợp dùng quạt gió trong hệ thống là để tạo lớp sôi trong lò tầng sôi

và thắng tất cả các trở lực trên đường ống dẫn. Ngoài ra nếu lò hơi lớn hơn, áp suất

trong buồng lửa và đường khói quá cao, cần bố trí thêm quạt khói và lúc đó quạt gió

chỉ khắc phục trở lực từ miệng gió vào đến nơi áp suất cân bằng. Ta cần xác định lưu

lượng và công suất của quạt.

7.2.1 Tính trở lực của đường gió:

– Trở lực của đường gió nóng được xác định bằng tổng trở lực từ quạt gió đến lớp

nhiên liệu cấp vào lò. Được xác định theo công thức sau:

ΔP tgg

= Pb + Ppp + Pđô1 + Pskk + Pđô2 ; Pa

Trong đó :

Pđô1 - Trở lực của dòng không khí từ quạt đến bộ sấy không khí, Pa

Pskk - Trở lực của dòng khí qua bộ sấy không khí, Pa

Pđô2 - Trở lực của dòng không khí từ bộ sấy đến bộ phân phối khí, Pa

Ppp - Trở lực bộ phân phối khí, Pa

Pb - Trở lực của lớp sôi, Pa

1. Trở lực của dòng không khí khi chuyển động từ quạt đến bộ sấy không khí

Pđô1:

– Trở lực trong đoạn này bao gồm : trở lực ma sát dọc đường ống, và trở lực cục bộ.

Pđô1= Pms + Pcb, Pa

Với: Pms trở lực do ma sát giữa không khí và thành ống, Pa



Pcb Trở lực cục bộ là trở lực do thay đổi tiết diện hoặc chiều chuyển

động của dòng tạo nên, Pa

a) Trở lực do ma sát giữa không khí và thành ống Pms:

ΔPms= λms .

ld

. ρ .ω2

2 ; Pa [TL 2]

Trong đó: - l : chiều dài ống dẫn không khí từ quạt đến bộ sấy không khí, ta lấy

chiều dài l = 5 m (theo thiết kế)

- Chọn kích thước đường ống dẫn gió là : 600600 mm.

- Vận tốc trung bình của dòng không khí trong ống dẫn :

ω (mc )=VF=1 , 73. 4,875

0,6 .0,6.(1+30

273 ) = 26 m/s.

ω(tr) = 25,8 m/s ; ω(db) = 26,8m/s

*Nhận xét : Vận tốc trung bình của dòng không khí trong ống dẫn tính lần lượt cho 3

loại nhiên liệu trấu, mùn cưa, dăm bào là tương đương nhau. Nên ta chọn vận tốc trung

bình của dòng khí là ω = 26 m/s để tính toán.

- Đường kính tương đương của dòng :

d td=4 FU= 4 . 0,6 . 0,6

2 .(0,6+0,6 )=0,6

m

với F là tiết diện ống dẫn không khí có kích thước 600x600mm

U là chu vi ướt có tiếp xúc với môi chất, m

- Với nhiệt độ không khí là t = 300C, tra bảng thông số vật lý của

không khí ta cóρ = 1,165 kg/m3, và υ = 16.10-6 m2/s.

- Hệ số Re được tính theo công thức:

Re =

ω . d td

ν=26 .0,6

16.10−6 = 975000

- hệ số ma sát phụ thuộc vào trị số Re của dòng và độ nhám của

vách ống dẫn xác định theo công thức thực nghiệm.

Vì Re = 975000> 100000, nên hệ số ma sát λmsđược xác định:

λms=0 , 857

(lgRe )2,4= 0 , 857

( lg975000 )2,4=0 ,0116

. [TL 2]

Vậy tổn thất ma sát trên đường ống dẫn Pms:

ΔPms=0 , 0116.

50,6

.1 , 165 .262

2=38

Pa

b)Trở lực cục bộ của dòng không khí :



– Trở lực cục bộ ở đoạn này chủ yếu là hai thành phần chính sau: Trở lực cục

bộ do ngoặc dòng Png và trở lực do đột mở Pđm vào bộ sấy không khí.

– Trở lực cục bộ do ngoặc dòng Png được tính theo công thức sau:

ΔPng=ξng . ρ .ω2

2 ; Pa [TL 2]

Trong đó :

+ ng : hệ số trở lực cục bộ do ngoặc dòng, trong trường hợp này ta xác

định theo bảng 9.11 [TL 14].

Chọn

HW =1và

RW =1, θ = 900, xác định được ng= 0,21

Như vậy, trở lực cục bộ do ngoặc dòng là :

ΔPng=0 ,21 .1 , 165 .262

2=82

Pa

– Trở lực do đột mở Pđm được tính theo công thức sau :

ΔPđm=ρ .ω1

2

2(1−

f 1

f 2

)2

; Pa [TL 5]

Trong đó :

+ f1 = 0,6.0,6 = 0,36 m2 : là tiết diện ống dẫn không khí.

+ f2 = 1,125.1,2 = 1,35 m2 : là tiết diện đầu vào bộ sấy không khí.

+ ω = 26 m/s là vận tốc trung bình trong ống dẫn không khí.

+ ρ = 1,165 kg/m3 : khối lượng riêng của không khí ở 300C.

=>ΔPđm=1, 165 .

262

2.(1−0 , 36

1 , 35)2=

211,7 Pa

– Vậy tổng trở lực của dòng không khí khi chuyển động từ quạt đến bộ sấy không

khí là : Pđô1= 38 + 82 + 211,7 = 331,7 Pa

2. Trở lực của dòng không khí qua bộ sấy không khí Pskk :

– Khi dòng không khí được cấp từ quạt vào bộ sấy không khí được chuyển đi ngoài

cụm ống nên dưới sự cản trở bản thân cụm ống gây ra những trở lực cụm ống. Ngoài

ra do cấu tạo của bộ sấy không khí nên dòng không khí không dịch chuyển thẳng

thuần túy quanh cụm ống mà dịch chuyển ngang qua cụm ống rồi thay đổi hướng

chuyển động tạo đường đi dích dắc, nên nó gây ra các trở lực sau :

Pskk = Pcô + Pcb, Pa

a) Trở lực do cụm ống bộ sấy không khí gây nên PCô :

Pcô= Ph + Pt, Pa



Trong đó :

– Ph - Trở lực của dòng không khí cắt ngang qua cụm ống, phụ thuộc vào

cách bố trí, số dãy ống dọc theo đường khí, và trị số Re, trong đó tốc độ dòng

tính đối với tiết diện nhỏ nhất.

Với bộ sấy không khí có các ống đặt so le ta xét tỷ số sau:

1− ds '2

s1

d−1

=1−51

649051−1=0 ,26<0,5

[TL 2]

=>ΔPh=2,8 .(Z+1 ). Re−0 , 25 . ρ .

ω2 ,Pa [TL 2]

Trong đó:

+ Z là số dãy ống bộ sấy không khí theo chiều di chuyển của không

khí, theo tính toán bộ sấy không khí ở trên ta có Z = Z2 = 24.

+ Ở nhiệt độ trung bình của không khí trong bộ sấy không khí đã tính

ở trên t

kktb = 115 0C, tra bảng thông số vật lý của không khí khô bằng

phương pháp nội suy ta được ρ = 0,91 kg/m3 và υ = 24,87.10-6 m2/s.

+ ω = 6,6 m/s: Tốc độ không khí qua bộ sấy không khí

+ Số Raynon Re=

ω .d td

ν

Với: dtd là đường kính tương đương của tiết diện mà đường không khí

lưu thông

d td=4 . FU= 4 .1,2 . 1, 125

2.(1,2+1 ,125 )=1 ,16

m.

=> Re= 6,6 .1 ,16

24 , 87 . 10−6=307840 ,77

Vậy : ΔPh=2,8 .(24+1 ). 307840 , 77−0 , 25 . 0 , 91.

6,62

ΔPh = 8,9 Pa

– Pt - Trong quá trình dịch chuyển của dòng khí luôn có sự trao đổi nhiệt xảy

ra của dòng không khí đi ngoài ống và dòng khói đi trong ống.

Pt =

2. (t2−t1 )ttb+273

. ρ .ω2

2

, Pa [TL 2]

Với t1 = 30 0C, t2 = 2000C , ttb = 1150C là nhiệt độ không khí vào, ra và trung

bình trong bộ sấy không khí.



Suy ra :

Pt =

2. (200−30 )115+273

.0 , 91.6,62

2 = 17,37 Pa

Vậy tổng trở lực cụm ống:

Pcô = P + Pt

Pcô = 8,9 + 17,37 = 26,27 Pa

Mà ở bộ sấy không khí, ta đã thiết kế cho không khí cắt cụm ống 3 lần, nên trở

lực tổng gây ra bởi cụm ống là: ΔPcô = 3. ΔPcô = 3.26,27 = 78,81 Pa

b) Trở lực cục bộ ở các đầu vào và ra khỏi bộ sấy không khí Pcb :

ΔPcb=(ξv+ξr ). ρ .ω

22

2 ,Pa [TL 2]

Trong đó :

+ω2 :Tốc độ dòng không khí dựa vào tiết diện nhỏ nhất để tính. Ta chọn

đầu ra của bộ sấy không khí có kích thước 900x900mm, diện tích đường không

khí qua bộ sấy không khí F1 = 1,125.1,2 = 1,35 m2 và vận tốc không khí trung

bình trong bộ sấy không khí ω1= 6,6 m/s.

Theo phương trình liên tục của chất lỏng :

f 1 .ω1 = f 2 . ω2

=>ω2=

F1 .ω1

F2

=1 ,35 . 6,60,9.0,9 = 14 m/s

+ ξv , ξr lần lượt là hệ số trở lực đầu vào và đầu ra, phụ thuộc vào tỷ lệ

tiết diện f

Tỷ lệ tiết diện đối với bộ sấy không khí kiểu ống [TL 2]

f=

0 , 785. d tr2

S1 . S2

=0 ,785 . 512

90 . 45=0,5

Với f=0,5 , tra theo bảng 4-1 [TL 5] ta được: ξv = 0,27, ξr = 0,25.

Vậy : ΔPcb=(0 , 25+0 ,27 ). 0 , 91 .

142

2 = 46,37 Pa

– Như vậy, tổng trở lực khi dòng không khí qua bộ sấy không khí :

ΔPskk=ΔPcô+ΔPcb=78 ,81+46 ,37=125 , 18 Pa

3. Trở lực đường ống dẫn không khí từ bộ sấy không khí đến hộp phân phối Pđô2:



– Trên đoạn đường ống dẫn không khí nóng có đoạn thẳng và cũng có cút nên cơ

bản ta xác định hai loại trở lực chính là trở lực do ma sát giữa không khí và thành ống,

và tổn thất cục bộ.

Pđô2= Pms + Pcb , Pa

Với: Pms Trở lực do ma sát giữa không khí và thành ống, Pa

Pcb Tổn thất cục bộ đoạn cong, Pa

a) Trở lực do ma sát giữa không khí và thành ống Pms:

ΔPms= λms .

ld td

. ρ .ω2

2 , Pa [TL 2]

Trong đó: + l : chiều dài ống dẫn không khí từ bộ sấy không khí đến hộp phân phối

gió, ta thiết kế chiều dài l = 11 m

+ dtd đường kính tương đương của ống dẫn không khí, m

d td=4 FU= 4 . 0,9 . 0,9

2 .(0,9+0,9 )=0,9

m

với F là tiết diện ống dẫn không khí có kích thước 900x900mm

U là chu vi ướt có tiếp xúc với môi chất, m

+ Vận tốc trung bình của dòng không khí trong ống dẫn :

ω=VF=14 ,61

0,9 . 0,9 = 18 m/s.

+ Nhiệt độ không khí ra khỏi bộ sấy không khí là t = 200 0C, tra bảng

thông số vật lý của không khí khô ta cóρ = 0,746 kg/m3,và υ = 31,85.10-6 m2/s.

+ Hệ số Re : Re =

ω . d td

ν=18.0,9

31,85 .10−6 = 508634,22

+ ms hệ số ma sát phụ thuộc vào hệ số Re của dòng và độ nhám của

vách ống dẫn xác định theo công thức thực nghiệm.

Vì Re = 508634,22 > 100000, nên hệ số ma sát λmsxác định theo :

λms=

0 , 857

(lgRe )2,4= 0 ,857

( lg508634 ,22 )2,4=0 ,013

[TL 2]


ΔPms=0 , 013.

110,9

.0 ,746 .182

2=19 ,2

Pa

b) Tổn thất cục bộ đoạn cong Pcb:

– Trở lực cục bộ này bằng tổng các trở lực cục bộ tại các chỗ ngoặc :

ΔPcb=ΔPcb1+ΔPcb2+ΔPdt , Pa



– Trở lực do ngoặc dòng đột ngột thứ nhất:

ΔPcb1=ξcb 1 . ρ .ω1

2

2 , Pa

+ Với ω1 là vận tốc không khí ra khỏi bộ sấy không khí.

+ Ta chọn đầu ra bộ sấy không khí có kích thước 900x900 mm, diện tích

đường không khí qua bộ sấy không khí F1 = 1,85 m2 và vận tốc không khí trung

bình trong bộ sấy không khí ωtb = 6,6 m/s.

Theo phương trình liên tục của chất lỏng : f 1 .ωtb = f 2 . ω2

=>ω2=

F1 .ωtb

F2

=1 ,85.6,60,9 .0,9 = 15,07 m/s

cb1 : hệ số trở lực cục bộ được xác định theo bảng 9.11 [TL 14].

Chọn

HW =1và

RW =1, θ = 900, xác định được cb1= 0,21

⇒ ΔPcb1=0 ,21 . 0 ,746 .

15 , 072

2=17 , 8

Pa

– Trở lực do ngoặc dòng đột ngột thứ hai:

ΔPcb 2=ξcb 2 . ρ .ω2

2

2 , Pa

+ cb2 : hệ số trở lực cục bộ tại vị trí 3 có tiết diện không thay đổi so với

vị trí 2 nên cb2 = cb1 = 0,21

+ ω2 : vận tốc trung bình trong ống dẫn không khí

ω2 = 15,07 m/s

⇒ ΔPcb2=0 , 21. 0 ,746.15 , 072

2=17 , 8

Pa

– Trở lực thứ ba là trở lực do dòng đột thu từ ống dẫn vào hộp phân phối gió:

ΔPđt= ρ .ω

'22

2(1−

f 2

f 1

), Pa [TL 2]

Trong đó :

+ f1 = 0,9.0,9 = 0,81 m2 : Tiết diện ống dẫn không khí.

+ f2 là tiết diện vào hộp phân phối gió, ta chọn f2 = 0,4.0,8 = 0,32 m2.

+ ω1 = 15,07 m/s là vận tốc trung bình trong ống dẫn không khí.

Theo phương trình liên tục của chất lỏng: f 1 .ω1 = f 2 . ω2'

=> ω2

'=f 1 .ω1

f 2

=0 , 81.15 ,070 ,32

= 38,14 m/s



+ ρ = 0,746 kg/m3 : khối lượng riêng của không khí ở 2000C.

=> ΔPđt=0 ,746 .

38 ,142

2(1−0 ,32

0 ,81)=

311,25 Pa

Vậy trở lực đường ống dẫn khí nóng từ bộ sấy không khí đến hộp phân phối Pđô:

Pđô2 = 366,05 Pa

4. Trở lực của bộ phân phối khí Ppp:

Trở lực của bộ phận phối khí ta đã tính ở mục 5.7.3.3:

Δppp (tr) = 571,46 Pa ; Δppp (mc) = 600 Pa ; Δppp (db) = 553,4 Pa

5. Trở lực của lớp sôi Pb :

Theo mục 5.7.3.3 ta đã xác định được trở lực của lớp sôi:

Δpb (tr) = 2857,3 Pa ; Δpb (mc) = 2999,8 Pa ; Δpb (db) = 2767 Pa

Vậy tổng trở lực mà quạt gió cần thắng để cung cấp gió cho lò hơi là :

ΔP tgg

(mc)= 2999,8 + 600 + 331,7 + 125,18 + 366,05 = 4422,73 Pa

ΔP tgg

(tr)= 4251,73 Pa ; ΔP tgg

(db)= 4143,33 Pa

7.2.2 Lưu lượng quạt gió cần chọn :

– Đối với lò hơi không có không khí nóng tái tuần hoàn thì lưu lượng quạt gió được

xác định như sau:

Vg = 1.Btt.(bl – bl – ng+ s).V0.

273+t kkl

273 , m3/h [TL 3]

Trong đó:

+ V0 : Lượng không khí lý thuyết.

+ 1 = 1,1 Hệ số an toàn.

+ Btt Lượng nhiên liệu tiêu hao tính toán, (kg/h)

+ bl = 1,3 Hệ số không khí thừa trong buồng lửa.

+ bl= 0. Hệ số không khí lọt vào buồng.

+ ng=0. Hệ số không khí lọt vào hệ thống.

+ s = 0,05 Hệ số không khí thừa lọt vào bộ sấy không khí.

+ tkkl = 300C Nhiệt độ không khí lạnh.

Thay số ta được lưu lượng quạt gió cần chọn:

Vg(mc) = 1,1.6228.(1,3 + 0,05).3,75.

273+30273 = 38493,4 m3/h

Vg(tr) = 38766,34 m3/h ; Vg(db) = 41064,37 m3/h

7.2.3 Công suất quạt gió:



Ng= 1,1 .

V g .H g

3600 .ηg

.10−3

, kW [TL 3]

Trong đó:

+ Hg = 2.ΔP tgg

Áp suất đầu đẩy của quạt. Pa, [TL 3]

2: Hệ số an toàn, thường 2 = 1,2

ΔPtgg

- tổng trở lực đường gió từ quạt đến lò, Pa

Hg(tr) = 5102 Pa ; Hg(mc) = 5307,27 Pa ; Hg(db) = 4972 Pa

+ g - Hiệu suất quạt gió lấy bằng khoảng 0,6÷0,7, ta chọn g = 65%

Suy ra : Ng(mc) = 1,1.

38493 , 4 .5307 , 273600 .0 ,65

.10−3

= 96 kW

Ng(tr) = 93 kW ; Ng(db) = 96 kW

7.2.4 Công suất của động cơ điện dùng cho quạt gió:

Nđc = kđc.

N g

ηđc , kW [TL 2]

Trong đó: kđc - Hệ số dự phòng, lấy khoảng 1,2;

đc - Hiệu suất của động cơ điện, thường lấy bằng 0,9 ÷ 0,95.

Suy ra: Nđc = kđc.

N g

ηđc , kW [TL 2]

Nđc (mc) = 1,2.

960 ,95 = 121,3 kW

Nđc (tr) = 117,5 kW ; Nđc (db) = 121,3 kW

Ta chọn động cơ điện cho quạt gió có Nđc = 125 kW

7.3. Tính chọn quạt khói:

7.3.1. Xác định các trở lực của quạt hút cần khắc phục:

7.3.1.1. Tổng trở lực ở phía đường khói:

Được xác định theo biểu thức:

Pk = [Pk1.(1 + ) + Pk2], Pa [TL 2]

Với: Pk1- Tổng trở lực từ buồng lửa đến bộ khử bụi, Pa

Pk2- Tổng trở lực từ bộ khử bụi đến đầu ra của ống khói, Pa

- Nồng độ tro bụi bay theo khói

1) Trở lực từ buồng lửa đến thiết bị lọc bụi xyclon chùm Pk1:

Là tổng trở lực từ buồng lửa đến bộ khử bụi xyclon gồm trở lực ma sát, trở lực

cục bộ

Pk1 = Pbl + Pplb + Pbskk + Pdl +Px , Pa



Trong đó:

Pbl - Trở lực của dòng khói tại của ra buồng lửa, [Pa]

Pbhb - Trở lực của dòng khói khi chuyển động qua buồng hồi lưu, [Pa]

Pdl - Trở lực của dòng khói khi chuyển động qua cụm đối lưu, [Pa]

Pbskk- Trở lực của dòng khói tại bộ sấy không khí, [Pa]

Px - Trở lực của dòng khói tại thiết bị lọc bụi xyclon chùm, [Pa]

a) Trở lực của dòng khói tại buồng lửa Pbl:

Pbl = Pcb + Pms, Pa

– Trở lực cục bộ của dòng khói tại cửa ra buồng lửa :

ΔPcb=ΔPng+ΔPdt , Pa

+ Png : trở lực cục bộ của dòng khói tại cửa ra buồng lửa do ngoặc dòng.

ΔPcb1=ξng . ρ .ω2

2 , Pa

Trong đó:

+ ξng - hệ số trở lực do ngoặc dòng, dựa vào đồ thị hình 17.2[ TL 5]. Ta

xác định được ξng = 0,52

+ ω 1 vận tốc trung bình của khói trong buồng lửa.

ω1(mc )=B tt .V k

Fk

.( tk

tb

273+1)=1, 73 .5 ,7231

3,7 .3,7 (900273+1)=

3,1 m/s

ω1(tr) = 3,08 m/s ; ω1(db) = 3,2m/s

Vận tốc trung bình của khói trong buồng lửa khi sử dụng nhiên liệu trấu,

hoặc là mùn cưa, hoặc là dăm bao là tương đương nhau nên ta chọn ω1= 3,1 m/s

+ Nhiệt độ trung bình của khói trong buồng lửa t = 900 0C, tra bảng thông

số vật lý của khói ta được ρ = 0,301 kg/m3 và υ = 155,1.10-6 m2/s.

=> ΔPcb1=0 , 52 .0 , 301 .

3,12

2=

0,75 Pa

+ Pdt : trở lực cục bộ của dòng khói tại cửa ra buồng lửa do đột thu.

ΔPđt= ρ .ω2

2

2(1−

f 2

f 1

), Pa [TL 5]

Trong đó:

+ f1 = 3,7.3,7 = 13,7 m2 : Tiết diện buồng lửa

+ f2 là tiết diện ra khỏi buồng lửa, f2 = 3,7.1,5 = 5,55 m2.

+ ω1= 3,1 m/s là vận tốc trung bình của khói trong buồng lửa.

Theo phương trình liên tục của chất lỏng : f 1 .ω1 = f 2 . ω2



=> ω2=

f 1 .ω1

f 2

=13 ,7 .3,15 , 55 = 7,7 m/s

+ Nhiệt độ của khói tại cửa ra của buồng lửa t = 837 0C, tra bảng thông

số vật lý của khói ta được ρ = 0,3186 kg/m3 và υ = 142,31.10-6 m2/s.

=> ΔPđt=0 ,3186 .

7,72

2(1−5 ,55

13 , 7)=

5,62 Pa

– Vậy trở lực cục bộ của dòng khói tại cửa ra buồng lửa :

Pcb= 0,75 + 5,62 = 6,37 Pa

Vì vận tốc của khói trong buồng lửa ω = 3,1 m/s và đoạn đường ngắn trở lực do ma

sát không đáng kể nên ta bỏ qua ΔPms

– Vậy trở lực của dòng khói tại buồng lửa là : Pbl = 6,37 Pa.

b) Trở lực của dòng khói khi chuyển động qua buồng hồi lưu Pbhl :

– Trở lực của dòng khói khi chuyển động qua buồng hồi lưu Pbhl : gồm trở lực do

ngoặc dòng, đột thu và đột mở được thể hiện qua vị trí 1 và 2 dưới hình 7.1

ΔPbpl=ΔP1+ΔP2,Pa

+ Tại vị trí 1: trở lực cục bộ của dòng khói tại cửa ra buồng lửa do đột mở

ΔP1=ρ .ω1

2

2(1− f

f 1

)2

, Pa [TL 5]

+ Tại vị trí 2: trở lực cục bộ của dòng khói là do ngoặc dòng 900 và đột thu

ΔP2=ξng 2 . ρ .ω2

2

2+ρ .

ω22

2.( f 2

f 1

−1)2

, Pa [TL 5]

Trong đó :

+ F = 1,5.3,7 = 5,1 m2 : là tiết diện đầu vào buồng hồi lưu

+ F1 = 2.3,7 = 7,4 m2 : là tiết diện của buồng hồi lưu

+ F2 = 1,5.3,7 = 5,1 m2 : là tiết diện đầu ra của buồng hồi lưu

+ Nhiệt độ trung bình của khói trong buồng hồi lưu là tbpltb

= 771,5 0C,

tra bảng thông số vật lý của khói ta được ρ = 0,3384 kg/m3

+ Nhiệt độ tại đầu ra của buồng hồi lưu là t = 706 0C, tra bảng thông số

vật lý của khói ta được ρ = 0,36 kg/m3

+ Vận tốc của khói trong buồng hổi lưu

ω1=

Btt . V k

F1( tbhl

tb

273+1)=1 , 73 .5 , 7519

7,4 (771 ,5273

+1)=5,14 m/s

+ Vận tốc tại vị trí 2 (đầu ra) của buồng hồi lưu:



ω2=

Btt . V k

F2( tbhl

''

273+1)=1 , 73 .5 , 7519

5,1 (706273+1)=7

m/s

+ ξng - hệ số trở lực do ngoặc dòng, dựa vào đồ thị hình 17.2 [ TL 5]. Ta

xác định được ξng 2 = 0,43

Bảng 7.1: Trở lực của buồng hồi lưu

STTVị trí trở

lực

Nhiệt

độ

t0C

Khối lượng

riêng

(,kg/m3)

Hệ số trở

lực Tổn thất áp

suất P(Pa)

1 Đột mở 771,5 0,3384 0,43

2Ngoặc 900

và đột thu 706 0,36 0,43 4,6

Tổng trở lực ∑ ΔP 5,03

c) Trở lực của dòng khói khi chuyển động qua cụm đối lưu Pđl :

– Trở lực của dòng khói khi chuyển động qua cụm đối lưu Pđl : gồm trở lực bản

thân cụm ống và ngoặc dòng được thể hiện qua các vị trí 3,4,5,6,7 dưới hình 7.1

ΔPdl=ΔP3+ΔP4+ΔP5+ΔP6+ΔP7 , Pa

– Trở lực của bản thân cụm ống tại các vị trí 3,5,7 xác định bằng

ΔPcô=ΔP+ΔPt , Pa

+ Theo thiết kế dàn trao đổi nhiệt đối lưu:

Bước ống ngang: S1 = 100mm

Bước ống dọc: S2 = 80 mm

Đường kính ống : D = 51 mm

Số dãy ống : Z = 14 dãy.

Các cụm ống dàn đối lưu đặt song song nên ta có tỷ số:

=>

S2

d−0,8

S1

d−1

=

8051−0,8

10051−1=

0,8 < 1 [TL 2]

=> trở lực

ΔP=0 , 53 .(S2

d−0,8

S1

d−1 )

2,5

. Z . Rem . ρ .ω2

2

, Pa [TL 2]

Trong đó:

+ hệ số m xác định theo công thức thực nghiệm:



Với

S2

d=1 ,56>1 ,24

Nên

m=0 ,88 .(s1

d−1

s2

d−0,8 )

0 ,138

−1

[TL 2]

m=0 ,88 .(10051−1

8051−0,8 )

0, 138

−1=

– 0,09

– Tại vị trí 3:

+ Nhiệt độ t = 706 0C tra bảng thông số vật lý của khói có: = 0,36

kg/m3 và = 116,56.10-6 m2/s

+ Tốc độ khói qua cụm ống đối lưu:

ω3(mc )=

Btt .V k

Fk( tđl

'

273+1)= 1 , 73.5 ,8925

1,7 . 3,7−1,7 .0 ,051 .37 (706273+1)=

11,86 m/s

ω3(tr) =11,76 m/s ; ω3(db) =12,4 m/s

Vận tốc trung bình của khói qua cụm đối lưu khi sử dụng nhiên liệu trấu,

hoặc là mùn cưa, hoặc là dăm bao là tương đương nhau nên ta chọn ω3= 12 m/s

để tính toán

+ Số Raynon Re=

ω .d td

ν

Trong đó:

dtd là đường kính tương đương của tiết diện mà đường khói lưu

thông

d td=4 . FU= 4 .1,7 . 3,7

2.(1,7+3,7 )=2 , 33

m.

=> Re=12. 2 ,33

116 , 56 .10−6=237077 , 9

ΔP=0 , 53 .(8051−0,8

10051−1 )

2,5

. 14 .237077 , 9−0 , 09 . 0 , 36 .11 ,862

2

= 35,3 Pa




+ Nhiệt độ trung bình t tb=( tdl

vao +tdlra )

2 = 543 0C tra bảng thông số vật lý

của khói ta có : = 0,4336 kg/m3 và = 86,91.10-6 m2/s


ω5(mc )=

Btt . V k

Fk( t tb

273+1)= 1 , 73.5 , 8925

1,7 . 3,7−1,7 .0 ,051 .37 (543273+1)=

9,88 m/s

ω5(tr) = 9,8 m/s ; ω5(db) =10,4 m/s

Vận tốc trung bình của khói qua cụm đối lưu khi sử dụng nhiên liệu trấu,

hoặc là mùn cưa, hoặc là dăm bào là tương đương nhau nên ta chọn ω5= 10 m/s

để tính toán

+ Số Raynon Re=

ω .d td

ν

Trong đó:

dtd là đường kính tương đương của tiết diện mà đường khói

lưu thông d td=

4 . FU= 4 .1,7 . 3,7

2.(1,7+3,7 )=2 , 33

m.

=> Re=10 .2 , 33

86 , 91 .10−6=264876 ,3

ΔP=0 , 53 .(8051−0,8

10051−1 )

2,5

. 14 .264876 , 3−0 , 46 . 0 , 4336 .102

2

= 31 Pa


+ Nhiệt độ t = 3800C tra bảng thông số vật lý của khói có : = 0,541

kg/m3 và = 60.10-6 m2/s


ω7(mc )=

Btt .V k

Fk( tđl

ra

273+1)= 1 ,73 .5 , 8925

1,7 .3,7−1,7 . 0 ,051 .37 (380273+1)=

7,9 m/s

ω7(tr) = 7,8 m/s ; ω7(db) = 8,2 m/s

Vận tốc trung bình của khói qua cụm đối lưu khi sử dụng nhiên liệu trấu, hoặc

là mùn cưa, hoặc là dăm bào là tương đương nhau nên ta chọn ω7 = 7,96 m/s để

tính toán

+ Số Raynon : Re=

ω .d td

ν

Trong đó:



dtd là đường kính tương đương của tiết diện mà đường khói lưu

thông d td=

4 . FU= 4 .1,7 . 3,7

2.(1,7+3,7 )=2 , 33

m.

=> Re=7 ,96 .2 , 33

60 .10−6=306783 ,3

ΔP=0 , 53 .(8051−0,8

10051−1 )

2,5

. 14 .306783 , 3−0 , 09 . 0 ,541 .7 , 962

2

= 23 Pa

– ΔP t : sự thay đổi áp lực động của dòng do sự thay đổi nhiệt độ của dòng gây

nên, và được tính theo công thức sau:

ΔPt=2.( tdl

vao−tdlra)

t tb+273. ρ .

ω2

2 , Pa [TL 2]

Trong đó: tdlvao

= 706 0C, tdlra

= 3800C, ttb = 543 0C lần lượt là nhiệt độ khói

vào, ra và trung bình trong cụm đối lưu.

Suy ra, ΔPt=

2.(706−380 )543+273

. 0 , 4336 .102

2=17

Pa

– Tại vị trí 4 và 6, trở lực cục bộ của dòng khói là do ngoặc dòng 900

ΔP4=ξng . ρ4 .

ω42

2 , Pa [TL 2]

ΔP6=ξng . ρ6 .ω6

2

2 , Pa [TL 2]

Trong đó :

+ Tốc độ dòng khói chỗ ngoặc dòng ω4= 10,5 m/s và ω6= 8,4 m/s

+ ξng - hệ số trở lực do ngoặc dòng, dựa vào đồ thị hình 17.2 [ TL 5]. Ta

xác định được ξng = 0,6

+ Khối lượng riêng 4 = 0,36 kg/m3 và 6 = 0,4336 kg/m3



1

2

7

5

3

6

4

Hình 7.1 Biểu diễn các vị trí của dòng khói gây trở lực tại buồng hồi lưu

và cụm đối lưu.

Bảng 7.2 Bảng mô tả kết quả tính khí động

STT Vị trí trở lựcNhiệt độ

t0C

Khối lượng riêng

(,kg/m3)

Hệ số trở

lực Tổn thất áp

suất P(Pa)

3 Cụm ống 706 0,36 35,3

4 Ngoặc dòng 706 0,36 0,6 12

5 Cụm ống 543 0,4336 31

6 Ngoặc dòng 543 0,4336 0,6 9,17

7 Cụm ống 380 0,541 23

Tổng trở lực ∑ ΔP 110,47

d) Trở lực của dòng khói khi chuyển động qua bộ sấy không khí Pskk :

− Khi dòng khói chuyển động qua bộ sấy không khí, khói đi trong ống, chuyển động

trong đoạn ống gây trở lực ma sát. Ngoài trở lực ma sát còn có trở lực cục bộ ở đầu

vào và đầu ra của thiết bị. Được xác định như sau :

Pbskk = Pms + Pcb , Pa [TL 2]

Trong đó:

Pms Trở lực ma sát khi dòng khói chuyển động trong ống trơn, Pa



Pcb Trở lực cục bộ tạo ra ở đầu vào và ra của bộ sấy không khí , Pa

– Trở lực ma sát gây ra khi dòng khói chuyển động trong ống trơn Pms:

Pms= λms.

ld td

. ρ .ω2

2.( T

TV )0, 583

, Pa [TL 2]

Trong đó:

- l = 3,6 m : đoạn đường khói di chuyển trong bộ sấy không khí

- Vận tốc trung bình của dòng khói trong ống dẫn ωk = 12 m/s :

- Đường kính ống tương đương của ống dẫn : d = 0,047m

- Nhiệt độ trung bình của khói là T = 280°C, tra bảng thông số vật lý của

khói ta cóρ = 0,6386 kg/m3, và υ = 45,24.10-6 m2/s.

- Nhiệt độ vách Tv = 197,5 0C

- Hệ số Re được tính theo công thức:

Re =

ω . d td

ν=12.0 , 047

45 , 24 . 10−6 = 12466,84

- Vì Re = 12466,84∈ [4000 ÷ 100000] nên

λms=0 , 3164

4√Re= 0 , 3164

4√12466 ,84=

0,014 Pa [TL 2]


Pms= 0 ,014 .

3,60 ,047

.0 , 6386.122

2.(280+273

197 ,5+273 )0, 583

=54,17 Pa

– Trở lực cục bộ tạo ra ở đầu vào và ra của bộ sấy không khí Pcb :

ΔPcb=(ξv+ξr) . ρ .

ω2

2 , Pa [TL 2]

Trong đó :

+ ξv , ξr lần lượt là hệ số trở lực đầu vào và đầu ra bộ sấy không khí, phụ thuộc

vào f :

f=0 , 785. d tr

2

S1 . S2

=0 ,785 . 472

90 . 45=0 , 43

Với S1, S2 lần lượt là bước ống ngang và dọc của bộ sấy không khí, và d tr là

đường kính trong ống thép bộ sấy không khí.

Vớif = 0,43, tra theo Bảng 4-1 [TL 2] ta được ξv=0 , 36 và ξr=0 ,285

+ = 12 m/s : là vận tốc khói đi trong ống bộ sấy không khí

+ Nhiệt độ trung bình của khói là t = 280 0C, tra bảng thông số vật lý của khói

ta cóρ = 0,6386 kg/m3



Vậy ΔPcb=(0 , 36+0 ,285 ). 0 , 6386 .

122

2=29 ,65

Pa

Trở lực của dòng khói khi chuyển động qua bộ sấy không khí:

Pskk= 54,17 + 29,65 = 83,82 Pa

e) Trở lực của dòng khói khi chuyển động qua thiết bị lọc bụi xyclon chùm Px :

– Trở lực của thiết bị lọc bụi phụ thuộc vào cấu tạo của thiết bị và được tính

như sau:ΔP x=ξ . ρ .

ω2

2 ,Pa [TL 5] Trong đó :

+ - tốc độ vào thiết bị khử bụi ; m/s

+ - hệ số trở lực cục bộ chọn ở bảng 17.3 [TL 5]. Đối với loại khử bụi

kiểu xoáy thì = 85.

+ Theo tài liệu [TL 11] để đảm bảo hiệu suất thu bụi tốt và không bị tắc

do đọng bụi thì cần thiết kế tốc độ dòng khói vào xyclon phải lớn hơn

2,2 m/s. Ta chọn = 2,5 m/s.

+ Nhiệt độ khói vào xyclon coi như bằng nhiệt độ khói ra khỏi bộ sấy

không khí bằng 180 0C, tra bảng thông số vật lý của khói ta được:

= 0,779 kg/m3, và υ = 32,49.10-6 m2/s.

Vậy ΔP x=85 .

2,52

2. 0 .779=206 , 92

Pa

– Tổng trở lực dòng khói từ buồng lửa đến bộ lọc bụi xyclon chùm Pk1 :

Pk1 = 6,37 + 5,03+ 110,47+ 83,82 + 206,92

Pk1 = 412,61 Pa

2) Trở lực từ bộ lọc bụi xyclon chùm đến cửa ra ống khói Pk2:

Pk2 = Pđ.ô + Px.ư + Pôk, Pa

Với : Pđ.ô : Trở lực trên đường ống từ thiết bị lọc bụi xyclon chùm đến thiết

bi lọc bụi xyclon ướt , Pa

Px.ư : Trở lực tại thiết bị lọc bụi xyclon ướt, Pa

Pôk : Trở lực của ống khói, Pa



a) Trở lực trên đường ống từ thiết bị lọc bụi xyclon chùm đến thiết bị lọc bụi xyclon ướt Pđ.ô:

– Gồm trở lực ma sát giữa dòng khói với thành ống và trở lực cục bộ do ngoặc

dòng đột ngột, được xác định như sau :

Pđ.ô = Pđ.ô1 + Pđ.ô2 , Pa

(*) Trở lực trên đường ống từ thiết bị lọc bụi xyclon chùm đến quạt khói Pđ.ô1:

Pđ.ô1 = Pms1 + Pcb, Pa

Trong đó :

– Trở lực ma sát : Pms1= λms1 .

ld td

. ρ .ω2

2.( T

T V )0 , 583

, Pa [TL 2]

+ l : chiều dài ống dẫn khói từ xyclon chùm đến quạt khói, theo thiết kế

lấy chiều dài l = 5 m

+ Đường kính tương đương của ống dẫn khói dtd = 900 mm

+ Nhiệt độ khói tk = 180 0C, tra bảng thông số vật lý của không khí ta có

= 0,779 kg/m3, và υ = 32,49.10-6 m2/s.

+ Nhiệt độ vách ống dẫn Tv = 120 + 273 =393 0K

+ Tốc độ khói :

ω=B tt .V k

F4( t k

273+1)=1 , 73.6 , 08

3 ,14 .0,92

4

(180273+1)=

27,5 m/s

+ Hệ số raynon được tính theo công thức:

Re =

ω . d td

ν=27 ,5 .0,9

32,49 .10−6 = 761772,8

+ Vì Re = 761772,8> 100000, nên hệ số ma sát λmsđược tính theo công

thức:

λms=0 , 857

(lgRe )2,4= 0 , 857

( lg761772 , 8 )2,4=0 , 012

[TL 2]


Pms1= 0 ,012 .

50,9

.0 ,779 .27 ,52

2.(453

393 )0 , 583

= 21,33 Pa

– Trở lực cục bộ do ngoặc dòng: ΔPcb=ξng . ρ .

ω2

2 , Pa

+ ξng - hệ số trở lực do ngoặc dòng, dựa vào đồ thị hình 17.2 [ TL 5].

Ta xác định được ξng = 0,45



ΔPcb=0 , 45 . 0 ,779 .27 , 52

2=

132,55 Pa

Vậy Pđ.ô1 = 21,33 + 132,55 = 153,88 Pa

(*) Trở lực trên đường ống từ quạt khói đến thiết bị lọc bụi xyclon ướt Pđ.ô2:

Pđ.ô2 = Pms2 + Pcb, Pa

Trong đó :

– Trở lực ma sát : Pms2= λms2 .

l2

d td

. ρ .ω2

2.( T

T V)0 , 583

, Pa [TL 2]

+ l : Chiều dài ống dẫn khói từ quạt khói đến thiết bị lọc bụi xyclon ướt, theo

thiết kế ta có chiều dài l = 5 m

+ Đường kính tương đương của ống dẫn khói dtd = 750 mm

+ Nhiệt độ khói tk = 180 0C, tra bảng thông số vật lý của không khí ta có

= 0,779 kg/m3, và υ = 32,49.10-6 m2/s.

+ Nhiệt độ vách ống dẫn Tv = 120 + 273 =393 0K

+ Tốc độ khói :

ω=B tt .V k

F ( t k

273+1)= 1, 73 .6 ,08

3 , 14 .0 , 752

4

(180273+1)=

39,5 m/s

ω(tr) = 39,2 m/s ; ω(db) = 40,8 m/s

Vận tốc trung bình của khói khi sử dụng nhiên liệu trấu, hoặc là mùn cưa,

hoặc là dăm bào là tương đương nhau nên ta chọn ω = 39,8 m/s đê tính toán

+ Hệ số raynon được tính theo công thức:

Re =

ω . d td

ν=39 ,8 . 0 , 75

32,49 .10−6 = 911819

+ Vì Re = 911819> 100000, nên hệ số ma sát λms được tính theo công thức:

λms=0 , 857

(lgRe )2,4= 0 , 857

( lg 911819 )2,4=0 , 012

[TL 2]


Pms = 0 ,012 .

50 , 75

.0 ,779 .39 , 82

2.(453

393 )0 ,583

=74 Pa

– Trở lực cục bộ do ngoặc dòng: ΔPcb=ξng . ρ .

ω2

2 ; Pa

+ ξng - hệ số trở lực do ngoặc dòng, dựa vào đồ thị hình 17.2 [ TL 5]. Ta xác

định được ξng = 0,45



ΔPcb=0 , 45 . 0 ,779 .39 , 82

2=

273,5 Pa

Vậy Pđ.ô2 = 74 + 273,5 = 347,5 Pa

– Trở lực trên đường ống từ thiết bị lọc bụi xyclon chùm đến thiết bị lọc bụi xyclon

ướt Pđ.ô : Pđ.ô = 153,88+ 347,5 = 501,38 Pa

b) Trở lực tại thiết bị lọc bụi xyclon ướt Px.ư :

– Theo [TL 11] thì trở lực cục bộ tại thiết bị lọc bụi xyclon ướt được xác định theo

công thức sau:

Px.ư = cb..ω2

2 , Pa [TL 11]

+ Với : cb = 0,6 theo [TL 5] là hệ số trở lực cục bộ do ngoặc dòng.

+ Lưu lượng khói thải vào quạt khói :

Vkt = Btt.Vk .

273+t k

273 , m3/s

Vkt = 1,73.6,08.

273+180273 = 17,4 m3/s

+ Diện tích tiết diện ống dẫn khói vào bộ lọc bụi xyclon ướt: Chọn kích thước

750x750 mm.

F = 0,75.0,75 = 0,5625 m2

+Tốc độ dòng khói vào bộ lọc bụi xyclon ướt:

ω=V kt

F=17 , 4

0 ,5625 = 31 m/s

Vậy Px.ư = 0,6.0,779.

312

2 = 224,58 Pa

c) Trở lực của ống khói Pôk :

Pôk = Pms + Pcb, Pa

– Tốc độ trung bình của dòng khói trong ống khói:

ωtb=V k t

2830 .d2

tb=17 ,4 .3600

2830 .1,82=6,8

m/s [TL 2]

Đường kính trung bình của ống khói d = 1,8 m (theo thiết kế) .

– Trở lực ma sát dọc chiều dài ống khói:

Pms=.

ld td

. ρ .ω2

2.( T

TV )0, 583

, Pa

+ Hệ số trở lưc ma sát ms =0,02 (đối với ống làm bằng thép [TL11])

+ Chiều dài ống khói l = 21m (theo thiết kế)



+ Nhiệt độ khói thải T = 180°C, tra bảng thông số vật lý của khói ta được

= 0,779 kg/m3, và υ = 32,49.10-6 m2/s.

+ Nhiệt độ vách ống khói Tv = 120 + 273 = 393 0K.

Vậy Pms = 0,02.

211,8

. 0 ,779 .6,82

2.(453

393 )0 , 583

= 4,5 Pa

– Trở lực cục bộ của ống khói:

ΔPcb=ξcb . ρ .

ω2

2 , Pa [TL 2]

ξcb = 1: Hệ số trở lực cục bộ tại miệng ống khói

Vậy : ΔPcb=1. 0 , 779 .

6,82

2=18

Pa

Vậy trở lực của ống khói : Pôk = 4,5 + 18 = 22,5 Pa

– Trở lực từ bộ lọc bụi xyclon chùm đến cửa ra ống khói Pk2:

Pk2 = 501,38 + 224,58 + 22,5 = 748,46 Pa

– Tổng trở lực của đường khói :

Pk = [Pk1(1+k) + Pk2]

Pk = [412,61.(1 + 0,2358) + 748,46]

Pk = 1258,36 Pa

k - Nồng độ tro bay theo đường khói, thường lấy 30% ,

k = 0,3.0,786 =0,2358

7.3.2. Áp suất đầu đẩy của quạt khói :

– Áp suất đầu đẩy của quạt khói được xác định như sau:

Hk = k1(Pk + h’’bl - Ptt), Pa [TL 2]

Trong đó:

+ k1 - Hệ số dự phòng áp suất của quạt khói, thường lấy bằng 1,1÷1,2. Chọn 1,2

+ h’’bl - Độ chân không ở cửa ra buồng lửa, thường lấy – 20 Pa

+ Pk - Tổng trở lực phía đường khói,

+ Ptt - Tổng lực tự hút của ống khói và dòng khói tính từ cửa ra buồng lửa đến

ống khói, Pa

ΔP tt=H . g .( ρkk−ρ0 .273273+θ

), Pa [TL 2]

Trong đó:

H: khoảng cách theo chiều thẳng đứng giữa hai đoạn đường khói, m.

t : Nhiệt độ trung bình của khói trong đoạn đường khói, 0C.



ρkk : mật độ không khí trong gian lò hơi, thường lấy ở nhiệt độ 20°C và áp

suất bằng 760mmHg, bằng 1,2 kg/m3

ρ0 : mật độ khói ở điều kiện tiêu chuẩn 760 mmHg và 00C, kg /m3

Thường có thể lấy ρ0=1,3 kg/m3

* Tại buồng lửa:

ΔPtt 1=H1 . g .( ρkk−ρ0 .

273273+θ

), Pa [TL 5]

ΔPtt 1=6. 9 , 81 .(1,2−1,3 .

273273+900

)=52 , 8 Pa.

Với: Nhiệt độ trung bình ở buồng lửa tbl = 9000C, H1 = 6 m (theo thiết kế).

* Tại ống khói:

ΔP tt 2=H 2 .g .( ρkk−ρ0 .273273+θ

), Pa [TL 5]

ΔPtt 2=21. 9 , 81.(1,2−1,3.273273+180

)=85 ,81 Pa

Với: Nhiệt độ khói trong ống khói tk = 180 0C; H2 = 21 m ( theo thiết kế).

Như vậy: Tổng trở lực tự hút của đường khói là:

Ptt = Ptt1 + Ptt2 = 52,8 + 85,81 = 138,61 Pa.

Áp suất đầu đẩy của quạt khói được xác định:

Hk = 1,2.( 1258,36 – 20 – 138,61) = 1359,7 Pa.

7.3.3. Công suất của quạt khói:

– Được xác định như sau:

Nk =k .

V kt . H k

ηk , kW [TL 2]

Trong đó:

k - Hệ số dự phòng và công suất quạt khói, lấy bằng 1,1

Hk- Áp suất đầu đẩy của quạt khói, Pa

k- Hiệu suất quạt khói, thường khoảng 0,5 ÷ 0,65, thường lấy k = 0,6

Vkt - là lưu lượng quạt khói thải:

V kt=β1 .Btt .(V k+Δαdo .V kk0 ).

273+t k

273 , m3/s [TL 2]

Trong đó:

* β1 hệ số dự phòng, thường lấy β1=1,1.

* Vk = 6,08 m3tc/kgnl: thể tích khói thải.



*Δαdo : hệ số không khí lọt vào đường ống dẫn khói, theo [TL 5] ta có

Δαdo = 0,1.

* tth = 180 0C: Nhiệt độ khói thoát khỏi lò.

* Btt = 1,73 kg/s: Tiêu hao nhiên liệu tiêu chuẩn.

Vậy : V kt (mc )=1,1 .1 , 73.(6 ,08+0,1. 3 , 75) . 273+180

273=20 , 4

m3/s

Vkt(tr) = 20,24 m3/s ; Vkt(tr) = 21,46 m3/s

=> Công suất quạt khói :

Nk (mc) = 1,1 .

20 ,4 .1359 ,70,6

.10−3=51 kW

Nk(tr) = 50,45 kW ; Nk(tr) = 53,5 kW

7.3.4. Công suất của động cơ:

– Được xác định như sau:

Nđc(mc) = k2.

Nk

ηđ . ηtđ = 1,2 .

510 , 95 .0,9 = 72 KW [TL 2]

Nđc(tr) = 71 kW ; Nđc(tr) = 75 kW

Ta chọn Nđc = 75kW

Với: k2 – hệ số dự phòng lấy bằng 1,2

đ – hiệu suất động cơ điện, lấy đ= 0,95

tđ – Hiệu suất bộ truyền đai, lấy tđ = 0,9.



CHƯƠNG 8: THIẾT KẾ HỆ THỐNG XỬ LÝ BỤI

8.1. Khái niệm và tác hại của bụi:

– Bụi là những phần tử vật chất có kích thước nhỏ, khuếch tán trong môi trường

không khí. Đó là một trong các chất độc hại và ảnh hưởng của nó phụ thuộc vào nhiều

yếu tố: kích cỡ bụi, nồng độ bụi, nguồn gốc bụi …

– Bụi có nhiều tác hại đến sức khỏe con người và chất lượng của các sản phẩm.

Bụi tác động tới con người qua đường hô hấp, thị giác và ảnh hưởng đến cuộc sống

sinh hoạt khác của con người. Chúng gây ra các bệnh như ngạt thở, viêm phù phổi.

Một số chất ô nhiễm gây kích thích đối với các bệnh ho, hen suyễn, lao phổi, ung thư

phổi, dị ứng da, ngứa da … Nguy hiểm nhất là một số chất tồn tại trong không khí gây

bệnh ung thư. Đặc biệt đối với đường hô hấp, hạt bụi càng nhỏ ảnh hưởng của chúng

càng lớn, với cỡ hạt 0,5 đến 10 μ m chúng có thể thâm nhập sâu vào đường hô hấp nên

gọi là bụi hô hấp. Mức độ ảnh hưởng của bụi phụ thuộc nhiều vào nồng độ bụi trong

không khí (mg/m3). Nồng độ bụi cho phép trong không khí phụ thuộc vào bản chất của

bụi và thường được đánh giá theo hàm lượng ôxit silic (SiO2). Bụi cũng tạo ra cảm

giác nóng nực, bẩn thỉu, những nơi có bụi nhiều người ta rất mất nhiều công để lau

chùi, quét dọn thường xuyên.

8.2. Phân loại các phương pháp lọc bụi:

– Trong thực tế có rất nhiều thiết bị lọc bụi khác nhau dựa trên các phương pháp

khác nhau, dưới đây là một số phương pháp lọc bụi thường được sử dụng.

8.2.1. Lọc bụi theo phương pháp trọng lực( lắng bụi) :

– Các hạt bụi đều có trọng lượng, dưới tác dụng của trọng lực các hạt có xu hướng

chuyển động từ trên xuống (đấy của thiết bị lọc bụi). Phương pháp này chủ yếu thu hồi

các hạt bụi có kích thước lớn trong buồng lắng trọng lực. Trong buồng lắng bụi dòng

khí chuyển động với tốc độ nhỏ (<1÷2 m/s). Buồng được xây bằng gạch hoặc bêtông

có kích thước lớn. Kết cấu cửa buồng phải kín, tránh hiện tượng hút khí ngoài môi

trường vào. Các hạt bụi có kích thước từ 5÷10m, tốc độ rơi của hạt bụi tuân theo định

luật Stốc, do vậy tốc độ lắng có thể tính theo công thức:

ωr=

d2 . ρ . g18 μ , m/s

Trong đó: d - đường kính hạt bụi, m

- khối lượng riêng của hạt, kg/m3

g - gia tốc trọng trường, m/s2

- hệ số nhớt động học của khí, N.s/m2



8.2.2. Lọc bụi theo phương pháp ly tâm, lọc bụi theo quán tính:

– Khi dòng chuyển động đổi hướng hoặc chuyển động theo đường cong, ngoài tác

dụng của trọng lực tác dụng lên hạt còn có tác dụng của lực quán tính, lực này còn lớn

hơn nhiều lần so với trọng lực. Dưới ảnh hưởng của lực quán tính, hạt có xu hướng

chuyển động thẳng nghĩa là hạt có xu hướng tách ra khỏi dòng khí. Hiện tượng này

được sử dụng trong các thiết bị lọc: xyclon, cửa chớp… Các thiết bị này chỉ có khả

năng tách các hạt bụi có kích thước > 10m nên khi dùng để lắng hạt bụi có kích

thước nhỏ sẽ không hiệu quả.

8.2.3. Lọc bụi theo phương pháp ẩm:

– Khi các hạt bụi tiếp xúc với bề mặt dịch thể các hạt bụi sẽ bám trên bề mặt đó

dựa trên nguyên tắc đó có thể tách các hạt bụi ra khỏi dòng khí. Sự tiếp xúc giữa các

hạt bụi với bề mặt dịch thể có thể xảy ra nếu lực tác dụng lên hạt bụi theo hướng đến

bề mặt dịch thể. Các lực đó gồm: lực va đập phân tử, trọng lực, ly tâm (lực quán tính).

Phương pháp này chỉ lọc được những hạt bụi có kích thước > 3÷5m, còn các hạt nhỏ

hơn thì hiệu quả lọc sẽ không cao.

8.2.4. Lọc bụi theo phương pháp tĩnh điện:

– Khí chứa bụi được dẫn qua điện trường có thể điện thế cao, dưới tác dụng của

điện trường, khí bị ion hóa, các ion tạo thành bám trên các hạt bụi và tích điện cho

chúng, các hạt sau khi tích điện được qua một điện trường chúng sẽ bị hút về phía các

cực trái dấu.

8.2.5. Lọc bụi kiểu túi vải hoặc ống tay áo:

– Thiết bị lọc bụi kiểu túi vải được sử dụng rất phổ biến cho các loại bụi mịn, khô,

khó tách khỏi không khí nhờ lực quán tính và ly tâm. Để lọc người ta cho luồng không

khí có nhiễm bụi đi qua túi vải mịn, túi vải sẽ ngăn các hạt bụi lại và để không khí đi

thoát ra. Không khí có lẫn bụi bên ngoài đi vào bên trong túi vải, bụi được giữ lại bên

trong túi và rơi xuống ngăn lắng và trữ bụi, không khí thoát ra bên ngoài túi vải và ra

ống dẫn.

8.3. Thiết kế thiết bị lọc bụi xyclon chùm:

– Do quá trình lọc bụi trong xyclon xảy ra phức tạp, nên không thể tính toán kết

cấu và hiệu quả thu bụi trong xyclon trên cơ sở lý thuyết, vì lý thuyết không loại trừ

các điều kiện giản ước. Vì vậy kết quả do tính toán không trùng với kết quả nhận được

trong thực tế. Tuy nhiên qua lý thuyết sẽ làm sáng tỏ một cách chính xác sự ảnh hưởng

cá nhân tố đến quá trình thu bụi của xyclon.

8.3.1. Cấu tạo xyclon chùm:

– Khác với xyclon đơn, trong xyclon chùm dòng khí vào buồng xyclon không

theo phương tiếp tuyến với phần trụ của xyclon mà khí chuyển động qua chi tiết định



hướng dạng xoắn ốc hoặc hoa hồng, tiếp theo quá trình thu bụi được tiến hành trong

các đơn nguyên của xyclon và xyclon chùm có năng suất như nhóm xyclon mặc dầu

có đường kính nhỏ hơn. Chi tiết định hướng đặt trong khoảng không vành khuyên giữa

từng phần hình trụ của đơn nguyên và ống xả. Trong các đơn nguyên có chi tiết định

hướng kiểu hoa hồng đạt hiệu suất thu bụi cao hơn loại xoắn ốc nhưng có nhược điểm

là dễ gây tắc bụi.

– Nếu sự phân bố không đều vào các đơn nguyên (theo tính toán) thì bụi có thể lắng

ngay tại chi tiết định hướng làm tắc thiết bị, mặt khác có hiện tượng khí sẽ chuyển

động sang đơn nguyên khác nhiều hơn. Đường kính trong d của mỗi đơn nguyên

xyclon chùm thường bằng 100, 150, 200 mm. Chi tiết định hướng kiểu xoắn của

xyclon gồm 2 cánh đường tâm của cánh tạo với trục đơn nguyên một góc 250. Hệ số

trở lực của các đơn nguyên ξ=85 . Các chi tiết định hướng được hàn vào ống xả khí.

– Khoảng cách giữa chúng với mặt vỏ trong của các thiết bị không vượt quá 1,0 ÷

2,5 mm. Khoảng cách này phụ thuộc vào kiểu và đường kính vỏ mỗi đơn nguyên.

Để đảm bảo phân bố khí đều trong mỗi đơn nguyên xyclon, khi được dẫn vào có tốc

độ thay đổi đều đặn (có ống loe). Góc loe của ống không vượt quá 150 còn chiều cao

ống loe lớn hơn khoảng cách giữa hai trục của đơn nguyên ngoài cùng của dãy ( dãy

thẳng góc với chiều dòng khí chuyển động).

8.3.2. Thiết kế xyclon chùm:

– Lượng khói cần làm sạch:

V k

'=Btt . V k .273+t273 , m3/h [TL 2]

Trong đó: Lượng tiêu hao nhiên liệu: Btt = 1,73 kg/s = 6228 kg/h.

Thể tích khói thực tế: Vk = 6,08 m3tc/kg

Nhiệt độ của khói vào xyclon: t = 1800C

Suy ra: V k'=

6228 .6 , 08.273+180273 = 62833 m3/h

- Khối lượng riêng của bụi, = 2000 kg/m3

- Đường kính trung bình của bụi, d = 20m.

– Tốc độ khói tối ưu qua tiết diện ngang được xác định theo công thức:

ΔPρ=ξ .

ω22

2 g , m [TL 11]

+ Tổn thất của xyclon tổ hợp ξ , tra theo bảng III.10 (10) ta được: ξ = 85



+

ΔPρ = 50 ÷ 70 m. Nếu chọn giá trị tỉ số trên cao hơn thì tiêu tốn năng lượng

sẽ lớn hơn, nhưng hiệu suất làm sạch không thay đổi, nếu chọn giá trị tỉ số trên thấp

hơn thì hiệu suất làm sạch sẽ giảm. Thực tế thì

ΔPρ có giá trị tối ưu, trong thiết kế này

ta chấp nhận chọn giá trị

ΔPρ = 70 m.

⇒ ω2=√ ΔP . 2 g

ρ . ξ=√70 . 2. 9 , 81

85=

4,02 m/s

ω2 = 4,02 m/s > 2,5 m/s nên đảm bảo không có hiện tượng đọng bụi trong xyclon

[TL 10]

Theo kinh nghiệm thực tế ta chọn các kích thước của xyclon như sau:

- Đường kính ống ngoài: D = 260 mm

- Đường kính ống trung tâm: M = 160 mm

- Chiều dài ống trung tâm cắm vào xyclon: h1 = 490 mm

- Chiều cao phần trụ của xyclon: h2 = 500 mm

- Đường kính cuối phần côn: d = 86 mm

- Khoảng cách giữa hai nguyên đơn: r = D + 100 = 360 mm

– Lưu lượng khói vào mỗi đơn nguyên :

V k 1=3600. π . (D2−M 2 )4

.ω2

V k 1=3600.3 , 14 .(0 , 262−0 , 162 )4

. 4 ,02=477 ,15 m3 /h

– Số lượng đơn nguyên :

n=

V k'

V k1

=62833477 , 15

= 131,68 cái

Vậy chọn số đơn nguyên là : n = 130 cái.

8.3.3. Bảo quản xyclon chùm :

– Không để không khí bị hút qua boongke. Phần dưới boongke được đậy kín bằng

nắp.

– Khi thay đổi lượng khí cần làm sạch thì phải thay đổi số ngăn làm việc trong

thiết bị ( có thể đóng bớt hoặc mở thêm các ngăn làm việc).

– Xyclon chùm có thể làm việc dưới áp suất dương hay âm.

– Giới hạn nhiệt độ khí cần làm sạch đối với xiclôn chùm được chế tạo bằng thép

hoặc gang là 4000C, khi nhiệt độ khí thấp thì cần giới hạn nhiệt độ của khí cần cao

hơn nhiệt độ đọng sương 20 -250C.



– Cần bảo đảm phân bố khí đều vào mỗi đơn nguyên.

– Cần kiểm tra cẩn thận trở lực qua xyclon vì các lý do :

+ Xyclon có thể bị tắc ở gần chi tiết định hướng hoặc cổ miệng phễu đơn

nguyên.

+ Do có phần của xyclon bị bào mòn tạo khe hở hoặc lỗ rò khí, khi cần làm

sạch bị rò qua đó, trở lực khí qua các đơn nguyên giảm.

8.4. Thiết kế thiết bị lọc bụi xyclon ướt :

8.4.1. Nhiệm vụ :

Khói sau khi ra khỏi các xyclon tổ hợp còn chứa các hạt bụi khô nhỏ, khi khói này

dẫn vào thiết bị lọc bụi xyclon ướt thì các hạt bụi tiếp tục được tách ra, làm tăng hiệu

quả lọc bụi giảm đến mức thấp nhất có thể nồng độ bụi trong khói thải ra môi trường.

Đồng thời khử khí SO2 trong khói.

8.4.2. Nguyên lý hoạt động :

Qúa trình lọc bụi trong thiết bị lọc bụi xyclon ướt được dựa trên nguyên lý tiếp

xúc giữa dòng khí mang bụi với chất lỏng, bụi trong dòng khí bị chất lỏng giữ lại và

thải ra ngoài dưới dạng cặn bùn. Phương pháp lọc bụi bằng thiết bị lọc xyclon ướt có

thể xem là đơn giản nhưng hiệu quả rất cao. Trong phương pháp lọc bụi kiểu ướt có

nhiều kiểu làm việc tuy nhiên chúng ta sẽ chọn kiểu buồng phun, buồng rửa khí rỗng,

xyclon ướt

8.4.3. Các bước tính toán thiết bị :

Trong thiết bị lọc bụi chúng ta sẽ đi tính toán đường kính phần trụ của nó dựa trên

vận tốc tối ưu của dòng khói từ 0,6 đến 1,2 m/s, vì nếu vận tốc dòng lớn hơn, nước có

thể bị dòng khí mang theo nhiều mà tấm chắn nước không đủ khả năng để ngăn lại,

làm giảm hiệu quả lọc bụi. Ta chọn = 1,2 m/s.

Ta có công thức tính vận tốc dòng như sau :

* =

VF= 4 .V

π . d2 suy ra d =√ 4 . V

π .ω=√ 4 .6 , 08

3 , 14 . 1,2= 2 m

Chiều cao của phần trụ ta chọn h = 3,2 m.

Đường kính lỗ khói thoát ta phía trên ta chọn dkt = 0,75 m.

Đường kính lỗ thoát bụi , nước và khói ta chọn dth = 0,8 m.



CHƯƠNG 9 : QUY TRÌNH XỬ LÝ NƯỚC CẤP VÀ VẬN HÀNH LÒ HƠI

9.1.Quy trình xử lý nước cấp cho lò hơi:

Để đảm bảo lò hơi hoạt động ổn định, yêu cầu chất lượng nước trong lò phải rất

chặt chẽ.

Nước kém chất lượng qua thời gian làm balong, dàn ống lò hơi đóng cáu. Lớp cáu

bẩn này có độ dẫn nhiệt rất kém 0,8÷2W/m0K, vì vậy quá trình trao đổi nhiệt giữa khói

và nước trong ống kém làm nhiệt độ ống tăng cao, ống dẫn đi không đủ bền và dễ bị

phá hủy. Ngoài ra lớp cáu này có tính ăn mòn kim loại nên thành ống, balong mỏng đi

theo thời gian sẽ bị phá hủy với áp suất cao. Sự hấp thụ nhiệt của nước và hơi nước

trong lò hơi giảm, làm cho lượng tiêu hao nhiên liệu tăng .

Chất lượng nước lò là chỉ tiêu quan trọng đảm bảo lò hơi vận hành ổn định và lâu

dài, tiết kiệm thời gian phá cáu cũng như giảm các khoản chi phí bảo trì, sửa chữa,

đảm bảo năng suất sản xuất.

Chỉ tiêu chất lượng nước bao gồm độ PH, độ cứng, lượng khí hòa tan trong nước

(O2, CO2). Chỉ tiêu chất lượng nước cấp là một trong những chỉ tiêu quan trọng trong

quá trình vận hành lò. Nước cấp luôn đảm bảo một lượng chất hòa tan nhất định để

tránh hiện tượng hình thành các cáu cặn bám trong lò hơi, trên đường ống nước cấp và

ăn mòn bề mặt kim loại. Để đạt được chỉ tiêu chất lượng nước cấp và nước lò trong lò

hơi công nghiệp. Ngoài phương pháp xả nước liên tục được thực hiện ở khoang muối

của bốc hơi theo cấp và xã định kỳ ở ống góp dưới thì người ta còn dùng phương pháp

trao đổi ion. Ở lò hơi thiết kế này ta xử lý nước bằng phương pháp xã định kỳ và trao

đổi ion. Hệ thống phương pháp trao đổi ion gồm có hai bình hình trụ, một bình chứa

NaR và một bình chứa HR. Nước thủy cục (nước giếng khoan) chảy từ trên xuống qua

lớp hạt NaR hay HR đã được hoàn nguyên:

+ Khi dùng NaR xảy ra các phản ứng:

+ Khi dùng HR xảy ra các phản ứng:

Khi các hạt không còn khả năng làm việc, bình ngừng làm việc. Lớp hạt được rửa

ngược để tẩy bùn đất và xáo trộn lại. Lúc này đối với hạt NaR thì ta dùng dung dịch

NaCl chảy qua, còn hạt HR dùng dung dịch H2SO4 chảy qua để hoàn nguyên.



Người ta dủng trao đổi cation NaR và HR để trung hòa lượng lượng kiềm và axit sinh

ra trong quá trình trao đổi cation NaR và HR.

Nước sau khi qua hệ thống làm mềm nước được bơm nước mềm bơm vào bình khử

khí. Một đường hơi trích từ đường hơi cấp về bình khử khí để gia nhiệt cho nước cấp

và khử khí. Nước cấp sau đó qua phin lọc bẩn và đồng hồ đo lưu lượng nước cấp, rồi

mới được bơm nước cấp bơm vào lò.

9.2. Vận hành lò hơi :

9.2.1. Chuẩn bị đốt lò:

– Kiểm tra phần cơ khí, van, đường nước, xả nước ngưng, xả váng, bơm tro để

sẵn sàng hoạt động.

– Lớp vật liệu đốt (tốt nhất dùng xỉ lò của lò tầng sôi) cho vào buồng đốt.

+ Độ bột trong vật liệu đốt kích cỡ (0 ÷ 3) mm, thường chiếm (30 ÷ 40)%.

+ Vật liệu đốt phải nhất định phải thông qua lưới sàng lọc, hạt của vật liệu

đốt không được lớn hơn 8 mm, không có đá, đất.

+ Kiểm tra lớp vật liệu trong lò: Bật quạt hút, quạt đẩy với góc mở tương

đối lớn sao cho góc mở quạt hút ứng với dòng điện khoảng (120 ÷150)A và

quạt đẩy khoảng (210 ÷ 220)A đủ lớn để làm thông các béc gió trong

khoảng thời gian 10 phút. Tắt quạt đẩy và quạt hút đưa góc mở về trạng thái

đóng, kiểm tra tầng lớp vật liệu sôi đảm bảo dầy 260 ÷ 350 mm và phải

phẳng bề mặt. Nếu quan sát thấy bề mặt có những chổ nào nhô lên thì tiếp

tục bật quạt như ban đầu và dùng cào đánh tơi chổ đó, và tắt quạt kiểm tra.

Nếu vẫn chưa bằng phẳng được bề mặt lớp vật liệu thì những chổ nhô lên đó

đã có các béc gió bị tắt, nên cần kiểm tra và làm thông những chổ đó.

9.2.2. Khởi động lò:

- Khởi động đốt buồng lửa tầng sôi là quá trình sử dụng vật liệu dễ cháy như dầu,

củi than, rơm rạ, đem chất đống trong lò và mồi lửa, nổi lửa gia nhiệt làm cho

nhiệt độ tầng vật liệu của tầng sôi trong buồng đốt tăng lên, từ từ tăng thêm

lượng gió để tầng vật liệu từ dạng cố định chuyển thành dạng tầng sôi, đồng

thời nhiệt độ trong lò đến nhiệt độ sôi vận hành. Thời gian khởi động từ lúc mở

gió cho đến mồi xong là 20 ÷ 30 phút.

- Dùng giấy hoạt dầu mồi các hạt than tại cửa lò, sao cho các hạt than đỏ khoảng

50% rồi đưa sâu vào lò.



- Mồi than hoa đưa vào lò với một lớp có bề dầy khoảng 80% chiều dầy của lớp

vật liệu sôi.

- Trang đều các hạt than trong buồng đốt của lò, sao cho các hạt than đỏ đều

khoảng 80% thì chuẩn bị thao tác lên lò.

- Trước khi bật quạt nhất định phải đưa các góc mở của quạt đưa về 0.

- Bật quạt hút nhìn vào sự chênh áp buồng đốt để duy trì sự chênh áp (-5 ÷ 0 Pa)

(Để duy trì sự chênh áp này bằng cách đóng mở các cửa lò ở bên hông lò sao

cho hợp lý theo kinh nghiệm của người thợ vận hành lò).

- Bật quạt đẩy :

+ Trước khi bật quạt đẩy nhìn vào sự chênh áp buồng đốt, duy trì áp suất

buồng đốt âm càng ít càng tốt (-3÷0 mPa).

+ Bật quạt đẩy, rồi nhìn lò lúc góc mở chưa mở, nếu thấy có ngọn lửa do than

hoa tạo ra thì tăng dần góc mở quạt đẩy lên khoảng (15 ÷ 20)%. Và quan sát lò

xem ngọn lửa trong lò như thế nào, đồng thời theo dõi nhiệt độ T2 biến thiên.

+ Khi nhiệt độ T2 > 3000C và màu ngọn lửa trong buồng ngã màu đỏ thẫm thì

cho ít nhiên liệu vào để cáy dần nhiệt độ lên (Tốc độ than cám lúc này khoảng 50 ÷

100 r/min).

+ Nhìn vào sự biến thiên nhiệt độ T2, và ngọn lửa trong lò, dùng cào chuyên

dụng đánh tơi những vị trí phun thành tia. Nếu ngọn lửa ngã dần sang màu đỏ tươi

và nhiệt độ T2 tăng nhảy bước 1 ÷ 30C thì tăng dần góc mở của quạt đẩy.

+ Nhiệt độ T2 tiếp tục tăng đến 500 ÷ 6000C thì tăng dần góc mở quạt đẩy lên

và cấp thêm nhiên liệu vào (khoảng 200 ÷ 400 r/min, tuỳ thuộc vào sự biến thiên

nhiệt độ nhảy bậc của T2).

+ Khi nhiệt độ đạt xấp xỉ 7000C, ngọn lửa của lò có màu hồng, tốc độ tăng

nhiệt độ so với trước sẽ chậm lại. Nếu như nhiệt độ lên quá nhanh, T 2 biến thiên

nhảy bậc lớn hơn 2 thì nên giảm cấp than cám vào, đồng thời cho ít xẻng cát vào để

kìm hãm sự biến thiên nhiệt độ tăng nhảy vọt đó và có thể tăng thêm góc mở của

quạt gió, đợi nhiệt độ giảm chậm hoặc ngưng tăng thì cấp thêm than cám vào.

+ Khi nhiệt độ đạt trên 8000C, ngọn lửa màu sắc đỏ tươi, nhiệt độ lên chậm và

có xu hướng ổn định.

+ Nhiệt độ đạt 9000C, ngọn lửa màu sắc đỏ rực, nhiệt độ tăng lên và dần dần

ổn định khoảng 9500C, lúc này áp lực gió ở hộp phân phối gió ổn định, cấp than

bình thường và quá trình nhóm lò kết thúc.

+ Sau khi nhiệt độ bình thường sẽ dẫn đến khống chế vận hành bình thường.

+ Khi lò hơi lên đến áp lực hơi đảm bảo cấp hơi cho hộ tiêu thụ hơi nên toàn

diện kiểm tra chặt chẽ hệ thống hơi và nước.



9.2.3. Vận hành lò hơi tầng sôi:

1. Duy trì nhiệt độ lớp sôi giữa T2 từ 8500C đến 9500C, quan sát lớp sôi đều

và màu ngọn lửa trong buồng đốt.

2. Nhiệt độ T2 tăng thì giảm nhiên liệu cấp vào và nhiệt độ T2 giảm thì tăng

nhiên liệu cấp vào. Khi điều chỉnh tải than mà không thay đổi nhiệt độ thì

điều chỉnh quạt gió, nhiệt độ giảm thì giảm quạt và ngược lại.

3. Nếu nhiệt độ lớp sôi giữa T2 tăng quá 10000C thì phải nhanh chóng dùng

cào đánh lò không để đóng xỉ. Dừng cấp nhiên liệu theo dõi nhiệt độ, nếu

nhiệt độ vẫn tăng thì nhanh chóng cho ít xẻng cát vào để hạ nhiệt độ

xuống. Quạt gió vẫn hoạt động để đảm bảo lớp vật liệu sôi không đóng xỉ.

4. Nếu nhiệt độ xuống dưới 7500C thì dừng cấp nhiên liệu và đồng thời cho

than mùn cưa vào, giảm quạt đẩy một ít số.

5. Lò hoạt động ổn định thì mở dần 7 cửa hồi lưu (gió hồi lưu), khi mở chú ý

mở từ từ và theo dõi sự biến thiên nhiệt độ.

6. Đối với lớp vật liệu sôi 260 ÷ 270 mm, thì khi vận hành áp lực gió lên đến

3500 Pa thì phải tiến hành thải xỉ, để đưa về áp lực gió < 3500 Pa.

7. Mỗi ca vận hành phải xả tro 1 lần.

8. Khi chạy lò bình thường thì phải mở van xả váng liên tục.

9. Mỗi ca vận hành phải tiến hành xả đáy 1 lần, mở xả đáy từng van chặn, rồi

giật van xả nhanh 2 hồi, mỗi hồi 3 lần, mỗi lần cách nhau 8 giây.

10. Mỗi ca có thể tiến hành xả ống thuỷ 1 lần, nếu lò đang hoạt động thì ấn

nút cắt liên động giữa mực nước và quạt gió trước khi xả.

9.2.4 Dừng lò :

Ngừng lò bình thường :

Ngưng lò của lò hơi tầng sôi là ngưng lò theo kế hoạch dự định.

1 - Khi tiếp nhận thông báo ngưng lò, nhân viên thao tác lò nên làm tốt công

tác chuẩn bị ngưng lò.

2 - Trước khi ngưng lò đóng các đường gió hồi lưu.

3 - Trước khi ngưng lò tầng sôi, đầu tiên phải ngưng cấp than, lò tiếp tục chạy

mấy phút, nhiệt độ lò giảm khoảng 7500C thì ngưng quạt đẩy và hút.

Ngừng lò sự cố :

Công nhân vận hành gặp các hiện tượng thường thấy dưới đây thì phải nhanh

chóng dừng lò :

1 - Mức nước quá thấp so với quy định (không thể nhìn thấy trong ống thủy

sáng) mà không có biện pháp nào kiểm soát được. Chú ý không được cấp

nước vào nồi trong trường hợp này vì rất có thể nồi bị cạn nước.



2 - Phát hiện những hiện tượng khả nghi như: có tiếng động hoặc xì mạnh,

thân nồi bị phồng hoặc có vết nứt, mức nước trong ống thủy sụt nhanh…

3 - Các bơm cấp nước đều bị hỏng.

4 - Áp suất vượt quá quy định của van an toàn mà rơle áp suất và van điều

khiển không hoạt động.

5 - Các ống thủy đều vỡ hoặc áp kế bị hỏng không thể kiểm soát mức nước

hoặc áp suất trong nồi.

6 - Nắp các hộp khói bị cháy, biến dạng khói nóng xì mạnh ra ngoài nhà lò.

Có hiện tượng đe dọa như cháy nổ.



PHẦN KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

.........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................

...........................................................................................................................................



TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. PGS.TS Đào Ngọc Chân & PGS.TS Hoàng Ngọc Đồng (2008). Lò Hơi và Thiết Bị Đốt. Nhà xuất bản Khoa Học Kỹ Thuật

2. PGS.TS Phạm Lê Dần & TS Nguyễn Công Hân .Công nghệ Lò Hơi và Mạng Nhiệt. Nhà xuất bản Khoa Học và Kỹ Thuật3. PGS.TS Hoàng Ngọc Đồng (2009). Tính nhiệt thiết bị lò hơi4. Hoàng Văn Chước (1999). GT Nhiệt Kỹ Thuật. Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật 5. GS.TSKH Nguyễn Sỹ Mão (2006) Lò hơi tập 1 và 2. Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật 6. Phạm Lê Dần & Nguyễn Công Hân(2002). Công nghệ Lò Hơi và Mạng Nhiệt.

NXB Khoa Học Kỹ Thuật 7. PGS.TSKH Trần Văn Phú (2002). Tính toán thiết kế hệ thống thiết bị sấy.NXB GD8. Radovanovic. M (1986), Fluidized Bed Combustion, Hemisphere Publishing

Corporation, USA.9. TS.Trần Xoa & TS. Nguyễn Trọng Khuông - KS Hồ Lê Viên, 2006. Sổ tay quá

trình và thiết bị công nghệ hóa chất, tập 1. Nhà Xuất Bản Khoa Học Kỹ Thuật10. PGS.TS Võ Chí Chính (1995) .Giáo trình Điều Hòa Không Khí . NXB KH&KT 11. Hoàng Kim Cơ (1999). Kỹ Thuật Lọc Bụi và làm sạch khí . NXB GD 12. Bùi Hải, Hà Mạnh Thư...(2001). Thiết bị Trao Đổi Nhiệt . NXB KH&KT 13. Trần Ngọc Chấn (2004). Ô Nhiễm Không Khí & Xử lý khí thải. NXB KH&KT14. GS.TSKH Nguyễn Sĩ Mão (2002). Lý thuyết cháy & Thiết bị cháy . NXB

KH&KT 15. Nguyễn Văn May(2004). Bơm Quạt Máy Nén . NXB KHKT16. TS. Nguyễn Thanh Quang(2008) Các bản vẽ thiết kế lò tầng sôi 17. Th.S Phạm Duy Vũ (2003).Nghiên cứu tính toán mô hình thí nghiệm lò tầng sôi18. TS. Trần Thanh Sơn(1999). Nghiên cứu quá trình cháy trong buồng lửa lò hơi

tầng sôi19. Đào ngọc Chân, Trần Thanh Sơn (2000), Nghiên cứu buồng lửa lò hơi đốt than

trong tầng sôi và xử lý thu khí độc hại trong khói thải.20. Phan Quang Xưng, Nguyễn Thanh Quang (1998), Ứng dụng kỹ thuật tầng sôi để

đốt nhiên liêu xấu ,Tạp chí KH&CN (7) trang 72-7621. Hoàng Kim Cơ - Phạm Kim Đĩnh ....(1998), Kỹ thuật nhiệt luyện kim, NXB

KH&KT 22. Hồ Lê Viên (2003), Các máy gia công vật liệu rắn và dẻo, NXB KH&KT 23. Mạng Internet24. M.R. Ravi, Snurag Jhalani, Sanjiv Sinha, Anjan Ray (2004), Development of a

semi-empirical model for pyrolysis of an annular sawdust bed, department of mechanical engineering, Indian institute of technology, New delhi 110016 India



25. TS.Nguyễn Thanh Quang (2011), Ứng dụng nguồn sinh khối vào công nghệ đốt lò hơi tầng sôi, Hội nghị nghiên cứu khoa học tại trường Đại học Bách Khoa Đà Nẵng.


boiler caculation heat exchanger

Documents