thuyet minh

i

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP. HỒ CHÍ MINH

TRƢỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

KHOA CƠ KHÍ

BỘ MÔN CÔNG NGHỆ NHIỆT LẠNH

---oOo---

LUẬN VĂN TỐT NGHIỆP

THIẾT KẾ HỆ THỐNG THU HỒI NHIỆT THẢI

ĐỂ CUNG CẤP NƢỚC LẠNH BẰNG MÁY LẠNH

HẤP THỤ TẠI CÔNG TY TAE KWANG VINA

GVHD : TS. NGUYỄN VĂN TUYÊN

SVTH : TRƢƠNG QUỐC BẢO

MSSV : 20500166

TP. HỒ CHÍ MINH, tháng 01/2010

ii

LỜI CẢM ƠN

Lời đầu tiên xin chân thành cảm ơn TS. Nguyễn Văn Tuyên đã tận tình hƣớng

dẫn, truyền đạt những kiến thức kinh nghiệm và có nhiều góp ý quan trọng giúp tôi

hoàn thành luận văn này.

Xin cảm ơn các thầy cô ở bộ môn Công Nghệ Nhiệt Lạnh, khoa Cơ Khí cũng

nhƣ các thầy cô tại trƣờng ĐH Bách Khoa TP. HCM đã tận tình giảng dạy trong suốt

thời gian học tập tại trƣờng.

Xin cảm ơn gia đình, ngƣời thân và bạn bè đã quan tâm giúp đỡ trong những năm

học qua.

Sinh viên

Trƣơng Quốc Bảo

iii

TÓM TẮT LUẬN VĂN

Nội dung luận văn trình bày các vấn đề về thu hồi nhiệt thải: những điều kiện, cơ

sở cần thiết để có thể đƣa ra một phƣơng án thu hồi nhiệt thải hiệu quả, hợp lý và tối

ƣu. Thông qua phân tích, đánh giá về hiện trạng nguồn nhiệt thải của một doanh

nghiệp cụ thể (công ty Tae Kwang Vina), từ đó đƣa ra phƣơng án tối ƣu là thu hồi

nhiệt thải của khói và hơi phân ly để cung cấp nƣớc lạnh bằng máy lạnh hấp thụ.

Luận văn trình bày cách tính toán thiết kế các thiết bị thu hồi nhiệt thải trong hệ

thống cũng nhƣ chọn lựa các thiết bị khác nhƣ máy lạnh hấp thụ, bơm… Bên cạnh đó,

luận văn cũng trình bày cách tính toán một chu trình máy lạnh hấp thụ Single Effect và

chƣơng trình tính toán bằng ngôn ngữ C#. Ngoài ra, luận văn đã nghiên cứu tính toán

hiệu quả của biện pháp thu hồi nhiệt hơi phân ly bằng ejector nhằm mục tiêu tiết kiệm

chi phí nhiên liệu.

Qua việc đánh giá tính kinh tế của hệ thống, luận văn đã đƣa ra một số nhận định

về điều kiện thực tế của Việt Nam khi ứng dụng các phƣơng án thu hồi nhiệt thải để

cấp nhiệt cho máy lạnh hấp thụ.

iv

MỤC LỤC

ĐỀ MỤC TRANG

TRANG BÌA ............................................................................................................... i

LỜI CẢM ƠN ............................................................................................................. ii

TÓM TẮT LUẬN VĂN ............................................................................................ iii

MỤC LỤC ................................................................................................................. iv

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ ................................................................................... vii

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU ............................................................................... ix

MỞ ĐẦU .......................................................................................................................... 1

CHƢƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ THU HỒI NHIỆT THẢI............................................ 2

1.1 Nhiệt thải................................................................................................................ 2

1.2 Cơ sở lý thuyết về thu hồi nhiệt thải ....................................................................... 3

1.2.1 Điều kiện cần để thu hồi nhiệt thải .............................................................. 3

1.2.2 Đặc điểm nguồn nhiệt thải .......................................................................... 3

1.2.3 Khó khăn và nhƣợc điểm của hệ thống thu hồi nhiệt thải ............................ 4

1.3 Ví dụ về hệ thống tận dụng nhiệt thải...................................................................... 5

CHƢƠNG 2: TÌNH HÌNH SỬ DỤNG NĂNG LƢỢNG TẠI DOANH NGHIỆP ......... 6

2.1 Giới thiệu doanh nghiệp ........................................................................................ 6

2.2 Quy trình công nghệ sản xuất ................................................................................ 6

2.3 Đánh giá việc sử dụng các nguồn năng lƣợng ......................................................... 8

2.3.1 Tổng quát ................................................................................................... 8

2.3.2 Về các nguồn nhiệt thải ............................................................................. 14

2.4 Đặt vấn đề ............................................................................................................ 14

CHƢƠNG 3: LỰA CHỌN PHƢƠNG ÁN THU HỒI NHIỆT THẢI ĐỂ CUNG CẤP

NƢỚC LẠNH ................................................................................................................ 15

3.1 Tính công suất nhiệt thu hồi.................................................................................. 15

3.1.1 Tính công suất nhiệt thu hồi của hơi phân ly ................................................ 15

3.1.2 Tính công suất nhiệt thu hồi của khói thải .................................................... 16

3.2 Phân tích, lựa chọn phƣơng án .............................................................................. 22

3.2.1 Phƣơng án 1 ................................................................................................ 22

3.2.2 Phƣơng án 2 ................................................................................................ 23

3.2.3 Phƣơng án 3 ................................................................................................ 24

3.2.4 Kết luận, lựa chọn phƣơng án thiết kế ......................................................... 25

CHƢƠNG 4: TÍNH TOÁN LỰA CHỌN MÁY LẠNH HẤP THỤ ............................. 26

4.1 Tổng quan về máy lạnh hấp thụ ............................................................................ 26

4.1.1 Sự khác biệt giữa máy lạnh hấp thụ và máy lạnh có máy nén hơi ................ 26

v

4.1.2 Nguyên lý làm việc của máy lạnh hấp thụ H2O – LiBr loại Single Effect .... 27

4.1.3 Lựa chọn máy lạnh hấp thụ ......................................................................... 28

4.2 Tính toán chu trình máy lạnh hấp thụ .................................................................... 28

4.2.1 Các công thức dùng để tính toán nhiệt động ................................................. 28

4.2.2 Các phƣơng trình cân bằng nhiệt và trình tự tính toán .................................. 36

CHƢƠNG 5: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ THIẾT BỊ THU HỒI NHIỆT THẢI ............ 44

5.1 Tính toán sơ đồ nhiệt ............................................................................................ 44

5.1.1 Tính lƣợng hơi trích bổ sung ........................................................................ 44

5.1.2 Tính lƣợng nƣớc qua các thiết bị thu hồi nhiệt ............................................. 47

5.2 Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly .......................................................................... 48

5.3 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải .............................................................................. 53

5.3.1 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 3.............................................. 53

5.3.2 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 4.............................................. 60

5.4 Thiết bị trao đổi nhiệt hơi bổ sung và bồn chứa nƣớc nóng: .................................. 65

5.5 Tính toán trở lực ................................................................................................... 72

5.5.1 Trở lực đƣờng nƣớc nóng của hệ thống ........................................................ 72

5.5.2 Trở lực đƣờng nƣớc nóng cung cấp cho MLHT ........................................... 76

5.5.3 Trở lực đƣờng nƣớc lạnh cung cấp cho công nghệ ....................................... 78

5.5.4 Trở lực đƣờng nƣớc giải nhiệt ...................................................................... 79

5.6 Chọn bơm............................................................................................................. 81

CHƢƠNG 6: ĐÁNH GIÁ HIỆU QUẢ KINH TẾ ........................................................ 82

6.1 Chi phí đầu tƣ và vận hành .................................................................................... 82

6.1.1 Chi phí đầu tƣ .............................................................................................. 82

6.1.2 Chi phí vận hành .......................................................................................... 82

6.1.3 Chi phí tiết kiệm đƣợc của hệ thống: ............................................................ 83

6.2 Tính toán lại phƣơng án ......................................................................................... 84

6.2.1 Chọn máy lạnh hấp thụ ................................................................................ 84

6.2.2 Tính toán các thiết bị thu hồi nhiệt thải ........................................................ 85

6.2.3 Chọn các thiết bị khác .................................................................................. 87

6.2.4 Tính toán lại chi phí ..................................................................................... 88

6.3 Nhận xét ................................................................................................................ 89

PHỤ CHƢƠNG: HỆ THỐNG EJECTOR HƠI ĐỂ THU HỒI NHIỆT LƢỢNG HƠI

PHÂN LY ....................................................................................................................... 91

P.1 Tổng quan về ejector ............................................................................................. 91

P.2 Tính toán ejector ................................................................................................... 92

P.2.1 Cơ sở lý thuyết ............................................................................................ 92

P.2.2 Tính toán ejector.......................................................................................... 95

vi

P.3 Nhận xét................................................................................................................ 98

KẾT LUẬN .................................................................................................................. 101

TÀI LIỆU THAM KHẢO .............................................................................................. 102

PHỤ LỤC 1 ................................................................................................................... 103

PHỤ LỤC 2 ................................................................................................................... 107

PHỤ LỤC 3 ................................................................................................................... 114

PHỤ LỤC 4 ................................................................................................................... 116

PHỤ LỤC 5 ................................................................................................................... 117

vii

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ

Hình 2.1: Quy trình công nghệ sản xuất giày tại công ty Tae Kwang Vina .................. 6

Hình 2.2: Đồ thị phân bố tỉ lệ tiêu thụ điện năng của các thiết bị trong doanh nghiệp .. 8

Hình 2.3: Sơ đồ hệ thống cung cấp nƣớc lạnh cho công nghệ ...................................... 9

Hình 2.4: Lò hơi đốt dầu FO với hệ thống béc đốt quay ............................................ 10

Hình 2.5: Nguyên lý hoạt động của béc đốt quay ...................................................... 11

Hình 2.6: Sơ đồ hệ thống cung cấp nhiệt tại doanh nghiệp ........................................ 11

Hình 2.7: Bố trí đƣờng ống khói tại nhà lò ................................................................ 12

Hình 2.8: Bình góp hơi ............................................................................................. 12

Hình 2.9: Hơi phân ly không đƣợc thu hồi tại bồn nƣớc cấp ..................................... 14

Hình 3.1: Đồ thị xác định nhiệt độ đọng sƣơng của khói ........................................... 17

Hình 3.2: Phƣơng án 1 .............................................................................................. 22

Hình 3.3: Phƣơng án 2 .............................................................................................. 23

Hình 3.4: Phƣơng án 3 .............................................................................................. 24

Hình 4.1: Sơ đồ nguyên lý của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect ....................... 27

Hình 4.2: Sơ đồ khối của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect ................................ 36

Hình 4.3: Bình phát sinh ........................................................................................... 38

Hình 4.4: Bình ngƣng ............................................................................................... 39

Hình 4.5: Bình bốc hơi .............................................................................................. 39

Hình 4.6: Bình hấp thụ .............................................................................................. 40

Hình 4.7: Bộ trao đổi nhiệt ........................................................................................ 40

Hình 4.8: Giao diện chính của chƣơng trình .............................................................. 42

Hình 4.9: Giao diện “Thông số các điểm đặc trƣng” của chu trình ............................ 42

Hình 4.10: Đồ thị liên hệ giữa áp suất - nhiệt độ và nồng độ của dung dịch

H2O - LiBr ................................................................................................................. 43

Hình 5.1: Sơ đồ nhiệt của phƣơng án ........................................................................ 44

Hình 5.2: Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly ............................................................... 48

Hình 5.3: Ngƣng tụ trong thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly ....................................... 49

Hình 5.4: Mặt sàng của thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly .......................................... 49

Hình 5.5: Đồ thị trao đổi nhiệt ở thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly ............................. 51

viii

Hình 5.6: Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải................................................................... 53

Hình 5.7: Các kích thƣớc của ống cánh ..................................................................... 54

Hình 5.8: Đồ thị tra hiệu suất cánh ............................................................................ 56

Hình 5.9: Đồ thị trao đổi nhiệt của thiết bị thu hồi nhiệt khói thải ở lò hơi số 3 ......... 58

Hình 5.10: Đồ thị trao đổi nhiệt của thiết bị thu hồi nhiệt khói thải ở lò hơi số 4 ....... 63

Hình 5.11: Thiết bị trao đổi nhiệt của bồn nƣớc nóng................................................ 65

Hình 5.12: Bồn nƣớc nóng và nhiệt độ nƣớc khi hoạt động ....................................... 66

Hình 5.13: Quá trình hòa trộn trong bồn nƣớc nóng .................................................. 68

Hình 5.14: Đồ thị trao đổi nhiệt ở thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung ............................... 70

Hình 5.15: Sơ đồ đƣờng nƣớc nóng đi qua các thiết bị .............................................. 72

Hình 5.16: Trở lực cục bộ khi dòng chảy từ tiết diện nhỏ sang tiết diện lớn và ngƣợc

lại .............................................................................................................................. 75

Hình P.1: Ejector ...................................................................................................... 91

Hình P.2: Quá trình giãn nở trong ejector ................................................................. 92

Hình P.3: Sự thay đổi áp suất và vận tốc trong ejector .............................................. 93

Hình P.4: Đồ thị i - s ................................................................................................. 97

Hình P.5: Sơ đồ hệ thống nhiệt tại Công ty Nikkico .................................................. 99

ix

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU

Bảng 2.1: Thông số kỹ thuật các lò hơi đốt dầu FO .................................................. 13

Bảng 3.1: Thành phần dầu FO (%) ............................................................................ 16

Bảng 4.1 .................................................................................................................... 28

Bảng 5.1: Kết quả tính lƣợng hơi trích bổ sung ......................................................... 46

Bảng 5.2: Thông số chọn bơm ................................................................................... 81

Bảng 5.3: Thông số bơm của hệ thống ...................................................................... 81

Bảng 6.1: Thông số chọn bơm ................................................................................... 88

Bảng 6.2: Thông số bơm của hệ thống ...................................................................... 88

1

MỞ ĐẦU

Cùng với sự phát triển của khoa học công nghệ thì nhu cầu về sử dụng năng

lƣợng cũng ngày càng tăng. Hiện nay, con ngƣời vẫn phải dựa vào nguồn nhiên liệu

hóa thạch (than, dầu, khí đốt…) để cung cấp năng lƣợng cho các hoạt động sản xuất,

sinh hoạt… Do mức độ khai thác ngày càng gia tăng nên trong tƣơng lai sản lƣợng của

các nguồn nhiên liệu trên sẽ giảm dần và cạn kiệt. Để đối phó với tình trạng này, con

ngƣời không còn cách nào khác là phải có biện pháp sử dụng tiết kiệm các nguồn năng

lƣợng hiện có và tìm ra các nguồn năng lƣợng mới để thay thế.

Bên cạnh vấn đề về sản lƣợng, các nguồn nhiên liệu hóa thạch còn gây ra những

tác động nguy hại đến môi trƣờng – vấn đề hiện nay đang trở thành mối quan tâm

chung của toàn cầu. Hiện tƣợng nóng dần lên toàn cầu đã gây ra những tác động đến

sinh thái, khí hậu và gây những hậu quả rất lớn mà nguyên nhân của nó phần lớn là do

các khí nhà kính, một trong số đó phải kể đến khí CO2 – sản phẩm của quá trình đốt

cháy các nguồn nhiên liệu hóa thạch.

Một vấn đề cũng đáng quan tâm đó là sự biến động của giá nhiên liệu trên thị

trƣờng hiện nay. Điều này ảnh hƣởng không nhỏ đến sản xuất và giá thành sản phẩm.

Tại Việt Nam, việc ứng dụng những nguồn năng lƣợng mới vẫn còn gặp khó

khăn. Do đó, nâng cao hiệu quả sử dụng và tiết kiệm năng lƣợng là mối quan tâm hàng

đầu hiện nay. Nó không chỉ vì lợi ích của các doanh nghiệp, cá nhân mà còn vì lợi ích

của cả quốc gia hay rộng hơn là cho toàn cầu.

2

CHƢƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ THU HỒI NHIỆT THẢI

1.1 Nhiệt thải

Nhiệt thải là nguồn năng lƣợng ở dạng nhiệt năng đƣợc thải bỏ ra ngoài môi

trƣờng sau một quá trình sử dụng năng lƣợng nào đó. Hiện nay có rất nhiều lĩnh vực

cần đến các nguồn nhiệt năng để cung cấp năng lƣợng cho hoạt động sản xuất, do vậy

có khả năng tồn tại một hoặc nhiều nguồn nhiệt thải đã bị lãng phí. Trong phạm vi của

luận văn này, ta chỉ xét đến các nguồn nhiệt thải trong công nghiệp.

Các nguồn nhiệt thải có thể chia thành 3 dạng:

- Chất khí: khói thoát ra từ turbine khí hoặc động cơ đốt trong; khói thải từ lò

hơi, lò nung gốm sứ, lò luyện kim, nấu thủy tinh…

- Chất lỏng: nƣớc làm mát động cơ, làm mát thiết bị; nƣớc trong quá trình tạo

hạt xỉ từ các lò công nghiệp…

- Chất rắn: sản phẩm nóng cần đƣợc làm mát nhƣ clinke xi măng, vật sấy…

Ý nghĩa: việc tận dụng các nguồn nhiệt thải một cách hiệu quả và hợp lý sẽ mang

lại các lợi ích sau:

Tiết kiệm nhiên liệu: trong một quy trình sản xuất có thể có nhiều công

đoạn cần đến nguồn nhiệt năng, do đó có thể tận dụng nhiệt thải của công

đoạn này để cung cấp cho công đoạn khác nhằm giảm lƣợng tiêu hao nhiên

liệu cung cấp cho toàn hệ thống. Điều này sẽ giúp doanh nghiệp có thể hạ

giá thành sản phẩm, tăng khả năng cạnh tranh trên thị trƣờng.

Tăng tính kinh tế của hệ thống, khai thác tối đa năng suất làm việc của hệ

thống so với trƣớc đây.

Góp phần bảo vệ môi trƣờng: việc giảm đi lƣợng tiêu hao nhiên liệu cũng

đồng nghĩa với việc giảm lƣợng phát thải khí CO2, điều này không chỉ giúp

bảo vệ cho môi trƣờng mà còn giúp cho doanh nghiệp tạo giá trị về mặt xã

hội cho sản phẩm.

3

1.2 Cơ sở lý thuyết về thu hồi nhiệt thải

1.2.1 Điều kiện cần để thu hồi nhiệt thải

Các nguồn nhiệt thải tuy rất đa dạng tuy nhiên không phải bất kỳ nguồn nhiệt

thải nào cũng có khả năng thu hồi đƣợc. Khi xem xét khả năng tận dụng của một

nguồn nhiệt thải nào đó cần quan tâm đến những yếu tố sau đây:

- Nguồn nhiệt đó có đủ lƣợng cần thiết

- Chất công tác có mức nhiệt độ đủ cao

- Tính ổn định của nguồn nhiệt thải

- Nhu cầu và khả năng bố trí thiết bị

Một yếu tố quan trọng đó là sự tƣơng thích giữa cung và cầu trong các nhà máy,

xí nghiệp… Mặc dù ở một số nơi có nguồn nhiệt thải rất lớn nhƣng hầu nhƣ lại không

có quy trình công nghệ (QTCN) nào có nhu cầu tận dụng nguồn nhiệt đó hoặc do sự

không đồng bộ giữa nguồn nhiệt thải và nhu cầu (khi có nhu cầu về nhiệt thì lại không

có nguồn nhiệt thải và ngƣợc lại). Ngoài ra, các phƣơng án THNT cần phải đƣợc xem

xét để tránh ảnh hƣởng đến hoạt động của hệ thống chính, hoạt động sản xuất của

doanh nghiệp vì rõ ràng nếu không tận dụng nguồn nhiệt thải thì hoạt động sản xuất

của doanh nghiệp vẫn diễn ra bình thƣờng. Việc bố trí thêm các thiết bị THNT là

không thể tránh khỏi do đó cần phải quan tâm đến hiệu quả của việc đầu tƣ và khả

năng tiết kiệm, thu hồi vốn của hệ thống THNT.

1.2.2 Đặc điểm nguồn nhiệt thải

Khi xem xét các nguồn nhiệt thải cần lƣu ý đến các đặc điểm tính chất sau, để từ

đó có thể đƣa ra những phƣơng án hợp lý.

a) Đặc điểm nguồn nhiệt

Tần xuất xuất hiện của nguồn nhiệt thải là liên tục, gián đoạn hay theo một chu

kỳ nào đó.

Tính ổn định của các thông số nhƣ lƣu lƣợng môi chất, nhiệt độ môi chất: có thay

đổi đáng kể trong suốt quá trình sản xuất hay không, nếu thay đổi thì nên xem xét đến

qui luật biến đổi và khoảng biến đổi.

Nếu tần xuất và tính ổn định của nguồn nhiệt thấp thì không nên tận dụng nguồn

nhiệt thải này.

4

b) Tính chất môi chất

Mức nhiệt độ của môi chất: quyết định vật liệu của các thiết bị THNT. Nhiệt độ

càng cao (thƣờng là khí thải hoặc khói thải) thì đòi hỏi vật liệu càng phải mắc tiền, do

vậy có thể dẫn đến tính không kinh tế của hệ thống THNT. Một phƣơng pháp để khắc

phục là hạ nhiệt độ của môi chất xuống bằng cách hòa trộn thêm không khí lạnh từ

môi trƣờng vào.

Nhiệt độ đọng sương: trong sản phẩm cháy luôn tồn tại một lƣợng SO2, nếu nhiệt

độ khói hạ thấp, có thể gây nên hiện tƣợng đọng sƣơng tạo thành axit sunfuric H2SO4

gây ăn mòn thiết bị và đƣờng ống. Khi tận dụng nhiệt thải đồng thời ta đã giảm nhiệt

độ của các môi chất, do đó cần quan tâm đến nhiệt độ đọng sƣơng của khói thải. Nhiệt

độ này phụ thuộc vào hàm lƣợng lƣu huỳnh có trong nhiên liệu.

Độ sạch: môi chất thải có lẫn tạp chất, bụi, tro… cũng dẫn đến ăn mòn hoặc bám

bẩn vào các bộ trao đổi nhiệt làm giảm khả năng truyền nhiệt của thiết bị. Vì vậy cần

có thêm phƣơng án bố trí các thiết bị làm sạch.

Ngoài SO2 thì trong môi chất còn một số chất có khả năng gây ăn mòn các thiết

bị trong hệ thống hoặc có khả năng trở thành dung môi gây ăn mòn, do đó cần phải

phân tích kỹ các yếu tố này.

1.2.3 Khó khăn và nhƣợc điểm của hệ thống thu hồi nhiệt thải

Các nguồn nhiệt thải thƣờng không liên tục, thêm vào đó là tính không đồng bộ

của hệ thống chính và hệ thống sử dụng nhiệt thải. Những yếu tố này dẫn đến nguồn

nhiệt thải có thể thiếu hoặc thừa so với nhu cầu, do đó phải cần thêm một nguồn nhiệt

bổ sung hoặc cần có nguồn tích trữ nhiệt thải.

Một số nguồn nhiệt thải có nhiệt độ thấp nên thiết bị thu hồi cần có kích thƣớc

lớn, tốn kém vật tƣ và mắc tiền, choán mặt bằng lắp đặt. Các thiết bị thu hồi lại không

có sẵn trên thị trƣờng nên phải chế tạo đơn chiếc do đó giá thành cũng sẽ cao.

Hệ thống THNT luôn có sự tác động ngƣợc tới hệ thống chính nhƣ:

Làm tăng trở lực của hệ thống do phải bố trị các thiết bị thu hồi nhiệt. Vì

vậy phải tính toán cụ thể để đánh giá, nếu nhƣ trở lực lớn cần phải lắp đặt

thêm bơm, quạt phụ trợ.

Bám bẩn ở các thiết bị thu hồi do đó cần có giải pháp vệ sinh, bảo dƣỡng.

5

Hệ thống THNT ứng dụng cho từng xí nghiệp, nhà máy… với các đặc điểm riêng

biệt và sơ đồ cụ thể khác nhau, do đó khó có thể triển khai nhân rộng.

Luôn bị xem là đối tƣợng thứ yếu nên vẫn chƣa đƣợc sự quan tâm của các doanh

nghiệp, tổ chức.

1.3 Ví dụ về hệ thống tận dụng nhiệt thải

Tận dụng nhiệt khí thải lò nung clinker phát điện ở Nhà máy xi măng Hà Tiên 2.

Nguyên lý hoạt động của hệ thống: khí thải từ lò quay có nhiệt độ từ 350 – 3800C

đƣợc dẫn vào nồi hơi thực hiện trao đổi nhiệt tạo ra hơi quá nhiệt. Dùng hơi quá nhiệt

quay turbine dẫn động máy phát điện. Phần khí sau khi đã qua trao đổi nhiệt còn

khoảng 2300C đƣợc đƣa về sấy liệu cho máy nghiền bột sống. Khi lò nung hoạt động

bình thƣờng với công suất 3.000 tấn clinker/năm, nhà máy phát đƣợc 3 MW điện.

Ngoài hiệu quả chính là thu hồi lƣợng nhiệt thải từ lò nung để phát điện làm giảm

chi phí tiêu thụ điện năng, hệ thống thu hồi nhiệt thải còn có những tác dụng phụ tích

cực nhƣ:

Hệ thống đã hấp thụ nhiệt và chuyển thành điện năng, làm giảm nhiệt độ

ở đầu vào của các thiết bị thuộc công đoạn phía sau giúp các thiết bị hoạt động

ổn định hơn, giảm hƣ hỏng, tăng tuổi thọ máy nghiền bột sống, quạt gió KK15-

KM02, lọc bụi tĩnh điện.

Do nhiệt độ hạ xuống thấp làm hiệu suất của lọc bụi điện tăng, góp phần

giảm ô nhiễm môi trƣờng một cách gián tiếp. Lƣợng bụi thu hồi đƣợc tại nồi hơi

khoảng 10-15 tấn/giờ đƣa trực tiếp vào silo tồn trữ cũng góp phần vào việc tăng

công suất máy nghiền. Nguồn điện tiếp nhận tại thanh cái có chất lƣợng cao vì

máy phát đƣợc điều chỉnh với hệ số công suất xấp xỉ 0,95.

Máy phát tận dụng khí thải của Nhà máy xi măng Hà Tiên 2, hoàn toàn

không sử dụng dầu làm nguồn năng lƣợng sinh công, do đó không thải khí đốt ra

môi trƣờng, đây là hệ thống sạch và xanh.

6

CHƢƠNG 2: TÌNH HÌNH SỬ DỤNG NĂNG LƢỢNG TẠI DOANH NGHIỆP

2.1 Giới thiệu doanh nghiệp

Tên công ty CÔNG TY TNHH TAE KWANG VINA

Địa chỉ KCN Biên Hòa II, thành phố Biên Hòa,

tỉnh Đồng Nai

Sản phẩm chính Giày thể thao

Sản lƣợng sản phẩm năm 2007 8.471.323 (đôi giày)

Điện năng tiêu thụ trung bình 141.661 kWh

trong ngày

Tổng chi phí năng lƣợng Năm 2006: 4.713.278 ($)

Năm 2007: 4.257.714 ($)

Tổng doanh thu Năm 2006: 163.769.775 ($)

Năm 2007: 141.549.818 ($)

Số lƣợng công nhân 12.717 (ngƣời)

Thời gian làm việc trong ngày 24/24

Số ngày hoạt động 290 (ngày/năm)

2.2 Quy trình công nghệ sản xuất

Hình 2.1: Quy trình công nghệ sản xuất giày tại công ty Tae Kwang Vina

Nguyên liệu

Trộn, cán, lát tấm

Cắt, ép đế

Nguyên liệu

Cắt, may, ghép

Lắp ghép

Thành phẩm

Điện

Nhiệt

Điện

Nhiệt

Điện

Nhiệt

Điện

7

Trong số các công đoạn thì có thể xem công đoạn ép đế giày tiêu hao nhiều năng

lƣợng nhất. Do ở công đoạn này, cần phải sử dụng hơi để gia nhiệt cho khuôn ép và

sau đó dùng nƣớc lạnh đƣợc cung cấp từ các chiller để làm nguội khuôn. Quá trình

nâng, giữ và hạ khuôn đƣợc thực hiện nhờ vào hệ thống bơm thủy lực.

Trong công đoạn ép phylon có 2 quy trình ép: ép nóng và ép lạnh trên 1 máy, ép

nóng và ép lạnh trên 2 máy.

Ép nóng và ép lạnh trên cùng 1 máy:

+ Giai đoạn ép nóng: 12 phút(1550C).

+ Giai đoạn ép lạnh: đầu tiên giải nhiệt bằng nƣớc thƣờng trong 3 phút, kế đến

giải nhiệt bằng nƣớc lạnh trong 12 phút.

Ép nóng và ép lạnh trên 2 máy khác nhau:

+ Ép nóng: 10 phút(1550C). Sau đó mang khuôn sang máy làm lạnh.

+ Ép lạnh: 10 phút (giải nhiệt bằng nƣớc lạnh).

Ở xƣởng phylon có 72 máy ép theo quy trình ép nóng và ép lạnh trên cùng 1 máy

và 72 máy ép theo quy trình ép nóng và ép lạnh trên 2 máy khác nhau.

Đối với hệ thống khuôn ép tại xƣởng phylon pressing, công đoạn sấy nóng và

làm lạnh trên cùng 1 đế khuôn gây ra một số bất lợi sau :

+ Tiêu tốn năng lƣợng để hạ đế khuôn từ 1550C xuống dƣới 30

0C và ngƣợc lại.

+ Các van đóng mở tự động lâu ngày sẽ bị rò rỉ dẫn đến hơi nóng xâm nhập vào

đƣờng nƣớc lạnh và ngƣợc lại làm tăng lƣợng dầu tiêu thụ cho lò hơi và tăng lƣợng

điện năng vận hành cho chiller.

+ Thời gian làm nguội và sấy nóng kéo dài hơn và cần công đoạn làm nguội

trung gian bằng nƣớc thƣờng.

Do đó hiện nay, doanh nghiệp đang cải thiện hệ thống ép để đƣa toàn bộ quy

trình ép theo quy trình ép nóng và ép lạnh trên 2 máy khác nhau.

8

2.3 Đánh giá việc sử dụng các nguồn năng lƣợng

2.3.1 Tổng quát

2.3.1.1 Điện năng

Điện năng tiêu thụ chủ yếu đƣợc sử dụng cho các thiết bị nhƣ:

- Thiết bị, máy móc của dây chuyền sản xuất trong đó phần lớn là điện năng

cung cấp cho hệ thống thủy lực, hệ thống khí nén, quạt thông gió và các

máy may.

- Water chiller để cung cấp nƣớc lạnh

- Chiếu sáng

Hình 2.2: Đồ thị phân bố tỉ lệ tiêu thụ điện năng

của các thiết bị trong doanh nghiệp

Do doanh nghiệp không có bảng thống kê công suất của các thiết bị khác nhƣ

bơm thủy lực, máy nén, quạt thông gió, máy may… nên không thể lập đƣợc biểu đồ

tiêu thụ điện năng chi tiết của các thiết bị này mà chỉ có thể đánh giá tổng quát. Nhƣng

nhìn chung công suất tiêu thụ của hệ thống chiller chiếm một tỷ trọng lớn trong các

thiết bị tiêu thụ điện năng của doanh nghiệp.

Hệ thống chiller cung cấp nước lạnh: bao gồm 8 chiller cung cấp 2 khu vực

chính đó là khu phylon và khu cup insole. Sơ đồ hệ thống cung cấp nƣớc lạnh đƣợc

trình bảy ở hình 2.3

23%

3%

74%

Chiller

Chiếu sáng

Khác

9

coole

d w

ate

r tank

<30oC

<30oC

<30oC

<30oC

<30oC

<30oC<30oC

<30oC

<30oC

condenso

r

evapora

torcompressor

cooling tower

base plate base plate base plate

Hình 2.3: Sơ đồ hệ thống cung cấp nước lạnh cho công nghệ

Năng suất lạnh của một chiller là 579 kW. Nhiệt độ nƣớc lạnh cung cấp cho

QTCN là 200C. Nhiệt độ khuôn sau khi giải nhiệt có yêu cầu là dƣới 30

0C. Hệ số COP

của các chiller:

+ Chiller 2(Hitachi) : COP = 2.7.

+ Chiller 3(Hitachi) : COP = 4.7.

+ Chiller 4(Century) : COP = 3.4.


+ Chiller 6(Century) : tại thời điểm khảo sát không hoạt động.

+ Chiller 8(Century): COP = 1.7.



Hầu hết các chiller đều có hệ số COP cao, trừ hai chiller số 2 và chiller số 8. Hệ

số COP thấp dẫn đến các chiller tiêu thụ điện năng cao hơn làm tăng lƣợng điện năng

tiêu thụ. Nguyên nhân có thể do bình ngƣng bị bám bẩn làm cho hệ thống nƣớc giải

nhiệt hoạt động kém.

10

2.3.1.2 Nhiệt năng

Hệ thống lò hơi cung cấp nhiệt năng bao gồm 6 lò hơi. Trong đó, nhiệt năng

cho quy trình sản xuất chủ yếu do 4 lò hơi đốt dầu FO cung cấp (thông số cụ thể trình

bày ở bảng 2.1). Các lò hơi này sử dụng hệ thống béc đốt quay để tán sƣơng dầu FO.

Dầu FO thƣờng có độ nhớt khá lớn do vậy trƣớc khi đƣa vào hệ thống đốt của lò hơi

cần phải hâm nóng dầu để giảm độ nhớt của nó tuy nhiên hiệu suất đốt lúc này vẫn

chƣa cao. Do vậy, dùng béc đốt quay để tán sƣơng dầu là một trong những phƣơng

pháp nhằm nâng cao hiệu suất của lò hơi.

Hình 2.4: Lò hơi đốt dầu FO với hệ thống béc đốt quay

Nguyên lý của tán sƣơng dầu bằng béc quay đƣợc thể hiện trên hình 2.5. Nhờ

vào lực ly tâm của cốc quay làm bắn nhỏ các hạt dầu sau đó kết hợp với dòng không

khí có tốc độ cao khi đi qua các ống tăng tốc (ống phun) sẽ tán mịn các hạt dầu với

kích thƣớc đồng nhất tạo điều kiện tốt nhất cho quá trình cháy. Dầu đƣợc đƣa đến cốc

quay qua đƣờng ống cấp là một trục rỗng, cốc quay có tiết diện lớn dần để các hạt dầu

đƣợc bắn vào buồng đốt. Quạt ly tâm cung cấp gió và cốc quay đƣợc dẫn động bằng

động cơ qua bộ truyền đai.

11

Hình 2.5: Nguyên lý hoạt động của béc đốt quay

Sơ đồ hệ thống nhiệt:

Hình 2.6: Sơ đồ hệ thống cung cấp nhiệt tại doanh nghiệp

Động

cơ

Đƣờng ống

cấp dầu

Cốc quay

Đƣờng gió

cấp

Quạt ly

tâm

Ống phun

Đƣờng gió

chính

Bộ truyền

đai

12

Hệ thống nhiệt cấp cho QTCN nhƣ đã nói gồm bốn lò hơi đốt dầu FO dùng

chung một bồn nƣớc cấp. Hơi mới sinh ra đƣợc đƣa vào bình góp hơi và phân phối cho

các cụm máy. Đƣờng ống khói sau mỗi lò sẽ đƣợc góp chung và thải ra ngoài.

Trong số bốn lò hơi đốt dầu FO thì lò số 2 dùng để chạy dự phòng. Còn lại lò số

3 và số 4 dùng để đáp ứng phụ tải nền, lò số 1 dùng để đáp ứng phụ tải đỉnh.

Theo bảng 2.1, các lò hơi FO số 1, 4 và lò hơi DO số 2 có chế độ đốt chƣa tối ƣu.

Lƣợng không khí thừa của các lò dao động từ 41,6% đến 137%. Lƣợng không khí

thừa quá nhiều làm cho lƣợng nhiên liệu tiêu hao nhiều hơn và hiệu suất của lò hơi bị

giảm.

Hình 2.7: Bố trí đường ống khói tại nhà lò

Hình 2.8: Bình góp hơi

13

Bảng 2.1: Thông số kỹ thuật các lò hơi đốt dầu FO

Lò hơi Lò hơi 1, FO Lò hơi 2, FO Lò hơi 3, FO Lò hơi 4, FO

Loại lò hơi Ống lò, ống lửa Ống lò, ống lửa Ống lò, ống lửa Ống lò, ống lửa

Số lƣợng 01 01 01 01

Công suất thiết

kế (kg/hr) 7.000 5.000 8.000 5.000

Loại nhiên liệu FO FO FO FO

Thời gian vận

hành (h/năm) 6.960 Dự phòng 6.960 6.960

Năm sản xuất 1999 2002 2000

Áp suất hơi đầu

ra (bar) 7 – 7,7 7 – 7,7 7 – 7,7

Nhiệt độ hơi đầu

ra (oC)

170 - 174 170 - 174 170 - 174

Nhiệt độ nƣớc

cấp (oC)

72 72 72

Nhiệt độ khói

thải (oC)

230 253 224

Nhiệt độ thân lò

(oC)

42 41 42

Nhiệt độ đuôi lò

(oC)

69 72 64

Số lần xả đáy

(lần/ngày) 3 3 3

Lƣu lƣợng xả

đáy (lít) 80 - 120 80 - 120 80 - 120

Phân tích khói

thải

O2(%) : 12,13

CO2(%) : 6,67

SO2(ppm) : 713

Ex-air(%) : 137

O2(%) : 1,45

CO2(%) : 14,7

SO2(ppm) : 1700

Ex-air(%) : 7,4

O2(%) : 8,8

CO2(%) : 9,81

SO2(ppm) : 1034

Ex-air(%) : 72,1

14

2.3.2 Về các nguồn nhiệt thải

Khói thải: nhiệt độ khói thải của các lò hơi còn cao, dao động từ 2240C đến

2530C đối với lò hơi đốt FO và 183

0C đối với lò hơi đốt DO. Nhiệt khói thải

cao thải ra ngoài vừa giảm hiệu suất của lò hơi vừa ảnh hƣởng đến môi trƣờng.

Do lò hơi đốt dầu FO số 3 và số 4 dùng để chạy tải nền nên nguồn nhiệt khói

thải của hai lò hơi này khá ổn định.

Hơi phân ly: lƣợng hơi phân ly tại bồn nƣớc cấp không đƣợc thu hồi dẫn đến

tổn thất năng lƣợng và một phần lƣợng nƣớc ngƣng.

Hình 2.9: Hơi phân ly không được thu hồi tại bồn nước cấp

2.4 Đặt vấn đề

Song song với nhu cầu sử dụng nhiệt thì trong quy trình sản xuất vẫn có nhu cầu

sử dụng nƣớc lạnh. Nhƣ vậy, nguồn nhiệt thải và nhu cầu nƣớc lạnh hoàn toàn tƣơng

thích với nhau dẫn đến khả năng có thể tận dụng nguồn nhiệt thải để sản xuất nƣớc

lạnh. Hiện nay, với sự phát triển của khoa học công nghệ, máy lạnh hấp thụ (MLHT)

ngày càng có hiệu suất cao, hoạt động ổn định và tin cậy hơn. Do đó, giải pháp đƣa ra

là tận dụng nhiệt thải từ khói và hơi phân ly để chạy MLHT cung cấp nƣớc lạnh cho

sản xuất nhằm giảm chi phí cho điện năng.

15

CHƢƠNG 3: LỰA CHỌN PHƢƠNG ÁN THU HỒI NHIỆT THẢI ĐỂ CUNG

CẤP NƢỚC LẠNH

3.1 Tính công suất nhiệt thu hồi

Nhƣ đã phân tích, trong số ba lò hơi đốt dầu FO đang hoạt động thì chỉ có hai lò

hơi số 3 và số 4 là chạy tải nền (24/24) còn lò hơi số 1 thì chỉ phục vụ cho nhu cầu tải

đỉnh. Lò hơi đốt dầu DO chỉ phục vụ cho nhu cầu nƣớc nóng và dự phòng. Nhƣ vậy,

đối với nguồn nhiệt là khói thải thì ta chỉ quan tâm đến lò hơi FO số 3 và số 4 còn

nguồn nhiệt do hơi phân ly thì do tất cả nƣớc ngƣng đều góp chung vào bồn chứa nƣớc

cấp nên ta cần phải xét thêm lƣợng hơi do lò số 1 cung cấp.

3.1.1 Tính công suất nhiệt thu hồi của hơi phân ly

Để đạt hiệu suất cao nhất thì lò hơi số 3 và số 4 đƣợc vận hành ở mức sản lƣợng

hơi kinh tế, còn lò hơi số 1 chỉ đáp ứng nhu cầu tải đỉnh nên xem nhƣ vận hành ở chế

độ 30% tải.

Dkt = (0,8 ÷ 0,9)Dđm

Nhƣ vậy, sản lƣợng hơi do các lò hơi sinh ra là:

DLH1 = 0,3.7000 = 2100 kg/h

DLH3 = 0,85.8000 = 6800 kg/h

DLH4 = 0,85.5000 = 4250 kg/h

Sản lƣợng hơi tổng:

D = DLH1 + DLH3 + DLH4 = 2100 + 6800 + 4250 = 13150 kg/h

Lƣợng hơi này sau khi cấp nhiệt cho QTCN sẽ ngƣng tụ thành nƣớc ngƣng ở áp

suất tƣơng ứng. Giả sử bỏ qua các tổn thất do rò rỉ hơi, tổn thất nƣớc ngƣng thì lƣợng

hơi tổng cũng chính là lƣợng nƣớc ngƣng.

Nhiệt độ hơi yêu cầu cho QTCN là 1550C nên nƣớc ngƣng cũng có nhiệt độ

1550C, chọn tổn thất từ các máy ép đến bồn nƣớc cấp khoảng 5%. Nhƣ vậy nhiệt độ

nƣớc ngƣng là

155.(1-0,05) ≈ 147 0C.

Khi nƣớc ngƣng ở 1470C (tƣơng ứng với áp suất khoảng 4,4 bar) trở về bồn nƣớc

cấp sẽ xảy ra hiện tƣợng phân ly hơi do áp suất trong bồn nƣớc cấp là 1 bar.

16

Tra bảng nƣớc và hơi nƣớc bão hòa, ta có:

Ở 4,4 bar: i’4,4 = 619,8 kJ/kg

Ở 1 bar: i’1 = 417,4 kJ/kg

i”1 = 2675 kJ/kg

Ta có phƣơng trình cân bằng năng lƣợng và cân bằng chất là:

4,4 h 1 n 1

h n

D.i ' D .i '' D .i '

D D D

Với D = 13150: lƣợng nƣớc ngƣng (kg/h)

Dh: lƣợng hơi phân ly (kg/h)

Dn: lƣợng nƣớc ngƣng còn lại vào bồn nƣớc cấp (kg/h)

Thay các giá trị i’4,4 , i’1 và i”1 , giải hệ phƣơng trình trên ta đƣợc:

h

n

D 1179kg / h

D 11971kg / h

Nếu ta tận dụng nhiệt năng của lƣợng hơi phân ly này thì công suất nhiệt thu hồi

đƣợc là:

h h 1 1

1179Q D .(i" i ' ) (2675 417,4) 739,36kW

3600

3.1.2 Tính công suất nhiệt thu hồi của khói thải

Thành phần dầu FO:

Bảng 3.1: Thành phần dầu FO (%)

Cl H

l O

l N

l S

l A

l W

l

83 10,4 0,7 0 2,8 0,1 3

Thông số khói:

Nhiệt độ khói vào thiết bị:

Ở lò hơi số 3: 2530C

Ở lò hơi số 4: 2400C

Nhiệt độ không khí ở lò hơi số 4 cao hơn trong bảng 2.1 là do đã hiệu chỉnh hệ số

không khí thừa từ 1,72 xuống 1,15 để đảm bảo chế độ đốt tối ƣu.

17

Chọn nhiệt độ khói thải ra khỏi thiết bị thu hồi nhiệt thải phải lớn hơn nhiệt độ

đọng sƣơng của khói. Nhiệt độ đọng sƣơng của khói phụ thuộc vào hàm lƣợng lƣu

huỳnh có trong dầu FO.

Hình 3.1: Đồ thị xác định nhiệt độ đọng sương của khói

Dựa vào đồ thị ta xác định đƣợc nhiệt độ đọng sƣơng của khói ứng với hàm

lƣợng lƣu huỳnh 2,8% là 1350C. Tuy nhiên, để tránh hiện tƣợng hơi nƣớc ngƣng tụ kết

hợp với oxít lƣu huỳnh trong khói thải tạo thành axit ăn mòn các bề mặt trao đổi nhiệt

của thiết bị khi lò hơi vận hành non tải nên chọn nhiệt độ khói thải ra khỏi thiết bị tận

dụng nhiệt thải là 1700C.

Tính lƣợng tiêu hao nhiên liệu:

Nhiệt trị thấp của nhiên liệu:

l l l l l l

tQ 339.C 1030.H 109.(O S ) 25W

339.83 1030.10,4 109(0,7 2,8) 25.3

39002,9kJ / kgnl

Nhiệt vật lý của nhiên liệu (do hâm dầu FO):

Qnl = Cnl.tnl

Trong đó:

l lk

nl nl

100 W WC C 4,186

100 100

tnl = 900C

Đƣờng cong S chuyểnh thành SO3

Điểm đọng sƣơng của nƣớc tinh khiết

%S chứa trong nhiên liệu

Nh

iệt

độ đ

ọng s

ƣơ

ng,

0C

Điểm đọng sƣơng của khói

18

Đối với dầu:

k

nl nlC 1,74 0,0025.t 1,74 0,0025.90 1,965

Suy ra:

nl

100 3 3C 1,965 4,186 2,032

100 100

Qnl = 2,032.90 = 182,88 kJ/kgnl

Nhiệt lƣợng đƣa vào buồng lửa:

l

dv t nlQ Q Q 39002,9 182,88

39185,78kJ / kgnl

Thông số hơi và nước xả đáy

Từ bảng 2.1, ta có:

- Áp suất tuyệt đối của hơi: 8 ÷ 8,7 bar

- Nhiệt độ nƣớc cấp: 720C

- Lƣợng nƣớc xả đáy: 80 ÷ 120 lít / lần

Chọn áp suất trung bình của hơi là: 0,5.(8 + 8,7) = 8,35 bar

Tra bảng thông số nhiệt động của nƣớc và hơi nƣớc, ta đƣợc:

i” = 2770,75 kJ/kg

i’ = 728,565 kJ/kg

inc = 301,878 kJ/kg

Chọn lƣợng nƣớc xả trung bình là: 0,5.(80 + 120) = 100 lít / lần

Lƣợng xả đáy trong 1 ngày là: 100.3 = 300 lít / ngày = 12,5 lít / h

Tra bảng thông số vật lý của nƣớc trên đƣờng bão hòa, ở áp suất 8,35 bar:

ρ = 895,18 kg/m3

Suy ra khối lƣợng nƣớc xả đáy:

Dx = 12,5.10-3

.895,18 = 11,19 kg/h

Nhiệt lƣợng hữu ích sinh hơi là:

xdv nc nc

D D.Q (i ' i ) (i ' i )

B B

Đối với lò hơi đốt dầu FO, hiệu suất vào khoảng η = 85%

19

Suy ra lƣợng tiêu hao nhiên liệu là:

nc x nc

dv

D(i ' i ) D (i ' i )B

.Q

Ứng với sản lƣợng hơi của lò số 3 và số 4, ta có:

DLH3 = 6800 kg/h

3

6800.(2770,75 301,878) 11,19.(728,565 301,878)B

0,85.39185,78

504,2kg / h

DLH4 = 4250 kg/h

4

4250.(2770,75 301,878) 11,19.(728,565 301,878)B

0,85.39185,78

315,2kg / h

Tính thể tích khói thải:

Thể tích khí 3 nguyên tử:

2

l l

RO

3

V 0,0187.(C 0,375.S ) 0,0187.(83 0,375.2,8)

1,572m / kgnl

Thể tích không khí lý thuyết:

0 l l l l

kk

3

V 0,089.(C 0,375.S ) 0,265.H 0,033.O

0,089.(83 0,375.2,8) 0,265.10,4 0,033.0,7

10,213m / kgnl

Thể tích nitơ lý thuyết:

2

0 0 l

N kk

3

V 0,79.V 0,008.N 0,79.10,213 0,008.0

8,068m / kgnl

Thế tích hơi nƣớc lý thuyết:

2

0 l l 0

H O kk

3

V 0,112.H 0,0124.W 0,0161.V

0,112.10,4 0,0124.3 0,0161.10,213

1,366m / kgnl

20

Lƣợng khói thải lý thuyết:

2 2 2

0 0 0

k RO N H O

3

V V V V 1,572 8,068 1,366

11,006m / kgnl

Nhiệt khói thải của lò hơi số 3

Đối với lò hơi số 3, có hệ số không khí thừa α = 1,074

Lƣợng khói thải thực:

0 0

k k kk

3

V V 1,0161.( 1).V 11,006 1,0161.(1,074 1).10,213

11,774m / kgnl

Xác định nhiệt dung riêng trung bình của khói

2 2

0 0

H O H O kk

3

V V 0,0161.( 1)V 1,366 0,0161.(1,074 1).10,213

1,378m / kgnl

2

2

H O

H O

k

V 1,378r 0,117

V 11,774

2 2

0 0

N N kk

3

V V 0,79.( 1)V 8,068 0,79.(1,074 1).10,213

8,665m / kgnl

2

2

N

N

k

V 8,665r 0,736

V 11,774

2

2

RO

RO

k

V 1,572r 0,134

V 11,774

2 2 2 2O H O N ROr 1 r r r 1 0,117 0,736 0,134

0,013

Nhiệt độ trung bình của khói thải ở lò số 3:

0

tb

170 253t 211,5 C

2

Từ nhiệt độ trung bình ta tìm đƣợc nhiệt dung riêng trung bình của từng loại khí

trong khói:

2

3 0

H OC 1,526kJ / m . C

2

3 0

NC 1,303kJ / m . C

21

2

3 0

ROC 1,8kJ / m . C

2

3 0

OC 1,347kJ / m . C

k i i

3 0

C rC 0,117.1,526 0,736.1,303 0,134.1,8 0,013.1,347

1,396kJ / m . C

Nhiệt thải của lò hơi số 3:

k3 k 3 k k k

504,2Q V B C (t ' t" ) 11,774. .1,396(253 170)

3600

191,07kW

Nhiệt khói thải của lò hơi số 4

Tính toán tƣơng tự với α = 1,15

Lƣợng khói thải thực:

0 0

k k kk

3

V V 1,0161.( 1).V 11,006 1,0161.(1,15 1).10,213

12,563m / kgnl

Xác định nhiệt dung riêng trung bình của khói:

2 2

0 0

H O H O kk

3

V V 0,0161.( 1)V 1,366 0,0161.(1,15 1).10,213

1,391m / kgnl

2

2

H O

H O

k

V 1,391r 0,111

V 12,563

2 2

0 0

N N kk

3

V V 0,79.( 1)V 8,068 0,79.(1,15 1).10,213

9,278m / kgnl

2

2

N

N

k

V 9,278r 0,739

V 12,563

2

2

RO

RO

k

V 1,572r 0,125

V 12,563

2 2 2 2O H O N ROr 1 r r r 1 0,111 0,739 0,125

0,025

Nhiệt độ trung bình của khói thải ở lò số 4:

0

tb

170 240t 205 C

2

22

Từ nhiệt độ trung bình ta tìm đƣợc nhiệt dung riêng trung bình của từng loại khí

trong khói:

2

3 0

H OC 1,525kJ / m . C

2

3 0

NC 1,303kJ / m . C

2

3 0

ROC 1,797kJ / m . C

2

3 0

OC 1,346kJ / m . C

k i i

3 0

C rC 0,111.1,525 0,739.1,303 0,125.1,797 0,025.1,346

1,39kJ / m . C

Nhiệt thải của lò hơi số 4:

k4 k 4 k k k

315,2Q V B C (t ' t" ) 12,563. .1,39(240 170)

3600

107,03kW

Tổng công suất nhiệt tận dụng đƣợc là:

Qtd = Qh + Qk3 + Qk4 = 739,36 + 191,07 + 107,03 = 1037,46 kW

3.2 Phân tích, lựa chọn phƣơng án

3.2.1 Phƣơng án 1

Hình 3.2: Phương án 1

23

Sử dụng hai thiết bị trao đổi nhiệt để tận dụng nhiệt thải của khói thải và hơi

phân ly nhằm cung cấp nƣớc nóng có nhiệt độ 900C cho MLHT. Phƣơng án này tận

dụng toàn bộ công suất nguồn nhiệt thải có sẵn để sản xuất nƣớc lạnh.

Với công suất nhiệt tận dụng là Qtd = 1037,46 kW; hệ số COP của MLHT loại

Single Effect cấp nhiệt bằng nƣớc nóng vào khoảng 0,75, ta có năng suất lạnh là Q0 =

1037,46.0,75 ≈ 778 kW. Năng suất lạnh này đáp ứng đƣợc 134% năng suất lạnh của

một chiller (579 kW), nhƣ vậy ta có thể dừng hoạt động một chiller để giảm điện năng

tiêu thụ.

Ưu điểm: đơn giản, vốn đầu tƣ ít.

Nhược điểm: phƣơng án này chỉ dùng một thiết bị trao đổi nhiệt để tận dụng

nhiệt của khói thải lò hơi, do đó khi có sự cố xảy ra ở bất kỳ lò hơi nào thì sẽ dẫn đến

thiếu nguồn nhiệt cung cấp cho MLHT. Thêm vào đó nguồn nhiệt thải này khó đáp

ứng nhu cầu tải khi khởi động vì khi đó hệ thống vẫn chƣa sản xuất nên chƣa có nguồn

hơi phân ly.



24

Sử dụng hai thiết bị trao đổi nhiệt riêng biệt cho hai lò hơi để tận dụng nhiệt của

khói thải. Khi có sự cố ở bất kỳ lò hơi nào, ta đóng các van nƣớc tƣơng ứng trƣớc các

thiết bị trao đổi nhiệt, công suất nhiệt bị thiếu sẽ đƣợc bổ sung bằng hơi trích từ ống

góp.

Phƣơng án này khắc phục đƣợc các nhƣợc điểm của phƣơng án 1 nên hệ thống

vận hành ổn định hơn. Tuy nhiên do phải có thêm thiết bị trao đổi nhiệt nên chi phí sẽ

cao hơn. Ngoài ra, năng suất lạnh cung cấp ở phƣơng án này vẫn giống nhƣ phƣơng án

một (dƣ 34%) do vậy chỉ có khả năng dừng hoạt động một chiller.



Từ hai phƣơng án đầu tiên ta thấy công suất nguồn nhiệt thải lớn hơn so với công

suất nhiệt cần thiết cấp cho MLHT có năng suất lạnh thay thế cho một chiller. Do đó,

ở phƣơng án này ta dùng hơi trích tăng công suất nhiệt cấp cho MLHT để thay thế cho

hai chiller. Chi phí đầu tƣ và vận hành do vậy sẽ tăng lên nhƣng do thay thế đƣợc cho

hai chiller nên lƣợng tiêu thụ điện năng sẽ giảm đi đáng kể. Về sơ đồ thì phƣơng án 3

giống phƣơng án 2 nhƣng lúc này thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung sẽ làm việc liên tục.

25

3.2.4 Kết luận, lựa chọn phƣơng án thiết kế

Qua ba phƣơng án đã nêu, ta thấy phƣơng án 3 mặc dù có chi phí đầu tƣ và vận

hành cao hơn nhƣng khả năng tiết kiệm điện năng so với 2 phƣơng án đầu tiên là lớn

hơn nhiều. Hơn nữa, phƣơng án 3 cũng đã tận dụng tối đa công suất nguồn nhiệt thải

và vận hành ổn định hơn. Do vậy, phƣơng án 3 là phƣơng án tối ƣu.

26

CHƢƠNG 4: TÍNH TOÁN LỰA CHỌN MÁY LẠNH HẤP THỤ

4.1 Tổng quan về máy lạnh hấp thụ

4.1.1 Sự khác biệt giữa máy lạnh hấp thụ và máy lạnh có máy nén hơi

Điểm khác nhau cơ bản giữa MLHT và máy lạnh có máy nén hơi là năng lƣợng

sử dụng và loại môi chất làm việc. Máy lạnh có máy nén hơi sử dụng cơ năng mà

thông thƣờng là do điện năng chuyển hóa thành, trong khi đó MLHT sử dụng nhiệt

năng làm năng lƣợng đầu vào. Đối với những nơi có điều kiện thuận lợi nhƣ có sẵn

nguồn nhiệt năng hoặc nhiệt thải thì việc sử dụng MLHT sẽ là một giải pháp năng

lƣợng hiệu quả.

Trong MLHT, môi chất làm việc là dung dịch đƣợc trộn lẫn từ hai chất thuần

khiết khác nhau. Hai chất này phải có nhiệt độ sôi khá cách biệt nhau khi ở cùng điều

kiện áp suất và phải đảm bảo không tác dụng hóa học với nhau, chất nào có nhiệt độ

sôi thấp hơn thì sẽ đóng vai trò là tác nhân lạnh, chất còn lại là chất hấp thụ. Hiện nay,

hai dung dịch đƣợc sử dụng phổ biến trong MLHT là NH3 – H2O và H2O – LiBr.

Trong dung dịch NH3 – H2O, thì NH3 đóng vai trò là tác nhân lạnh còn H2O là chất

hấp thụ, dung dịch này đƣợc sử dụng khi nhiệt độ cần làm lạnh dƣới 00C. Đối với dung

dịch H2O – LiBr, thì H2O đóng vai trò là tác nhân lạnh còn LiBr là chất hấp thụ, dung

dịch này đƣợc sử dụng khi nhiệt độ cần làm lạnh lớn hơn 00C. Môi chất H2O – LiBr

còn có đặc điểm là hoàn toàn không gây ra bất cứ mối nguy hại nào cho môi trƣờng,

thêm vào đó MLHT H2O – LiBr loại Single Effect có áp suất làm việc thấp hơn áp

suất khí quyển nên không có sự rò rỉ chất làm việc ra môi trƣờng.

Tùy theo mức nhiệt độ của nguồn nhiệt cấp vào mà ta phân ra các sơ đồ làm việc

loại Single Effect, Double Effect. Nói chung khi nhiệt độ của nguồn nhiệt thấp

(khoảng 1000C) thì nên dùng MLHT loại Single Effect, khi nhiệt độ cao hơn thì dùng

loại Double Effect.

Trong trƣờng hợp của doanh nghiệp đang khảo sát, nhiệt độ nƣớc làm việc lớn

hơn 00C và môi chất cấp nhiệt là nƣớc nóng có nhiệt độ khoảng 90

0C, nên ta chỉ xét

đến MLHT H2O – LiBr loại Single Effect.

27

4.1.2 Nguyên lý làm việc của máy lạnh hấp thụ H2O – LiBr loại Single

Effect

Sơ đồ nguyên lý làm việc của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect đƣợc trình

bày ở hình 4.1.

Hình 4.1: Sơ đồ nguyên lý của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect

BN – Bình ngƣng BPS – Bình phát sinh

TL – Tiết lƣu HN – Bình hồi nhiệt

BBH – Bình bốc hơi BHT – Bình hấp thụ

B – Bơm dung dịch

Trong BPS ở áp suất pk, dƣới tác dụng của nguồn nhiệt, dung dịch H2O – LiBr sẽ

sôi và bay hơi. Do ở cùng áp suất, nhiệt độ bay hơi của H2O thấp hơn nhiều so với

LiBr nên chỉ có H2O bay hơi, dung dịch H2O – LiBr trở nên đậm đặc và đƣợc đƣa vào

BHT qua cơ cấu giảm áp TL. Hơi nƣớc bay ra ở trạng thái quá nhiệt sẽ đi vào BN nhả

nhiệt cho nƣớc làm mát và ngƣng tụ trở thành trạng thái lỏng sôi. Nƣớc ở trạng thái

lỏng sôi sẽ đi qua cơ cấu giảm áp TL từ áp suất pk xuống áp suất p0 trở thành hơi bão

hòa ẩm để vào BBH. Ở BBH, hơi nƣớc ở trạng thái bão hòa ẩm sẽ nhận nhiệt của nƣớc

cần làm lạnh để sôi và bay hơi thành hơi bão hòa khô. Hơi nƣớc tiếp tục qua BHT, tại

đây sẽ đƣợc hấp thụ bởi dung dịch đậm đặc từ BPS và trở thành dung dịch có nồng độ

28

loãng hơn. Quá trình hấp thụ phát sinh nhiệt lƣợng nên cần phải giải nhiệt cho BHT.

Dung dịch loãng sau đó đƣợc bơm trở lại BPS và tiếp tục chu trình.

4.1.3 Lựa chọn máy lạnh hấp thụ

Từ kết quả phân tích và lựa chọn phƣơng án, ta chọn MLHT có năng suất lạnh

đáp ứng đƣợc nhu cầu của hai chiller là 2.579 = 1158 kW. Nguồn nhiệt cung cấp là

nƣớc nóng có nhiệt thế thấp (900C) nên ta chọn MLHT loại Single Effect cấp nhiệt

bằng nƣớc nóng. Theo catalog MLHT của hãng EBARA, ta chọn máy có năng suất

lạnh Q0 = 1266 kW.

Các thông số của MLHT theo catalog nhà sản xuất:

Model: RCH080

Năng suất lạnh: 1266 kW

Chiều dài máy: 4,055 m

Chiều cao máy: 2,74 m

Chiều rộng máy: 3,14 m

Các chi tiết khác về MLHT đƣợc trình bày ở phụ lục 3.

4.2 Tính toán chu trình máy lạnh hấp thụ

4.2.1 Các công thức dùng để tính toán nhiệt động

Việc tính toán các thông số nhiệt động của dung dịch H2O - LiBr bằng cách tra

bảng hoặc tra đồ thị là rất phức tạp và mất nhiều thời gian. Vì vậy, trong phần này xin

giới thiệu một số công thức dùng để tính toán bằng phần mềm.

1. Enthalpy của dung dịch

Enthalpy h (kJ/kg) của dung dịch H2O - LiBr khi biết nồng độ c (%) và nhiệt độ t

(0C)

6 3(i 1) ( j 1)

iji 1 j 1

h a .c .t (4.1)

Các hệ số aij trong công thức (4.1) đƣợc trình bày trong bảng 4.1.

Bảng 4.1

i j aij

1

2

1

1

1,134125

-4,80045.10 – 1

29

3

4

5

6

1

2

3

4

5

6

1

2

3

4

5

6

1

1

1

1

2

2

2

2

2

2

3

3

3

3

3

3

-2,161438.10 – 3

2,336235.10 – 4

-1,188679.10 – 5

2,291532.10 – 7

4,124891

-7,643903.10 – 2

2,589577.10 – 3

-9,500522.10 – 5

1,708026.10 – 6

-1,102363.10 – 8

5,743693.10 – 4

5,870921.10 – 5

-7,375319.10 – 6

3,277592.10 – 7

-6,062304.10 – 9

3,901897.10 – 11

2. Nhiệt độ bão hòa của tác nhân lạnh

Trong trƣờng hợp này, tác nhân lạnh là nƣớc và hơi nƣớc. Các công thức (4.2) và

(4.3) dƣới đây giúp ta tính đƣợc nhiệt độ bão hòa của tác nhân lạnh T (K) khi đã biết

áp suất p (MPa).

Khi p < 12,33 MPa

T = 42,6776 – 3892,7

ln(p) 9,48654 (4.2)

Khi p 12,33 MPa:

T = – 387,592 – 12587,5

ln(p) 15,2578 (4.3)

30

3. Enthalpy của tác nhân lạnh

Gọi i’ và i” lần lƣợt là enthalpy của tác nhân lạnh (kJ/kg) ở trạng thái lỏng sôi và

trạng thái bão hòa khô ứng với nhiệt độ T (K), ta có thể tính i’ và i’’ theo các công

thức (4.4) và (4.5) dƣới đây.

i’ = 2099,3.[a1 + 8

(i 1)

i Ri 2

a .T ] (4.4)

i” = 2099,3.[1 + b1.1/3

RT + b2.5/6

RT + b3.7/8

RT + 8

(i 3)

i Ri 4

b .T ] (4.5)

Trong các công thức (4.4) và (4.5), TR là thông số trung gian đƣợc xác định nhƣ

sau:

TR = 3,647

T3,647 (4.6)

Bảng 4.2 trình bày cụ thể các hệ số ai và bi.

Bảng 4.2

i ai bi

1

2

3

4

5

6

7

8

8,839230108.10 – 1

-2,67172935

6,22640035

-13,1789573

-1,91322436

68,7937653

-1,24819906.102

72,1435404

4,57874342.10 – 1

5,08441288

-1,48513244

-4,81351884

2,69411792

-7,39064542

10,4961689

-5,46840036

4. Nhiệt độ bão hòa của tác nhân lạnh cân bằng với dung dịch lỏng sôi

Khảo sát dung dịch H2O-LiBr đang sôi có nồng độ dung dịch c (%), nhiệt độ t

(0F) và áp suất p. Ở trạng thái này, có thể xác định nhiệt độ bão hòa td (

0F) của tác nhân

lạnh ứng với áp suất p bằng công thức (4.7) dƣới đây.

td = 6 3

(i 1) ( j 1)

iji 1 j 1

a .c .t (4.7)

Các hệ số aij trong công thức (4.7) đƣợc trình bày trong bảng 4.3.

31

Bảng 4.3

i j aij

1

2

3

4

5

6

1

2

3

4

5

6

1

2

3

4

5

6

1

1

1

1

1

1

2

2

2

2

2

2

3

3

3

3

3

3

-1,313448.10 – 1

1,820914.10 – 1

-5,177356.10 – 2

2,827426.10 – 3

-6,380541.10 – 5

4,340498.10 – 7

9,967944.10 – 1

1,778069.10 – 3

-2,215597.10 – 4

5,913618.10 – 6

-7,308556.10 – 8

2,788472.10 – 10

1,978788.10 – 5

-1,779481.10 – 5

2,002427.10 – 6

-7,667546.10 – 8

1,201525.10 – 9

-6,64171.10 – 12

6. Áp suất bão hòa của tác nhân lạnh

Gọi p là áp suất bão hòa của nƣớc và hơi nƣớc ứng với nhiệt độ t.

Trong trƣờng hợp t < 1000C thì ta có thể tính p theo công thức (4.8):

log p 28,59051 – 8,2.log t 273,15

3142,31 0,0024804. t 273,15

t 273,15

(4.8)

Khi t có giá trị nhỏ (rất gần nhiệt độ đông đặc của nƣớc), ta có thể tính p bằng

công thức sau:

log p = 10,5380997 – 2663,91 / (273,15 + t) (4.9)

32

Trong công thức (4.8) thì nhiệt độ t và áp suất p có đơn vị lần lƣợt là 0C và bar,

trong công thức (4.9) thì nhiệt độ t và áp suất p có đơn vị lần lƣợt là 0C và mbar.

7. Enthalpy của hơi tác nhân lạnh ở vùng quá nhiệt

o rh , R.T. (4.10)

Với R 0.461526 kJ / kg.K

*

p

p

*T

T

*p 1MPa và *T 540K

oi

9Jo o

i

i 1

ln n

Các hệ số n0 và J

0 đƣợc cho trong bảng 4.4

Bảng 4.4

i o

iJ o

in

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0

1

-5

-4

-3

-2

-1

2

3

-0.969276865002×101

0.10086655968018×102

-0.56087911283020×10-2

0.71452738081455×10-1

-0.40710498223928

0.14240819171444×101

-0.43839511319450×101

-0.28408632460772

0.21268463753307×10-1

ii

43JIr

i

i 1

n 0.5

Các hệ số ni, Ii và Ji đƣợc cho trong bảng 4.5

33

Bảng 4.5

i iI iJ in

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

23

24

25

26

27

28

1

1

1

1

2

2

2

2

2

2

3

3

3

3

3

4

4

4

5

6

6

6

7

7

7

8

8

9

0

1

2

3

6

1

2

4

7

36

0

1

3

6

35

1

2

3

7

3

16

35

0

11

25

8

36

13

-0.17731742473213×10-2

-0.17834862292358×10-1

-0.45996013696365×10-1

-0.57581259083432×10-1

-0.50325278727930×10-1

-0.33032641670203×10-4

-0.18948987516315×10-3

-0.39392777243355×10-2

-0.43797295650573×10-1

-0.26674547914087×10-4

0.20481737692309×10-7

0.43870667284435×10-6

-0.32277677238570×10-4

-0.15033924542148×10-2

-0.40668253562649×10-1

-0.78847309559367×10-9

0.12790717852285×10-7

0.48225372718507×10-6

0.22922076337661×10-5

-0.16714766451061×10-10

-0.21171472321355×10-2

-0.23895741934104×102

-0.59059564324270×10-17

-0.12621808899101×10-5

-0.38946842435739×10-1

0.11256211360459×10-10

-0.82311340897998×101

0.19809712802088×10-7

34

29

30

31

32

33

34

35

36

37

38

39

40

41

42

43

10

10

10

16

16

18

20

20

20

21

22

23

24

24

24

4

10

14

29

50

57

20

35

48

21

53

39

26

40

58

0.10406965210174×10-18

-0.10234747095929×10-12

-0.10018179379511×10-8

-0.80882908646985×10-10

0.10693031879409

-0.33662250574171

0.89185845355421×10-24

0.30629316876232×10-12

-0.42002467698208×10-5

-0.59056029685639×10-25

0.37826947613457×10-5

-0.12768608934681×10-14

0.73087610595061×10-28

0.55414715350778×10-16

-0.94369707241210×10-6

8. Nhiệt độ sôi của dung dịch

Khảo sát dung dịch H2O-LiBr ở áp suất p và nồng độ dung dịch c. Gọi t là nhiệt

độ sôi của dung dịch, ta có thể xác định giá trị của t bằng công thức sau đây:

t = A.2 0,5

2E459,72

D [D 4(F N).E]

+ B (4.11)

Trong đó:

A = – 2,00755 + 0,16976.c – 3,133362.10 – 3

.c2 + 1,97668.10

– 5.c

3

B = 321,128 – 19,322.c + 0,374382.c2 – 2,0637.10

– 3.c

3

D = – 2886,373

E = – 337269,46

F = 6,21147

N = log(p)

Trong công thức (4.11), đơn vị của áp suất p, nhiệt độ t và nồng độ c lần lƣợt là

psia, 0F và %.

35

9. Áp suất bão hòa của dung dịch

Gọi p là áp suất bão hòa của dung dịch H2O-LiBr ở nhiệt độ t và nồng độ dung

dịch c, khi biết t và c ta có thể xác định giá trị tƣơng ứng của p bằng công thức dƣới đây:

log p = F +2

D E

TR 459,72TR 459,72

(4.12)

Trong đó các hệ số A, B, D, E và F đƣợc xác định giống nhƣ ở công thức (4.12),

TR là giá trị nhiệt độ trung gian đƣợc xác định nhƣ sau:

TR = t B

A

Đơn vị của p và t trong công thức (4.12) là psia và 0F.

10. Nồng độ của dung dịch

Khảo sát dung dịch H2O-LiBr ở áp suất p và nồng độ dung dịch c. Gọi t (0C) là

nhiệt độ sôi của dung dịch và t’(0C) là nhiệt độ bão hòa của hơi nƣớc ứng với áp suất

p. Ta đã biết, hơi nƣớc bay ra từ dung dịch H2O-LiBr đang sôi sẽ có trạng thái quá

nhiệt và ở cùng nhiệt độ t với dung dịch. Gọi tsv là độ quá nhiệt của hơi nƣớc, có nghĩa

là tsv = t – t’, ta có thể sử dụng công thức (4.13) dƣới đây để xác định nồng độ c của

dung dịch.

c = 38,3893 + a1.tsv + a2.tsv2 + a3.t’ + a4.(t’)

2 + a5.tsv.t’ + a6.tsv

2.t’

+a7.tsv.(t’)2 + a8.(tsv.t’)

2 (4.13)

Các hệ số ai trong công thức (4.13) có giá trị đƣợc trình bày trong bảng 4.6 dƣới

đây.

Bảng 4.6

a1 0,5362 a5 4,7942.10 – 3

a2 2,103.10 – 4

a6 – 7,4752.10 – 5

a3 – 0,1335 a7 – 4,5258.10 – 5

a4 7,7844.10 – 4

a8 6,1135.10 – 7

36

4.2.2 Các phƣơng trình cân bằng nhiệt và trình tự tính toán

Sơ đồ khối của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect đƣợc thể hiện trên hình 4.2

Hình 4.2: Sơ đồ khối của MLHT H2O – LiBr loại Single Effect

Các điểm đặc trƣng trên sơ đồ:

2 – Hơi nƣớc quá nhiệt bay ra khỏi BPS

2’ – Nƣớc lỏng sôi sau khi ngƣng tụ trong BN

3 – Hơi nƣớc ở trạng thái bão hòa ẩm sau khi qua TL đi vào BBH

3” – Hơi nƣớc ở trạng thái bão hòa khô ra khỏi BBH đi vào BHT

4 – Dung dịch loãng ra khỏi BHT vào bình HN

5 – Dung dịch đậm đặc ra khỏi bình HN vào BHT

6 – Dung dịch đậm đặc rời khỏi BPS vào bình HN

7 – Dung dịch loãng ra khỏi bình HN vào BPS

tc1, tc2 – nhiệt độ nƣớc cần làm lạnh vào và ra BBH

tw1, tw2 – nhiệt độ nƣớc làm mát vào và ra BHT

tw3, tw4 – nhiệt độ nƣớc làm mát vào và ra BN

th1, th2 – nhiệt độ nƣớc nóng vào và ra BPS

Các thông số tính toán ban đầu bao gồm tc1, tc2, th1, tw1 và Q0

37

Xác định nhiệt độ bay hơi t0

Từ tc2 chọn nhiệt độ TNL sôi trong BBH thấp hơn nhiệt độ nƣớc cần làm lạnh ra

khỏi bình bay hơi khoảng 2~4 0C:

t0 = tc2 - 3

Xác định áp suất bay hơi p0

Từ t0 dùng công thức (4.8) ta có đƣợc áp suất bão hòa tƣơng ứng.

Xác định nhiệt độ nƣớc giải nhiệt:

Do sơ đồ giải nhiệt của MLHT theo catalog nhà sản xuất là nối tiếp, nƣớc giải

nhiệt qua BHT sau đó qua BN nên tw3 = tw2. Phụ tải nhiệt BHT lớn so với BN, do đó

độ tăng nhiệt độ trong BHT lớn hơn độ tăng nhiệt độ trong BN một ít. Độ tăng nhiệt

độ tổng cộng theo catalog của nhà sản xuất là 50C. Vậy ta chọn độ tăng nhiệt độ của

nƣớc khi qua BHT là 30C, độ tăng nhiệt độ của nƣớc khi qua BHT là 2

0C.

tw2 = tw1 + 3

tw3 = tw2

tw4 = tw3 + 2

Xác định nhiệt độ ngƣng tụ:

Thông thƣờng chọn cao hơn nhiệt độ nƣớc giải nhiệt ra khỏi bình ngƣng khoảng

3~5 0C

tk = tw4 + 4

Xác định áp suất ngƣng tụ:

Từ tk, dùng công thức (4.8) ta tính đƣợc áp suất ngƣng tụ tƣơng ứng.

Xác định nhiệt độ dung dịch loãng ra khỏi BHT:

Chọn cao hơn nhiệt độ nƣớc giải nhiệt ra khỏi BHT 3 ~ 5 0C

t4 = tw2 + 4

Xác định nồng độ dung dịch loãng:

Từ t0 và t4, dùng công thức (4.13) ta tính đƣợc cw

38

Xác định nhiệt độ dung dịch đậm đặc ra khỏi BPS:

Chọn thấp hơn nhiệt độ nguồn nhiệt cấp vào BPS 50C

t6 = th1 – 5

Xác định nồng độ dung dịch đậm đặc

Từ tk và t6, dùng công thức (4.13) ta tính đƣợc nồng độ của dung dịch đậm đặc cs

Xác định nhiệt độ dung dịch đậm đặc ra khỏi HN

Nhiệt độ dung dịch đậm đặc ra khỏi HN nên cao hơn nhiệt độ kết tinh với nồng

độ tƣơng ứng cs là trên 10 0C để đề phòng phát sinh kết tinh ở cửa ra của HN, thông

thƣờng tính theo công thức sau

t5 = t4 + 20

Phƣơng trình cân bằng nhiệt tại BPS

Hình 4.3: Bình phát sinh

qh + a.i7 = i2 + (a – 1).i6

Trong đó: a – bội số tuần hoàn (kg dung dịch loãng / kg tác nhân lạnh)

s

s w

ca

c c

Từ t6 và cs, dùng công thức (4.1) ta xác định đƣợc i6

Trạng thái điểm 2 đƣợc xác định dựa vào nồng độ trung bình ci và pk

ci = 0,5.(cw + cs)

Ứng với ci và pk, dùng công thức (4.11) ta có nhiệt độ sôi tƣơng ứng t2

Từ t2 và pk dùng công thức (4.10) suy ra i2

Dung dịch loãng

Dung dịch

đậm đặc

Hơi nƣớc

39

Phƣơng trình cân bằng nhiệt tại BN:

Hình 4.4: Bình ngưng

qk + i2’ = i2

Ứng với tk, dùng công thức (4.4) ta có i2’

Phƣơng trình cân bằng nhiệt tại BBH:

Hình 4.5: Bình bốc hơi

q0 = i3” – i3

Trong đó:

i3 = i2’

Từ t0 dùng công thức (4.5) ta có i3’’

Hơi nƣớc

Nƣớc ngƣng

40

Phƣơng trình cân bằng nhiệt tại BHT:

Hình 4.6: Bình hấp thụ

qa + a.i4 = i3” + (a – 1).i5

Từ t4 và cw dùng công thức (4.10) ta tính đƣợc i4

Phƣơng trình cân bằng nhiệt tại HN

Hình 4.7: Bộ trao đổi nhiệt

(a – 1).(i6 – i5) = a.(i7 – i4)

Từ t5 và cs dùng công thức (4.10) ta tính đƣợc i5

Suy ra:

7 4 6 5

a 1i i .(i i )

a

Đến đây, ta đã có thông số nhiệt động tại các điểm đặc trƣng của chu trình.

Tính năng suất lạnh đơn vị q0 từ đó tính đƣợc lƣu lƣợng TNL qua BBH

q0 = i3” – i3

0r

0

Qm (kg / s)

q

41

Tính phụ tải nhiệt của BPS

qh = i2 + (a – 1).i6 – a.i7

h r hQ m .q (kW)

Tính năng suất giải nhiệt BN

qk = i2 – i2’

k r kQ m .q (kW)

Tính năng suất giải nhiệt BHT

qa = i3” + (a – 1).i5 - a.i4

a r aQ m .q (kW)

Hệ số COP của MLHT

0

h

QCOP

Q

Từ các công thức đã trình bày, xây dựng chƣơng trình tính toán chu trình MLHT

dựa trên ngôn ngữ C#. Các đoạn code của chƣơng trình đƣợc trình bày ở phụ lục 1 và

2. Phụ lục 1 trình bày đoạn code của chƣơng trình chính để tính toán chu trình MLHT.

Phụ lục 2 trình bày đoạn code của chƣơng trình con dùng để tính toán thông số nhiệt

động theo các công thức ở mục 4.2.1.

Giao diện chƣơng trình đƣợc trình bày ở hình 4.8 và 4.9. Giao diện chính (Hình

4.8) cho biết phụ tải nhiệt của BPS, năng suất giải nhiệt của BN và BHT cũng nhƣ hệ

số COP của chu trình. Nếu muốn biết thông số các điểm đặc trƣng của chu trình có thể

chọn nút “Thông số các điểm đặc trƣng”, kết quả thể hiện ở giao diện hình 4.9.

Thông số tính toán ban đầu:

Nhiệt độ nƣớc lạnh cung cấp cho QTCN là 200C. Sau khi giải nhiệt cho khuôn ép

thì nhiệt độ nƣớc tăng lên 250C. Nhƣ vậy chọn nhiệt độ nƣớc ra khỏi MLHT là 15

0C,

nhiệt độ nƣớc vào MLHT là 200C. Nhiệt độ nƣớc nóng cung cấp cho MLHT là 90

0C.

Nhiệt độ nƣớc giải nhiệt lấy tại điều kiện môi trƣờng Việt Nam là 320C. Nhƣ vậy:

tc1 = 200C tc2 = 15

0C

th1 = 900C tw1 = 32

0C

Q0 = 1266 kW

Kết quả tính toán trình bày ở hình 4.8 và hình 4.9

42

Hình 4.8: Giao diện chính của chương trình

Hình 4.9: Giao diện “Thông số các điểm đặc trưng” của chu trình

43

Nhận xét kết quả tính toán:

Hệ số COP của chu trình là 0,77 cao hơn hệ số COP trung bình của MLHT

Single Effect 0,75. Nguyên nhân là do nhiệt độ bay hơi t0 (hay áp suất bay hơi p0) của

tác nhân lạnh cao hơn. Ở máy lạnh có máy nén hơi thì khi áp suất p0 tăng (tƣơng ứng t0

tăng) thì sẽ làm giảm công tiêu hao của máy nén và tăng hệ số COP của chu trình. Còn

ở MLHT khi tăng p0 (hay t0) thì sẽ làm giảm giá trị cw. Có thể quan sát điều này trên

đồ thị hình 4.10

Hình 4.10: Đồ thị liên hệ giữa áp suất - nhiệt độ và nồng độ

của dung dịch H2O - LiBr

Khi tính toán nồng độ dung dịch loãng ta dựa vào nhiệt độ dung dịch loãng ra

khỏi BHT t4 và nhiệt độ bay hơi của tác nhân lạnh t0. Nhiệt độ dung dịch t4 phụ thuộc

vào nhiệt độ nƣớc giải nhiệt, trong trƣờng hợp này là không đổi. Nhƣ vậy ứng với

đƣờng nhiệt độ dung dịch là hằng số, ta thấy khi nâng nhiệt độ bay hơi thì nồng độ

dung dịch loãng cw giảm dần.

Điều này dẫn đến tăng hiệu số (cs – cw) và giảm bội số tuần hoàn a. Khi a giảm

nghĩa là giảm lƣợng dung dịch loãng trên 1 kg tác nhân lạnh, có nghĩa là giảm năng

lƣợng cấp vào BPS. Do vậy hệ số COP của chu trình sẽ tăng lên là điều hợp lý. Tuy

nhiên cần xem xét lại giá trị của COP có thể không đúng với thực tế do trong quá trình

tính toán, ta đã chọn lựa một vài thông số để tính toán, điều này có thế dẫn đến những

sai lệch nhất định. Trong giới hạn của luận văn không đi sâu về nghiên cứu MLHT nên

chỉ nêu ra một vài nhận xét sơ bộ về kết quả tính toán.

Nhiệ

t đ

ộ b

ão h

òa

tác

nhân

lạn

h,

0C

Áp su

ất bão

hòa

tác nhân

lạnh, k

Pa

44

CHƢƠNG 5: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ THIẾT BỊ THU HỒI NHIỆT THẢI

5.1 Tính toán sơ đồ nhiệt

Hình 5.1: Sơ đồ nhiệt của phương án

5.1.1 Tính lƣợng hơi trích bổ sung

Từ năng suất lạnh của MLHT tƣơng ứng với hệ số COP là 0,75; ta suy ra đƣợc

công suất nhiệt cần cung cấp là:

0h

Q 1266Q 1688kW

COP 0,75

Công suất nhiệt bổ sung do trích hơi vào bồn nƣớc nóng là:

Qbs = Qh – Qtd = 1688 – 1037,46 = 650,54 kW

Khi trích hơi gia nhiệt cho nƣớc nóng thì nƣớc ngƣng sau thiết bị trao đổi nhiệt

của bồn nƣớc nóng sẽ đƣợc đƣa về bồn nƣớc cấp và lúc này lại tiếp tục xảy ra sự phân

ly hơi. Lƣợng hơi phân ly mới này bổ sung vào nguồn nhiệt thải và giúp giảm đi công

suất nhiệt bổ sung đồng thời làm giảm lƣợng hơi trích. Tuy nhiên, khi lƣợng hơi trích

giảm thì cũng dẫn đến lƣợng hơi phân ly mới giảm, kết quả là giảm công suất nhiệt và

45

phải tăng lƣợng hơi trích. Quá trình tính toán sẽ lặp lại đến khi lƣợng nhiệt do hơi trích

và do hơi phân ly mới bằng với lƣợng nhiệt bổ sung Qbs.

Trình tự tính toán:

Tính lượng hơi trích bổ sung

Hơi bổ sung này đƣợc lấy từ ống góp. Hơi mới từ lò hơi có áp suất tuyệt đối 8,35

bar. Chọn tổn thất áp suất là 5%, nhƣ vậy hơi trích vào bồn nƣớc nóng có áp suất:

p = 8,35.(1- 0,05) ≈ 8 bar

Tra bảng nƣớc và hơi nƣớc bão hòa, ở áp suất 8 bar ta có ẩn nhiệt hóa hơi r =

2048 kJ/kg. Suy ra lƣợng hơi trích cần thiết là:

htht

QG kg / h

r

Tính lượng hơi phân ly mới

Lƣợng hơi này sau khi gia nhiệt cho nƣớc thì sẽ ngƣng tụ ở áp suất tƣơng ứng,

sau đó lại đƣợc đƣa trở về bồn nƣớc cấp. Chọn tổn thất áp suất là 5%, nhƣ vậy nƣớc

ngƣng khi vào bồn nƣớc cấp có áp suất:

p = 8.(1-0,05) = 7,6 bar

Áp suất bồn nƣớc cấp là 1 bar, nhƣ vậy sẽ có thêm một lƣợng hơi phân ly mới

đƣợc sinh ra bổ sung vào nguồn nhiệt thải. Từ bảng nƣớc và hơi nƣớc bão hòa, ứng

với áp suất 7,6 bar và 1 bar, ta có:

p = 1 bar: i’ = 417,4 kJ/kg

i” = 2675 kJ/kg

p = 7,6 bar: i’ = 711,42 kJ/kg

Ta có hệ phƣơng trình:

h n ht

h n ht

D D G

2675.D 417,4.D G .711,42

Giải hệ phƣơng trình trên ta tìm đƣợc Dh – lƣợng hơi phân ly mới

Tính lượng nhiệt do hơi phân ly mới bổ sung thêm

hpl

DQ (2675 417,4)

3600

46

Tính lượng nhiệt của hơi trích mới

Gọi ΔQ là chênh lệch giữa tổng nhiệt lƣợng của hơi trích Qht và hơi phân ly mới

Qpl so với Qbs cần thiết ban đầu

ΔQ = Qht + Qpl – Qbs

Nếu ΔQ > 0, nghĩa là nhiệt lƣợng do hơi trích và hơi phân ly mới lớn hơn so với

yêu cầu. Khi đó ta phải giảm lƣợng hơi trích.

Nếu ΔQ < 0, nghĩa là nhiệt lƣợng do hơi trích và hơi phân ly mới nhỏ hơn so với

yêu cầu. Khi đó ta phải tăng lƣợng hơi trích.

Tổng quát:

Qht mới = Qht cũ – ΔQ

Khi có Qht mới, quá trình tính toán sẽ lặp lại đến khi chênh lệch ΔQ < 0,03 là đạt

yêu cầu.

Sử dụng phần mềm Excel để tính toán, kết quả đƣợc trình bày ở bảng 5.1. Do ban

đầu chƣa có hơi phân ly mới nên Qht ở lần tính thứ 1 bằng với Qbs.

Bảng 5.1: Kết quả tính lượng hơi trích bổ sung

Lần Qht

(kW)

Ght

(kg/h)

Dh

(kg/h)

Qpl

(kW)

ΔQ

(kW)

1 650,54 1143,5273 148,928 93,3944 93,3944

2 557,1456 979,3575 127,5473 79,9863 -13,4081

3 570,5537 1002,9264 130,6168 81,9112 1,9249

4 568,6288 999,5428 130,1761 81,6349 -0,2763

5 568,9051 1000,0285 130,2394 81,6746 0,0397

6 568,8654 999,9587 130,2303 81,6689 -0,0057

Sau 6 lần lặp ta có lƣợng hơi trích cần thiết là:

Ght ≈ 1000 kg/h

Lƣợng hơi phân ly mới là:

Dh ≈ 130 kg/h

Nhƣ vậy, tổng lƣợng hơi phân ly là:

Dh = 1179 + 130 = 1309 kg/h

47

Lƣợng nhiệt thu hồi của toàn bộ hơi phân ly:

pl h

1309Q D .r .(2674 417,4) 820,89kW

3600

5.1.2 Tính lƣợng nƣớc qua các thiết bị thu hồi nhiệt

Gọi chỉ số của bồn nƣớc nóng, thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly, thiết bị thu hồi

khói thải của lò hơi số 3 và thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 4 lần lƣợt là 1,

2, 3 và 4 (hình 5.1)

Chọn độ gia nhiệt của nƣớc khi qua các thiết bị thu hồi nhiệt khói thải là 30C.

0

3 4t t 3 C

Tổn thất nhiệt của các thiết bị THNT là 5%

Lƣu lƣợng nƣớc qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 3:

k33

p 3

Q .0,95 191,07.0,95G 14,41kg / s

c . t 4,2.3

Lƣu lƣợng nƣớc qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 4:

k44

p 4

Q .0,95 107,03.0,95G 8,07kg / s

c . t 4,2.3

Lƣu lƣợng nƣớc qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly:

G2 = G3 + G4 = 14,41 + 8,07 = 22,48 kg/s

Độ gia nhiệt của nƣớc qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly:

pl

2

2 p

Q .0,95 820,89.0,95t 8,3

G .c 22,48.4,2

0C

Chênh lệch của nƣớc nóng cấp cho MLHT là 50C. Nhƣ vậy sau khi qua MLHT

nhiệt độ nƣớc trở về bồn chứa là 850C.

t1” = t2’ = 850C

Nhiệt độ nƣớc sau khi thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly:

t2” = t2’ + Δt2 = 85 + 8,3 = 93,30C

t3’ = t4’ = t2” = 93,30C

Nhiệt độ nƣớc sau khi thiết bị thu hồi nhiệt khói thải:

t3” = t3’ + Δt3 = 93,3 + 3 = 96,30C

t4” = t1’ = t3” = 96,30C

48

5.2 Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly

Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly dùng để ngƣng tụ hơi phân ly từ bồn nƣớc cấp

và gia nhiệt cho nƣớc nóng cấp cho MLHT. Thiết bị thu hồi nhiệt này có dạng vỏ bọc

chùm ống với nƣớc đi trong ống và hơi phân ly ngƣng tụ bên ngoài. Sau khi ngƣng tụ,

nƣớc ngƣng đƣợc đƣa trở lại bồn nƣớc cấp. Do hệ số tỏa nhiệt hơi ngƣng tụ và nƣớc

lƣu động cƣỡng bức trong ống đều lớn nên các ống đƣợc dùng đều là ống thép trơn.

Thiết bị này không phải chịu áp lực lớn do hơi phân ly có áp suất 1 bar nên ta chọn kết

cấu có dạng hình chữ nhật. Điều này cho phép chế tạo dễ dàng hơn, chỉ cần dùng các

tấm thép hàn lại nên giảm chi phí chế tạo. Hơi phân ly bốc lên từ bồn nƣớc cấp sẽ

đƣợc đƣa vào hộp chứa hơi và đi vào phần ngƣng tụ. Hộp chứa hơi có vai trò hƣớng

dòng hơi phân ly để quá trình ngƣng tụ từ trên xuống.

Hình 5.2: Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly

Hơi phân ly sau khi đƣợc ngƣng tụ thành nƣớc ngƣng sẽ trở về bồn nƣớc cấp qua

một ống nƣớc (hình 5.3). Cách bố trí nhƣ vậy nhằm tách biệt 2 đƣờng hơi phân ly và

nƣớc ngƣng, đảm bảo cho hơi đi vào 1 đƣờng và nƣớc ngƣng đi ra 1 đƣờng.

Hơi bốc lên đi vào

phần ngƣng tụ

Hộp chứa

hơi

49

Hình 5.3: Ngưng tụ trong thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly

Các thông số dự kiến về kết cấu

Kích thƣớc ống:

Đƣờng kính ngoài: dng = 26,7 mm

Đƣờng kính trong: dtr = 22,48 mm

Bề dày ống: δ = 2,11 mm

Ống thép trơn có hệ số dẫn nhiệt λ = 54,4 W/m.K

Bố trí ống trên mặt sàn hình chữ nhật đƣợc trình bày trong hình 5.4

Hình 5.4: Mặt sàng của thiết bị thu hồi nhiệt

hơi phân ly

Số hàng ống

trong một

đƣờng nƣớc, a

Số ống lớn nhất trong một hàng, m

Hơi phân ly Nƣớc ngƣng

Bồn nƣớc cấp

50

Gọi a là số hàng ống trong một đƣờng nƣớc, m là số ống lớn nhất trong một

hàng. Chọn số hàng ống trong một đƣờng nƣớc là số lẻ, khi đó tổng số ống trong một

đƣờng nƣớc là:

a 1n a.m

2 (ống)

Chọn a = 3, m = 13, ta đƣợc n = 38 ống

Tính tỏa nhiệt về phía hơi

Mật độ dòng nhiệt về phía hơi:

3ng3/4 2

4a,tr h

tr tr

dr. . .gq 0,72. . . t . (W / m )

.d d

Các thông số tra theo nhiệt độ ngƣng tụ ts = 1000C

r = 2257.103 J/kg

ρ = 958,4 kg/m3

λ = 68,3.10-2

W/m.K

g = 9,81 m2/s

ν = 0,295.10-6

m2/s

Ψh - hệ số hiệu chỉnh do sự thay đổi vận tốc dòng hơi và màng nƣớc từ trên

xuống, hàng ống bố trí so le nên

0,167

zh

n

2

Với nz – số hàng ống theo chiều thẳng đứng khi bố trí chùm ống song song

Chọn sơ bộ nz = 18 (ứng với 6 đƣờng nƣớc x 3 hàng ống)

0,1673 33/4

4a,tr 6

3/4 2

2257.10 .958,4.0,683 .9,81 18 26,7q 0,72. . . t .

0,295.10 .0,0267 2 22,48

18034,66. t (W / m )

Tính hệ số tỏa nhiệt đối lƣu về phía nƣớc:

Nhiệt độ trung bình của nƣớc đi trong ống:

0

f

1t (93,3 85) 89,15 C

2

51

Tra bảng thông số vật lý của nƣớc, ta có:

ρ = 965,85 kg/m3

ν = 0,329.10-6

m2/s

λ = 67,95.10-2

W/m.K

Pr = 1,97

Tốc độ nƣớc qua thiết bị:

2 2

tr

4G 4.22,481,54m / s

d n 3,14.965,85.(0,02248) .38

Hệ số Reynolds

tr

6

.d 1,54.0,02248Re 105226

0,329.10

Hệ số Nusselt

0,8 0,43 0,8 0,43

f fNu 0,021.Re .Pr 0,021.105226 .1,97 292,78

Hệ số tỏa nhiệt đối lƣu:

22

tr

Nu. 292,78.67,95.108849,82W / m .K

d 0,02248

Tỏa nhiệt về phía nƣớc giải nhiệt:

w,tr

w

t tq

1

Hình 5.5: Đồ thị trao đổi nhiệt ở thiết bị

thu hồi nhiệt hơi phân ly

Nhiệt độ trung bình logarit:

max min

max

min

t t (100 85) (100 93,3)t 10,3

t 100 85lnln

100 93,3t

1000C

850C

93,30C

52

Nhiệt trở của vách ống và lớp cáu cặn:

340,00211 0,5.10

2,888.1054,4 2

w,tr4

10,3 tq 2488,82.(10,3 t)

12,888.10

8849,92

Phƣơng trình cân bằng mật độ dòng nhiệt giữa 2 phía:

qa,tr = qw,tr

18034,66.Δt3/4

= 2488,82.(10,3 – Δt)

Giải phƣơng trình trên, ta đƣợc:

Δt = 1,33

Từ đó suy ra:

qtr = 18034,66.1,333/4

= 22335,55 W/m2

Diện tích trao đổi nhiệt của thiết bị:

32

tr

tr

Q.0,95 820,89.10 .0,95F 34,91m

q 22335,55

Chiều dài ống tổng cộng là:

tr

tr

F 34,91L 494,57 m

.d 3,14.0,02248

Chọn chiều dài một ống l = 2 m

Gọi z là số đƣờng nƣớc

L 494,57z 6,5

l.n 2.38

Chọn z = 6 giống nhƣ giá trị sơ bộ đã chọn

Tính lại chiều dài 1 ống:

L 494,57l 2,17 m

n.z 38.6

Bƣớc ống: s = (1,24 ÷ 1,45).dng ≈ (33 ÷ 38) mm

Chọn s = 36 mm

53

5.3 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải

5.3.1 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 3

Hình 5.6: Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải

Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải dùng để tận dụng nhiệt của khói ở nhiệt độ cao để

gia nhiệt cho nƣớc. Do nhiệt độ khói nhỏ hơn 4000C nên ta có thể bỏ qua ảnh hƣởng

của bức xạ. Nhƣ vậy, hình thức trao đổi nhiệt chủ yếu của khói trong thiết bị là trao

đổi nhiệt đối lƣu. Thiết bị có dạng chùm ống có cánh với nƣớc đi trong ống và khói đi

bên ngoài. Mục đích của việc làm cánh về phía khói là để tăng diện tích trao đổi nhiệt

về phía khói do hệ số trao đổi nhiệt đối lƣu của khói khá thấp so với nƣớc. Nhìn chung

về mặt kết cấu, thiết bị giống nhƣ bộ hâm nƣớc của lò hơi, nƣớc từ ống góp sẽ chia

vào các ống nƣớc uốn khúc (hình 5.6)

Vật liệu làm ống và cánh đều bằng thép có hệ số dẫn nhiệt λ = 54,4 W/m.K.

Thông số cụ thể nhƣ sau:





Nƣớc ra

Nƣớc vào

Ống góp

Ống cánh

Khói vào

54

Kích thƣớc cánh:

Đƣờng kính ngoài cánh: Dc = 52 mm

Bƣớc cánh: sc = 10 mm

Bề dày cánh: δc = 2 mm

Bƣớc ống dọc và ngang: s1 = s2 = 54 mm

Hình 5.7: Các kích thước của ống cánh

Tỏa nhiệt đối lƣu về phía khói:

Diện tích mặt trong ống trên 1 m chiều dài ống:

F1 = π.dtr = 3,14.0,02248 = 0,07059 m2/m

Số cánh trên 1 m ống:

c

c

1 1n 100

s 0,01(cánh/m)

Diện tích cánh tính trên 1 m ống:

2 2 2 2ng tr

c c

2

.d .d 3,14.0,0267 3,14.0,02248F 2 .n 2. .100

4 4 4 4

0,03258 m / m

55

Khoảng cách giữa 2 cánh:

tc = sc – δc = 0,01 – 0,002 = 0,008 mm

Diện tích phần ống không có cánh trên 1 m ống:

0 ng cF .d .t.n 3,14.0,0267.0,008.100 0,06707 m2/m

Diện tích mặt ngoài có cánh tính trên 1 m ống:

F2 = F0 + Fc = 0,06707 + 0,03258 = 0,09965 m2/m

Hệ số làm cánh:

2c

1

F 0,099681, 41

F 0,07059

Đƣờng kính tƣơng đƣơng:

c0 ng c

c

E

0 c

F 0,03258F d F 0,0671.0,0267 0,03258.2n 2.100

d 0,02214mF F 0,0671 0,03258

Nhiệt độ trung bình của khói:

ttb = 0,5(253 + 170) = 211,5 0C

Tra thông số vật lý của khói, ta đƣợc:

ν = 34,3.10-6

m2/s

λ = 4,11.10-2

W/m.K

ρ = 0,733 kg/m3

Chọn tốc độ khói qua khe hẹp của cánh ω = 7 m/s

Hệ số Reynolds:

E

6

.d 7.0,02214Re 4518

34,3.10

Hệ số Nusselt:

0,2 0,2

1 ng 1 ng0,67

f

ng

0,2 0,2

0,67

s d s dNu 0,251.Re . 1

d t

54 26,7 54 26,70,251.4518 . . 1 52,2

26,7 8

Hệ số tỏa nhiệt từ bề mặt cánh tới khói:

22

c

E

Nu. 52,2.4,11.1096,9W / m .K

d 0,02214

56

Hệ số tỏa nhiệt tƣơng đƣơng của toàn bộ mặt ống có cánh:

c 02 c c

2 c

F F.F F

ηc - hiệu suất của cánh, đƣợc tra từ đồ thị hình 5.8 theo β.hc và Dc/dng

c

ng

D 521,95

d 26,7

c

c c

2. 2.96,942,21

. 54,4.0,002

β.hc = 42,21.0,01265 = 0,53

Hình 5.8: Đồ thị tra hiệu suất cánh

Suy ra:

ηc = 0,86

2

0,03258 0,0670796,9. 0,86 92,47

0,09965 0,03258

Tỏa nhiệt đối lƣu về phía nƣớc:


0

f

1t (93,3 96,3) 94,8 C

2

Tra bảng thông số vật lý của nƣớc, ta có:

ρ = 961,99 kg/m3

57

ν = 0,311.10-6

m2/s

λ = 68,14.10-2

W/m.K

Pr = 1,854

Chọn tốc độ nƣớc trong ống là 1,9 m/s

Số ống uốn khúc:

2 2

tr

4G 4.14,41n 18,9

d 3,14.961,99.(0,02248) .1,9

Chọn n = 20 ống

Tính lại vận tốc nƣớc:

2 2

tr

4G 4.14,411,89m / s

d n 3,14.961,99.(0,02248) .20

Hệ số Reynolds

tr

6

.d 1,89.0,02248Re 136615

0,311.10

Đây là chế độ chảy rối với Re > 10000

Hệ số Nusselt

0,25

0,8 0,43 0,8 0,43ff f l R

w

PrNu 0,021.Re .Pr . . . 0,021.136615 .1,854 351,48

Pr

Trong công thức trên, vì hệ số tỏa nhiệt về phía nƣớc lớn hơn nhiều so với

khói nên nhiệt độ vách trong ống gần bằng nhiệt độ trung bình của nƣớc. Do đó tỉ số

0,25

f

w

Pr

Prgần bằng 1.

Giả thiết l/d > 50 nên εl =1. Ống uốn khúc có đoạn ngoặc nhƣng cũng khá

nhỏ so với chiều dài ống nên εR =1

Hệ số tỏa nhiệt đối lƣu của nƣớc trong ống:

22

1

tr

Nu. 351,48.68,14.1010653,85W / m .K

d 0,02248

Hệ số truyền nhiệt ứng với diện tích mặt trong ống:

1 2 c

1k

1 1

.

58


340,00211 0,5.10

2,888.1054,4 2

φ = 0,85: hệ số khi xét đến ảnh hƣởng của bám bụi của khói.

Suy ra:

2

4

1k 106,32 W / m .K

1 12,888.10

10653,85 92,47.1,41.0,85

Hình 5.9: Đồ thị trao đổi nhiệt của thiết bị thu hồi nhiệt

khói thải ở lò hơi số 3

Độ chênh lệch nhiệt độ trung bình logarit:

max min

max

min

t t (253 96,3) (170 93,3)t 111,98

t 253 96,3lnln

170 93,3t

Diện tích trao đổi nhiệt mặt trong của ống:

32k3

tr

Q .0,95 191,07.10 .0,95F 15,25m

106,32.111,98k. t

Chiều dài 1 ống là:

tr

F 15,25L 10,8m

.d .n 3,14.0,02248.20

Chọn số hành trình của 1 ống là: 12

Chiều dài 1 hành trình là:

L 10,80,9m

z 12

1700C

2530C

93,30C

96,30C

59

Kiểm tra lại vận tốc khói ban đầu

Tiết diện chảy qua 1m ống:

c ng c

c 1 ng

c

2

(D d ). (0,052 0,0267).0,002f s d 0,054 0,0267

s 0,01

0,02224m / m

Tiết diện chảy qua các ống:

Fc = fc.l.12 = 0,02224.0,9.12 = 0,24019 m2

Lƣu lƣợng khói qua thiết bị

3

k 3

504,2V V .B 11,774. 1,649m / s

3600

Vận tốc khói:

c

V 1,6496,9m / s

F 0,24019

Nhƣ vậy, vận tốc khói không khác so với giá trị ban đầu đã chọn 7 m/s. Nhƣ vậy

không cần phải tính toán lại.

Kiểm tra trở lực của thiết bị:

Trở lực về phía khói:

2

p . . .z2

Trong đó:

ρ = 0,733 kg/m3

ω = 6,9 m/s

z = 20

0,9 0,9 0,10,9

1 ng 1 ng 1 ng0,245 E

c ng ng 2 ng

0,9 0,9 0,10,9

0,245

s d s d s dd0,72.Re 2

s d d s d

54 26,7 54 26,7 22,14 54 26,70,72.4518 2

10 26,7 26,7 54 26,7

0,319

26,9p 0,319.0,733. .20 111,32Pa

2

60

Công suất tiêu hao khi qua thiết bị

N = Δp.V = 111,32.1,649 = 183,6 W

= 0,1836 kW

So với công suất của quạt là 9 kW thì trở lực tạo ra không đáng kể

5.3.2 Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 4

Kích thƣớc đƣờng ống và kích thƣớc cánh giống nhƣ thiết bị thu hồi nhiệt khói

thải ở lò hơi số 3 nên ta có:





Kích thƣớc cánh:

Đƣờng kính ngoài cánh: Dc = 52 mm

Bƣớc cánh: sc = 10 mm

Bề dày cánh: δc = 2 mm

Bƣớc ống dọc và ngang: s1 = s2 = 54 mm

Tỏa nhiệt đối lƣu về phía khói:

Diện tích mặt trong ống trên 1 m chiều dài ống:

F1 = 0,07059 m2/m

Số cánh trên 1 m ống:

nc = 100 (cánh/m)

Diện tích cánh tính trên 1 m ống:

Fc = 0,03258 m2/m

Khoảng cách giữa 2 cánh:

tc = 0,008 mm

Diện tích phần ống không có cánh trên 1 m ống:

F0 = 0,06707 m2/m

Diện tích mặt ngoài có cánh tính trên 1 m ống:

F2 = 0,09965 m2/m

61

Hệ số làm cánh:

εc = 1,41

Đƣờng kính tƣơng đƣơng:

dE = 0,02214 m

Nhiệt độ trung bình của khói:

ttb = 0,5(240 + 170) = 205 0C

Tra thông số vật lý của khói, ta đƣợc:

ν = 33,45.10-6

m2/s

λ = 4,05.10-2

W/m.K

ρ = 0,741 kg/m3

Tốc độ khói tại khe hẹp của cánh vẫn chọn là ω = 7 m/s.

Hệ số Reynolds:

E

6

.d 7.0,02214Re 4633

33,45.10

Hệ số Nusselt:

0,2 0,2

1 ng 1 ng0,67

f

ng

0,2 0,2

0,67

s d s dNu 0,251.Re . 1

d t

54 26,7 54 26,70,251.4633 . . 1 53,08

26,7 8

Hệ số tỏa nhiệt từ bề mặt cánh tới khói:

2

c

E

Nu. 53,08.4,05.1097,1

d 0,02214

Hệ số tỏa nhiệt tƣơng đƣơng của toàn bộ mặt ống có cánh:

c 02 c c

2 c

F F.F F

ηc - hiệu suất của cánh, đƣợc tra từ đồ thị hình 5.8 theo β.hc và Dc/dng

c

ng

D 521,95

d 26,7

c

c c

2. 2.97,142,25

. 54,4.0,002

β.hc = 42,21.0,01265 = 0,53

62

Suy ra:

ηc = 0,86

2

0,03258 0,0670797,1. 0,86 92,65

0,09965 0,03258

Tỏa nhiệt đối lƣu về phía nƣớc:


tf = 94,80C

Thông số vật lý của nƣớc:

ρ = 961,99 kg/m3

ν = 0,311.10-6

m2/s

λ = 68,14.10-2

W/m.K

Pr = 1,854

Chọn tốc độ nƣớc trong ống là 1,2 m/s

Số ống của thiết bị:

2 2

tr

4G 4.8,07n 17,6

d 3,14.961,99.(0,02248) .1,3

Chọn n = 18

Tính lại vận tốc nƣớc:

2 2

tr

4G 4.8,071,17 m / s

d n 3,14.961,99.(0,02248) .18

Hệ số Reynolds

tr

6

.d 1,17.0,02248Re 84571

0,311.10

Đây là chế độ chảy rối với Re > 10000

Hệ số Nusselt

0,25

0,8 0,43 0,8 0,43ff f l R

w

PrNu 0,021.Re .Pr . . . 0,021.84571 .1,854 239,49

Pr

Tỉ số

0,25

f

w

Pr

Prgần bằng 1, εl =1, εR =1.

63

Hệ số tỏa nhiệt đối lƣu của nƣớc trong ống:

22

1

tr

Nu. 239,49.68,14.107259,27 W / m .K

d 0,02248

Hệ số truyền nhiệt ứng với diện tích mặt trong ống:

1 2 c

1k

1 1

.


340,00211 0,5.10

2,888.1054,4 2

φ = 0,85: hệ số khi xét đến ảnh hƣởng của bám bụi của khói.

4

1k 106,02

1 12,888.10

7259,27 92,65.1,41.0,85

Hình 5.10: Đồ thị trao đổi nhiệt của thiết bị thu hồi nhiệt

khói thải ở lò hơi số 4

Độ chênh lệch nhiệt độ trung bình logarit:

max min

max

min

t t (240 96,3) (170 93,3)t 106,72

t 240 96,3lnln

170 93,3t

Diện tích trao đổi nhiệt mặt trong của ống:

32k3

tr

Q .0,95 107,03.10 .0,95F 8,99 m

106,02.106,72k. t

Chiều dài 1 ống là:

tr

F 8,99L 7,08m

.d .n 3,14.0,02248.18

Chọn số hành trình của 1 ống là: 10

1700C

2400C

93,30C

96,30C

64

Chiều dài 1 hành trình là:

L 7,080,708m

z 10

Kiểm tra lại vận tốc khói ban đầu

Tiết diện chảy qua 1m ống:

c ng c

c 1 ng

c

2

(D d ). (0,052 0,0267).0,002f s d 0,054 0,0267

s 0,01

0,02224m / m

Tiết diện chảy qua các ống:

Fc = fc.l.12 = 0,02224.0,708.10 = 0,15746 m2

Lƣu lƣợng khói qua thiết bị

3

k 4

315,2V V .B 12,563. 1,1m / s

3600

Vận tốc khói:

c

V 1,16,98m / s

F 0,15746

Nhƣ vậy, vận tốc khói không khác so với giá trị ban đầu đã chọn 7 m/s. Nhƣ vậy

không cần phải tính toán lại.

Kiểm tra trở lực của thiết bị:

Trở lực về phía khói:

2

p . . .z2

Trong đó:

ρ = 0,733 kg/m3

ω = 6,98 m/s

z = 18

65

0,9 0,9 0,10,9

1 ng 1 ng 1 ng0,245 E

c ng ng 2 ng

0,9 0,9 0,10,9

0,245

s d s d s dd0,72.Re 2

s d d s d

54 26,7 54 26,7 22,14 54 26,70,72.4633 2

10 26,7 26,7 54 26,7

0,318

26,98p 0,318.0,741. .18 103,32Pa

2

Công suất tiêu hao khi qua thiết bị

N = Δp.V = 103,32.1,1 = 113,7 W

= 0,1137 kW

So với công suất của quạt là 9 kW thì trở lực tạo ra không đáng kể.

5.4 Thiết bị trao đổi nhiệt hơi bổ sung và bồn chứa nƣớc nóng:

Bồn chứa nƣớc nóng có nhiệm vụ trữ nƣớc nóng để cung cấp cho MLHT và giúp

ổn định hệ thống nhiệt. Do điều kiện về diện tích mặt bằng nên chọn loại bồn nƣớc

nóng có thân hình trụ đặt đứng. Thiết bị trao đổi nhiệt có dạng chùm ống, mỗi ống có

dạng chữ U gồm 2 nhánh, hơi sẽ ngƣng tụ phía trong ống và truyền nhiệt cho nƣớc bên

ngoài. Xem nhƣ nƣớc trong bồn chuyển động với vận tốc nhỏ nên tỏa nhiệt của nƣớc ở

đây là tỏa nhiệt đối lƣu tự nhiên.

Hình 5.11: Thiết bị trao đổi nhiệt của bồn nước nóng

Theo phƣơng án đã phân tích thiết bị trao đổi nhiệt trong bồn nƣớc nóng nhằm

cung cấp nhiệt lƣợng còn thiếu tuy nhiên cần phải xem xét đến quá trình khởi động

của hệ thống. Khảo sát doanh nghiệp cho thấy số ngày làm việc trong một năm là 290

ngày, doanh nghiệp nghỉ làm việc vào ngày chủ nhật và những ngày lễ. Do đó, sau một

quá trình không làm việc nhiệt độ nƣớc trong bồn và trong các đƣờng ống sẽ giảm

Hơi vào

Nƣớc

ngƣng ra

66

xuống. Mặt khác, khi hệ thống khởi động thì vẫn chƣa đi vào sản xuất nên sẽ không có

lƣợng hơi phân ly vì vậy nguồn nhiệt khói thải khó đáp ứng nhu cầu khi khởi động dẫn

đến phải trích hơi bổ sung.

Nhƣ vậy, khi thiết kế thiết bị trao đổi nhiệt cho bồn nƣớc nóng, ta phải chọn năng

suất lớn nhất trong hai trƣờng hợp khi hệ thống khởi động và khi hệ thống đi vào hoạt

động.

Khi hệ thống hoạt động bình thường:

Năng suất nhiệt để gia nhiệt bổ sung là:

Q = 568,89 kW

Hình 5.12: Bồn nước nóng và nhiệt độ nước khi hoạt động

Khi hệ thống khởi động:

Nhiệt độ nƣớc cần đun nóng từ t2’ = 300C đến t2” = 90

0C.

Thời gian đun nƣớc là τ = 30 phút.

Nƣớc từ MLHT

850C

Nƣớc đến MLHT

900C

Nƣớc đến các

thiết bị THNT

850C

Nƣớc từ các

thiết bị THNT

96,30C

67

Chọn kích thƣớc bồn chứa nƣớc nóng D x H = (1,2 x 2) m

Chiều dày thành bồn chọn theo kinh nghiệm δ = 9 mm.

Do bồn nƣớc nóng không chịu áp lực lớn và nhiệt độ nƣớc nóng trong bình nhỏ

hơn 1150C nên không thuộc qui phạm nguy hiểm do đó không cần thiết kiểm tra bền.

Thể tích nƣớc trong bồn:

2 2 33,14V .D .H .1,2 .2 2,26m

4 4

Thể tích nƣớc trong đƣờng ống chọn khoảng 1 m3

Vậy thể tích nƣớc nóng trong toàn bộ hệ thống là 3,26 m3

Nhiệt độ trung bình của nƣớc:

ttb = 0,5(30 + 90) = 600C

Suy ra: ρ = 983,2 kg/m3

Khối lƣợng nƣớc trong hệ thống

G = V.ρ = 3,26.983,2 = 3205,23 kg

Chọn tổn thất do tỏa nhiệt ra môi trƣờng xung quanh và do phải gia nhiệt thiết bị

lên là 6%, khi đó nhiệt lƣợng cần thiết khi khởi động là

pG.c . t 3205,23.4,18.(90 30)Q 475,1kW

.0,94 30.60.0,94

Nhƣ vậy, năng suất nhiệt khi hệ thống hoạt động lớn hơn nên thiết bị trao đổi

nhiệt sẽ đƣợc thiết kế ứng với năng suất này.

Các thông số ban đầu:

Hơi trích lấy từ ống góp có áp suất 8 bar (đã trừ đi tổn thất), ts = 1700C

Chọn ống thép: λ = 54,4 W/m.K

Ø 17,1 / 1,65

d1 = 17,1 mm – d2 = 13,8 mm

Ống hai nhánh có dạng chữ U với tổng chiều dài là L

Chiều dài một nhánh chọn bằng 0,9 m

L = 2.0,9 = 1,8 m

68

Lƣu lƣợng nƣớc nóng cấp cho MLHT:

h

p

Q 1688G 80,38kg / s

c . t 4,2.5

Quá trình hòa trộn nƣớc trong bồn nƣớc nóng

Hình 5.13: Quá trình hòa trộn trong bồn nước nóng

Do lƣu lƣợng nƣớc cấp cho MLHT lớn hơn lƣu lƣợng nƣớc qua các thiết bị

THNT nên sẽ có một lƣợng nƣớc ở 850C chảy qua vách ngăn hòa trộn với nƣớc ở

96,30C từ các thiết bị THNT. Ở đây, ta thấy đƣợc vai trò của vách ngăn là đảm bảo

nƣớc đƣợc hòa trộn trƣớc khi qua thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung, nhƣ vậy thiết bị trao

đổi nhiệt bổ sung sẽ hoạt động đúng với giá trị Δt đã thiết kế.

Phƣơng trình cân bằng nhiệt:

(80,38 – 22,48).85 + 22,48.96,3 = 80,38.t

Nhiệt độ nƣớc sau hòa trộn:

t = 88,20C

Ta thấy để đạt đƣợc nhiệt độ nƣớc 900C thì cần thêm một nguồn nhiệt bổ sung

lấy từ hơi trích. Nhƣ vậy, thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung sẽ gia nhiệt nƣớc từ 88,20C lên

900C với lƣu lƣợng là 80,38 kg/s

Tính tỏa nhiệt về phía hơi:

Hệ số tỏa nhiệt hơi nƣớc ngƣng tụ trong ống nằm ngang:

α1 = C.A.q0,5

.L0,35

.d1-0,25

Với ống thép C = 1,26

Ứng với nhiệt độ ngƣng tụ ts = 1700C thì A = 6,14

q – mật độ dòng nhiệt

80,38 kg/s

850C

22,48 kg/s

850C

22,48 kg/s

96,30C

80,38 kg/s

900C

69

Gọi Δt1 là chênh lệch nhiệt độ giữa hơi ngƣng tụ và vách trong của ống

q = α1.Δt1

α1 = 1,26.6,14.q0,5

.1,80,35

.0,0138-0,25

= 27,73.q0,5

α1 = 27,73.( α1.Δt1)0,5

= 27,732. Δt1 = 768,95. Δt1

Chọn Δt1 = 100C

α1 = 768,95.10 = 7689,5 W/m2.K

Tính tỏa nhiệt về phía nƣớc:

Nhiệt độ trung bình của nƣớc trong thùng:

0

2tb

88,2 90t 89,1 C

2

Gọi Δt2 là chênh lệch nhiệt độ giữa nƣớc và vách ngoài của ống

Chọn Δt2 = 400C

tw2 = t2tb + Δt2 = 89,1 + 40 = 129,10C

Nhiệt độ tính toán:

tm = 0,5.(tw2 + t2tb) = 0,5.(129,1 + 89,1) = 109,10C

Từ đó tra đƣợc:

β = 8,03.10-4

ν = 0,274.10-6

λ = 68,48.10-2

a = 16,99.10-8

3 4 3

2 2

2 6 8

.g.d . t 8,03.10 .9,81.0,0171 .40Gr.Pr . 33844565

a 0, 274.10 .16,99.10

1/3 1/3Nu 0,135.(Gr.Pr) 0,135.33844565 43,67

2

2

2

Nu. 43,67.68,48.101748,84

d 0,0171

Hệ số truyền nhiệt của thiết bị:

1 2

1k

1 1

70


340,00165 0,5.10

2,803.1054,4 2

4

1k 1018,17

1 12,803.10

7689,5 1748,84

Hình 5.14: Đồ thị trao đổi nhiệt ở thiết bị

trao đổi nhiệt bổ sung

Nhiệt độ trung bình logarit

max min

max

min

t t (170 88,2) (170 90)t 80,9

t 170 88,2lnln

170 90t

Mật độ dòng nhiệt

q k. t

q = 1018,17.80,9 = 82369,95 W/m2

Tính lại Δt1 và Δt2

1

1

q 82369,95t 10,7

7689,5

2

2

q 82369,95t 47,1

1748,84

Nhƣ vậy việc chọn Δt1 và Δt2 chƣa đúng.

Chọn Δt1 = 10,50C và Δt2 = 46

0C

Tính toán lại các giá trị:

α1 = 8073,98

α2 = 1858,86

1700C

88,20C

900C

71

k = 1061,44

q = 85870,5

1

1

q 85870,5t 10,6

8073,98

2

2

q 85870,5t 46,2

1858,86

Giá trị Δt1 và Δt2 gần đúng với giá trị đã chọn nên không cần phải tính lại. Vậy ta

có kết quả:

k = 1061,44

Diện tích trao đổi nhiệt:

QF

q

Q = G2.cp.Δt = 80,38.4,2.1,8 = 607,67 kW

Ở đây ta tính lại Q mà không lấy giá trị Q = 568,89 kW để tính diện tích trao đổi

nhiệt là do giá trị nhiệt lƣợng bổ sung 568,89 kW đƣợc tính ở mục 5.1 chƣa kể đến tổn

thất nhiệt. Khi tính toán các thiết bị thu hồi nhiệt khói thải và hơi phân ly, ta đều trừ đi

5% tổn thất nhiệt ra môi trƣờng do đó nhiệt lƣợng của hơi bổ sung ở đây phải lớn hơn

để bù vào các tổn thất đã có. Xem tổn thất nhiệt của bồn nƣớc nóng là 5%. Nhƣ vậy

diện tích trao đổi nhiệt là:

2607,67.1000F 7,45m

0,95.85870,5

Tổng số ống:

tb

F 7,45n 170,6

.d .l 3,14.0,5.(0,0171 0,0138).0,9

Chọn n = 200 cho phù hợp với bố trí ống hình lục giác đều

Tính lại chiều dài 1 nhánh ống:

tb

F 7,45l 0,77 m

.d .n 3,14.0,5.(0,0171 0,0138).200

72

5.5 Tính toán trở lực

5.5.1 Trở lực đƣờng nƣớc nóng của hệ thống

Hình 5.15: Sơ đồ đường nước nóng đi qua các thiết bị

Trở lực của đƣờng nƣớc nóng bao gồm:

ΔP = ΔPhpl + max (ΔPk3 + ΔPk4) + ΔPcb + ΔPms

Trong đó: ΔPhpl – trở lực qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly

ΔPk3 – trở lực qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải lò hơi số 3

ΔPk4 – trở lực qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải lò hơi số 4

ΔPcb – trở lực cục bộ

ΔPms – trở lực do ma sát trong đƣờng ống

Trở lực tạo cột chất lỏng bằng 0 do nƣớc đi trong hệ thống kín.

Do thiết bị trao đổi nhiệt khói thải ở lò hơi số 3 và 4 mắc song song nên ta chọn

trở lực lớn nhất để tính chọn bơm.

Trở lực về phía nƣớc khi qua các thiết bị trao đổi nhiệt đƣợc tính theo công thức:

2

v

tr

L 1P 1 z

d z 2

Trong đó:

λ – hệ số ma sát

L – chiều dài ống (m)

dtr – đƣờng kính trong của ống (m)

ζv – 0,5 hệ số trở lực cục bộ khi vào ống

z – số đƣờng nƣớc trong thiết bị

BỒN

NƢỚC

NÓNG BƠM

TH nhiệt hơi

phân ly

TH nhiệt khói

thải lò số 4

TH nhiệt khói

thải lò số 3

73

ω – vận tốc của dòng nƣớc trong ống (m2/s)

ρ – khối lƣợng riêng của môi chất chuyển động trong ống (kg/m3)

Hệ số ma sát đƣợc xác định theo công thức:

0,25

tr

680,11

d Re

Trong đó: Δ = 0,02 mm – độ nhám tuyệt đối của ống thép kéo liền

Trở lực về phía nƣớc khi qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly:

dtr = 22,48 mm

ω = 1,54 m/s

z = 6

L = 2,2 m

Re = 105226

ρ = 965,86 kg/m3

0,250,02 68

0,11 0,021822,48 105226

2

hpl

2,2 0,5 1 1,54 .965,85P 0,0218 0,5 1 6

0,02248 6 2

12025,72Pa

Trở lực về phía nƣớc khi qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 4:

dtr = 22,48 mm

ω = 1,17 m/s

z = 10

L = 0,708 m

Re = 84571

ρ = 961,99 kg/m3

0,25

0,02 680,11 0,0223

22,48 84571

74

2

k4

0,708 0,5 1 1,17 .961,99P 0,0223 0,5 1 10

0,02248 10 2

10864,17 Pa

Trở lực về phía nƣớc khi qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải ở lò hơi số 3:

dtr = 22,48 mm

ω = 1,89 m/s

z = 12

L = 0,9 m

Re = 136615

ρ = 961,99 kg/m3

0,25

0,02 680,11 0,0212

22,48 136615

2

k3

0,9 0,5 1 1,89 .961,99P 0,0212 0,5 1 12

0,02248 12 2

33504,18Pa

Trở lực ma sát trong đƣờng ống:

Chọn tốc độ nƣớc trong ống là ω = 2,5 m/s


0

tb

85 96,3t 90,65 C

2

Từ đó tra đƣợc:

ρ = 964,8 kg/m3

ν = 0,324.10-6

m2/s

Đƣờng kính trong của ống dẫn nƣớc

tr

4G 4.22,48d 0,108m 108mm

3,14.964,8.2,5

Chọn ống dẫn nƣớc bằng thép Ø 114,3 / 3,05

Tính lại vận tốc nƣớc

2 2

tr

4G 4.22,482,53m / s

d 3,14.964,8.0,1082

75

tr

6

.d 2,53.0,1082Re 844895

0,324.10

Hệ số ma sát:

0,25

0,02 680,11 0,014

108,2 844895

Vậy 2 2

ms

tr

L 150 2,53 .964,8P 0,014. 59929,5Pa

d 2 0,1082 2

Chiều dài ống L = 150 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng

thể các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc

chính xác.

Trở lực cục bộ:

Đây là trở lực xuất hiện khi dòng chất môi giới chuyển động từ tiết diện nhỏ fn

sang tiết diện lớn f1 (đột mở) hoặc ngƣợc lại (đột thu). Do kết cấu của các thiết bị trao

đổi nhiệt nên trở lực này chỉ xuất hiện ở thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly khi nƣớc từ

ống đi vào buồng nƣớc của thiết bị. Còn ở thiết bị thu hồi nhiệt khói thải, do ống góp

có kích thƣớc gần bằng ống nƣớc nên không có trở lực cục bộ.

Hình 5.16: Trở lực cục bộ khi dòng chảy

từ tiết diện nhỏ sang tiết diện lớn và ngược lại

Trở lực cục bộ đƣợc xác định theo công thức:

2

cbP2

Trong đó: ζ – hệ số trở lực cục bộ

ω – vận tốc nƣớc lấy theo tiết diện nhỏ.

Tiết

diện

lớn

Tiết diện

nhỏ

76

Hệ số trở lực cục bộ khi đột mở:

2

nm

1

f1

f

Hệ số trở lực cục bộ khi đột thu:

0,75

nt

1

f0,5 1

f

Tiết diện nhỏ là tiết diện ống nƣớc vào thiết bị

2 2 3 2

n trf d 0,1082 9,19.10 m4 4

Tiết diện lớn là tiết diện buồng chứa nƣớc

fl = 0,518.0,163 = 0,0844 m2

Suy ra:

23

m

9,19.101 0,794

0,0844

0,753

t

9,19.100,5 1 0,459

0,0844

2

cb

2,53 .964,8P (0,794 0,459) 3869Pa

2

Tổng trở lực:

ΔP = ΔPhpl + ΔPk3 + ΔPcb + ΔPms

= 12025,72 + 33504,18 + 3869 + 59929,5

= 109328,4 Pa

= 11,15 mH20

Lƣu lƣợng nƣớc nóng trong hệ thống

3G 22,48Q 0,0233m / s

964,8

1398 / ph

5.5.2 Trở lực đƣờng nƣớc nóng cung cấp cho MLHT

Trở lực của bơm nƣớc nóng cấp cho BPS của MLHT bao gồm trở lực qua BPS

và trở lực ma sát của đƣờng ống.

77

Theo catalog của hãng sản xuất EBARA (Phụ lục 3), tổn thất áp suất của nƣớc

nóng khi qua BPS và lƣu lƣợng nƣớc nóng là

ΔP = 74 kPa = 74000 Pa

Q = 5,09 m3/ph = 5090 l/ph

Nhiệt độ trung bình của nƣớc nóng

0

tb

85 90t 87,5 C

2

Tra đƣợc thông số vật lý của nƣớc

ρ = 966,9 kg/m3

ν = 0,336.10-6

m2/s

Đƣờng kính trong của ống dẫn nƣớc

tr

4Q 4.5,09d 0,208m 208mm

60.3,14.2,5

Chọn ống dẫn nƣớc bằng thép Ø 219 / 6

Đƣờng kính của ống dẫn nƣớc thƣờng chọn bằng đƣờng kính ống của MLHT.

Tuy nhiên do catalog của nhà sản xuất không có thông số này nên ta chỉ chọn tƣơng

đối để tính trở lực. Tham khảo catalog MLHT sử dụng hơi cấp nhiệt của cùng hãng

sản xuất EBARA, ứng với năng suất lạnh tƣơng đƣơng thì các đƣờng ống có kích

thƣớc từ 200 mm đến 250 mm. Nhƣ vậy, đƣờng ống ta chọn ở đây là hợp lý.

Tính lại vận tốc nƣớc

2 2

tr

4Q 4.5,092,52m / s

d 60.3,14.0,207

tr

6

.d 2,52.0,207Re 1552500

0,336.10

Hệ số ma sát:

0,250,02 68

0,11 0,012207 1552500

Vậy 2 2

tr

L 75 2,52 .966,9P 0,012. 13348Pa

d 2 0,207 2

78

Chiều dài ống L = 75 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng thể

các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc

chính xác.

Tổng trở lực:

ΔP = 74000 + 13348 = 87348 Pa

= 8,91 mH2O

5.5.3 Trở lực đƣờng nƣớc lạnh cung cấp cho công nghệ

Trở lực này bao gồm trở lực qua BBH và trở lực ma sát đƣờng ống.


lạnh khi qua BBH và lƣu lƣợng nƣớc lạnh là

ΔP = 54 kPa = 54000 Pa

Q = 3,63 m3/ph = 3630 l/ph

Nhiệt độ trung bình của nƣớc lạnh

0

tb

15 20t 17,5 C

2


ρ = 998,6 kg/m3

ν = 1,081.10-6

m2/s


Vận tốc nƣớc

2 2

tr

4Q 4.3,631,8m / s

d 60.3,14.0,207

tr

6

.d 1,8.0,207Re 344681

1,081.10

Hệ số ma sát:

0,250,02 68

0,11 0,014207 344681

Vậy 2 2

tr

L 100 1,8 .998,6P 0,014. 10941Pa

d 2 0,207 2

79

Chiều dài ống L = 100 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng

thể các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc

chính xác.

Tổng trở lực:

ΔP = 54000 + 10941 = 64941 Pa

= 6,62 mH2O

5.5.4 Trở lực đƣờng nƣớc giải nhiệt

Chọn tháp giải nhiệt:

Tháp giải nhiệt dùng để hạ nhiệt độ nƣớc làm mát và tuần hoàn trở lại MLHT. Để

chọn tháp giải nhiệt ta dựa vào các yếu tố sau:

Nhiệt độ nƣớc vào và ra khỏi tháp

Lƣu lƣợng nƣớc

Nhiệt độ bầu ƣớt của không khí tại nơi lắp đặt

Tháp giải nhiệt có 2 loại vuông và tròn. Loại vuông có đặc điểm là có thể lắp đặt

thành từng cụm nối tiếp nhau nhƣ vậy sẽ đỡ chiếm diện tích mặt bằng hơn.

Theo catalogue MLHT, lƣu lƣợng nƣớc giải nhiệt là

Q = 8,57 m3/ph = 8570 l/ph

Chọn tháp giải nhiệt vuông của Liang Chi

Ứng với độ giải nhiệt từ 370C – 32

0C, lƣu lƣợng Q = 8570 l/ph, nhiệt độ bầu ƣớt

tại miền Nam là 280C. Theo catalog của Liang Chi chọn Model No. 800

Ứng với Model này ta chọn tháp giải nhiệt có 4 cụm với các thông số:

Số hiệu: LRC – H – 200 – C4

Lưu lượng: 10400 l/ph

Chiều cao mực nước: 3,8 m

Chi tiết về kích thƣớc tháp giải nhiệt đƣợc trình bày ở phụ lục 4.

Tính trở lực

Trở lực bao gồm trở lực qua MLHT, trở lực ma sát đƣờng ống và chiều cao mực

nƣớc của tháp giải nhiệt.


giải nhiệt khi qua MLHT và lƣu lƣợng nƣớc giải nhiệt là

80

ΔP = 59 kPa = 59000 Pa

Q = 8,57 m3/ph = 8570 l/ph

Nhiệt độ trung bình của nƣớc giải nhiệt

0

tb

32 37t 34,5 C

2


ρ = 994,1 kg/m3

ν = 0,739.10-6

m2/s


Vận tốc nƣớc

2 2

tr

4Q 4.8,573,2m / s

d 60.3,14.0,238

tr

6

.d 3,2.0,238Re 1030582

0,739.10

Hệ số ma sát:

0,250,02 68

0,11 0,012238 1030582

Vậy

2 2

tr

L 50 3,2 .994,1P 0,012. 12831Pa

d 2 0,238 2

Chiều dài ống L = 75 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng thể

các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc

chính xác.

Trở lực tạo bởi chiều cao mực nƣớc trong tháp giải nhiệt:

ΔP = H.g.ρ = 3,8.9,81.994,1 = 37058 Pa

Tổng trở lực:

ΔP = 59000 + 12831+ 37058 = 115305 Pa

= 11,1 mH2O

81

5.6 Chọn bơm

Từ kết quả tính trở lực và lƣu lƣợng ta có các thông số để chọn bơm

Bảng 5.2: Thông số chọn bơm

Tên Lƣu lƣợng (lít/ph) Cột áp (mH2O)

Bơm nƣớc nóng của hệ thống 1395 11,15

Bơm nƣớc nóng cho MLHT 5090 8,91

Bơm nƣớc lạnh cho công nghệ 3630 6,62

Bơm nƣớc giải nhiệt 8570 11,1

Chọn bơm của hãng EBARA. Thông tin các loại bơm đã chọn đƣợc trình bày ở

bảng 5.3.

Bảng 5.3: Thông số bơm của hệ thống

Tên Số hiệu Công suất

(kW)

Lƣu lƣợng

(lít/ph)

Cột áp

(mH2O)

Bơm nƣớc nóng

của hệ thống 3M 65 – 125/4 4 1500 10,7

Bơm nƣớc nóng

cho MLHT MMD4 150 – 200/11 11 5000 9,8

Bơm nƣớc lạnh

cho công nghệ MMD4 125 - 200/7.5R 7,5 3700 7,7

Bơm nƣớc giải

nhiệt MMD4 200 – 250/22 22 9000 11,7

Các chi tiết khác của bơm đƣợc trình bày ở phụ lục 5.

Trong điều kiện giới hạn của luận văn nên không trình bày cách tính toán bọc

cách nhiệt thiết bị, chọn van, hệ thống đƣờng ống dẫn, bố trí dụng cụ đo, hệ thống điều

khiển…

82

CHƢƠNG 6: ĐÁNH GIÁ HIỆU QUẢ KINH TẾ

6.1 Chi phí đầu tƣ và vận hành

6.1.1 Chi phí đầu tƣ

Chi phí đầu tƣ bao gồm: chi phí các thiết bị, lắp đặt và vận chuyển.

Tham khảo bảng báo giá của một phƣơng án từ Trung tâm Tiết Kiệm Năng

Lƣợng TP. HCM do công ty TNHH ECOZEN thực hiện. Bảng báo giá này bao gồm:

Thiết bị cho bơm nƣớc nóng của hệ thống

Thiết bị cho bộ van giảm áp

Thiết bị cho hơi phân ly (thiết bị trao đổi nhiệt hơi phân ly, van…)

Các bộ bẫy hơi

Các thiết bị khác (van điều khiển nhiệt độ, thiết bị trao đổi nhiệt khói thải,

bồn chứa nƣớc nóng…)

Đƣờng ống và bảo ôn

Chi phí thi công, lắp đặt và vận chuyển

Tổng chi phí: 985.431.777 VNĐ

Giá thành MLHT với năng suất lạnh 1266 kW vào khoảng 4,5 tỷ VNĐ. Chi phí

cho bơm, tháp giải nhiệt và các thiết bị đi cùng MLHT vào khoảng 500 triệu VNĐ.

Nhƣ vậy tổng chi phí cho toàn bộ phƣơng án vào khoảng 6 tỷ VNĐ. Với quy mô

của doanh nghiệp, có thể đáp ứng đƣợc.

6.1.2 Chi phí vận hành

Chi phí vận hành bao gồm: chi phí nhiên liệu do phải trích hơi bổ sung, chi phí

tiêu thụ điện năng của các bơm trong MLHT, bơm nƣớc lạnh, bơm nƣớc giải nhiệt và

quạt tháp giải nhiệt đi kèm với MLHT, chi phí tiêu thụ điện năng của bơm nƣớc nóng.

Về bơm nƣớc lạnh, bơm nƣớc giải nhiệt và quạt tháp giải nhiệt đi kèm với

MLHT, do hệ thống MLHT đã thay thế cho hệ thống chiller cũ nên có thể xem nhƣ

điện năng tiêu thụ cho các thiết bị này tƣơng đƣơng với điện năng của các thiết bị của

hệ thống chiller. Nhƣ vậy chi phí vận hành đƣợc tính gồm chi phí nhiên liệu và chi phí

tiêu thụ điện năng của bơm nƣớc nóng.

83

Chi phí nhiên liệu

Lƣợng hơi trích bổ sung:

hh

Q 607,67G .3600 1068kg / h

r 2048

Tham khảo lƣợng tiêu hao nhiên liệu của lò hơi số 3. Ứng với sản lƣợng hơi

6800 kg/h thì lƣợng tiêu hao nhiên liệu là 504,2 kg/h. Ta có thể tính gần đúng lƣợng

gia tăng tiêu hao nhiên liệu khi bổ sung thêm 1068 kg/ h hơi.

1068.504,2B 79,2kg / h

6800

Chuyển đơn vị sang lít/h

79,2B 80lít / h

0,991

Giá dầu FO hiện nay: 13000 VNĐ/lít

Chi phí cho nhiên liệu

80.13000 = 1 040 000 VNĐ/h

Chi phí tiêu thụ điện năng

Tổng công suất của hai bơm nƣớc nóng: 4 + 11 = 15 kW

Tổng công suất của các bơm trong MLHT: 0,4.2 + 1,5.2 + 0,75.2 = 5,3 kW

Chi phí tiêu thụ điện năng (giá điện 3 giá trung bình hiện nay 1000 VNĐ/ kWh)

(5,3 + 15).1000 = 20 300 VNĐ/h

Tổng chi phí vận hành:

1040000 + 20300 = 1 060 300 VNĐ/h

6.1.3 Chi phí tiết kiệm đƣợc của hệ thống:

Hệ thống mới thay thế cho hệ thống chiller cũ nên ta đã tiết kiệm đƣợc điện năng

tiêu thụ của chiller và các bơm nƣớc lạnh, bơm nƣớc giải nhiệt, quạt tháp giải nhiệt.

Tuy nhiên, nhƣ đã phân tích ở trên các bơm nƣớc lạnh, bơm nƣớc giải nhiệt, quạt tháp

giải nhiệt ở hệ thống mới vẫn hoạt động nên chỉ tiết kiệm đƣợc điện năng tiêu thụ của

chiller.

Năng suất lạnh của 2 chiller: 2.579 = 1158 kW

84

Hệ số COP trung bình của chiller bằng 4

Công suất máy nén: 1158

289,5kW4

Chi phí tiết kiệm do ngừng 2 chiller

289,5.1000 = 289 500 VNĐ/h

So với chi phí vận hành, chi phí tiết kiệm này nhỏ hơn khá nhiều và hệ thống

hoạt động không kinh tế. Ta rút ra một số nhận xét sau:

Do phải trích hơi bổ sung nên chi phí vận hành tăng lên rất nhiều mà trong đó chi

phí nhiên liệu chiếm tỷ trọng đáng kể (khoảng 97%). Nếu nhƣ không có chi phí nhiên

liệu này hoặc chi phí cho nhiên liệu thấp thì rõ ràng khả năng tiết kiệm của hệ thống là

đáng kể.

Ví dụ nhƣ nguồn nhiên liệu là trấu có giá thành 500 VNĐ/kg, tiêu hao nhiên liệu

cho 1 tấn hơi/h là 200 ÷ 230 kg trấu (số liệu lò hơi đốt trấu của Công ty Minh Phát) thì

chi phí nhiên liệu cho phƣơng án chỉ vào khoảng 115.000 VNĐ/h. Nhƣ vậy, hoàn toàn

có tính khả thi về mặt kinh tế.

Từ đó có thể kết luận:

Đối với doanh nghiệp đang khảo sát, phƣơng án trích hơi gia nhiệt bổ sung để

đáp ứng nhiệt lƣợng còn thiếu cung cấp cho MLHT không khả thi về mặt kinh tế mà

nguyên nhân chính là do chi phí nhiên liệu cao. Vậy phƣơng án thích hợp ở đây là chỉ

sử dụng nguồn nhiệt thải để cung cấp nhiệt năng cho MLHT, việc trích hơi bổ sung chỉ

để dự phòng và dùng trong khởi động.

6.2 Tính toán lại phƣơng án

6.2.1 Chọn máy lạnh hấp thụ

Do nguồn nhiệt thải chỉ đáp ứng thay thế đƣợc nhu cầu của một chiller (579 kW)

nên ta chọn lại MLHT có năng suất lạnh là 633 kW.

Các thông số của MLHT theo catalog nhà sản xuất:

Model: RCH040

Năng suất lạnh: 633 kW

Chiều dài máy: 3,63 m

Chiều cao máy: 2,49 m

85

Chiều rộng máy: 1,57 m

Các chi tiết khác về MLHT đƣợc trình bày ở phụ lục 3.

Công suất nhiệt cần thiết cho MLHT này là:

0h

QQ 844kW

COP

Nhƣ vậy ta thấy lƣợng nhiệt thải mà ta tận dụng đƣợc (Qtd = 1037,46 kW) lớn

hơn so với yêu cầu của MLHT. Có nhiều phƣơng án để xử lý nguồn nhiệt lƣợng bị

thừa này tuy nhiên phƣơng án đơn giản nhất vẫn là thải bỏ bớt nguồn nhiệt thải này ra

ngoài. Nhiệt lƣợng do khói thải sẽ đƣợc tận dụng hoàn toàn, còn nhiệt lƣợng do hơi

phân ly sẽ đƣợc thải bỏ thông qua thải bỏ một phần lƣợng hơi phân ly ra ngoài.

6.2.2 Tính toán các thiết bị thu hồi nhiệt thải

Xem tổn thất của các thiết bị thu hồi nhiệt là 5%

Nhiệt lƣợng tận dụng đƣợc của khói thải

Qk = (Qk3 + Qk4).0,95 = (191,07 + 107,03).0,95 = 283,2 kW

Nhiệt lƣợng cần thiết của hơi phân ly

h kpl

Q QQ 590,3kW

0,95

Chọn độ tăng nhiệt độ nƣớc khi qua các thiết bị thu hồi nhiệt khói thải vẫn là

30C. Vì vậy, lƣu lƣợng nƣớc nóng trong hệ thống không đổi vẫn bằng 22,48 kg/s. Khi

đó nhiệt đó nƣớc qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly

pl 0

p

Q .0,95 590,3.0,95t 6 C

G.c 22,48.4,2

Nhiệt độ nƣớc vào và ra thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly 850C – 91

0C.

Nhiệt độ nƣớc vào và ra thiết bị thu hồi nhiệt khói thải 910C – 94

0C

a- Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải

Do công suất nhiệt và độ tăng nhiệt độ của nƣớc qua các thiết bị thu hồi nhiệt

khói thải không đổi. Sự thay đổi nhiệt độ nƣớc vào và ra ảnh hƣởng đến thông số vật

lý của nƣớc tuy nhiên sự thay đổi này là không nhiều nên ảnh hƣởng không đáng kể

đến kết quả tính toán nên ta không cần tính lại.

86

b- Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly

Với thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly, công suất nhiệt thay đổi nên sẽ làm thay

đổi diện tích truyền nhiệt.

Diện tích trao đổi nhiệt của thiết bị:

32

tr

tr

Q.0,95 590,3.10 .0,95F 25,11m

q 22335,55

Chiều dài ống tổng cộng là:

tr

tr

F 25,11L 355,73m

.d 3,14.0,02248

Chọn chiều dài một ống l = 1,6 m

Gọi z là số đƣờng nƣớc

L 355,73z 5,85

l.n 1,6.38

Chọn z = 6

Tính lại chiều dài 1 ống:

L 355,73l 1,56m

n.z 38.6

Bƣớc ống: s = 36 mm

c- Thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung

Với thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung, mặc dù ở trƣờng hợp này không cần hơi bổ

sung để gia nhiệt nhƣng nhu cầu khi khởi động vẫn có nên ta vẫn thiết kế thiết bị trao

đổi nhiệt ứng với công suất nhiệt khi khởi động Q = 475,1 kW

Tỏa nhiệt về phía hơi không đổi. Tỏa nhiệt về phía nƣớc thay đổi do nhiệt độ

nƣớc trung bình thay đổi.

Nhiệt độ trung bình của nƣớc trong thùng:

0

2tb

30 90t 60 C

2

Quá trình tính toán tƣơng tự nhƣ mục 5.3

87

Ta có kết quả:

Δt1 = 120C

Δt2 = 630C

k = 1064,13

q = 114074,74 W/m2

Diện tích trao đổi nhiệt:

2Q 457,1.1000F 4m

q 114074,74

Tổng số ống:

tb

F 4n 91,7

.d .l 3,14.0,5.(0,0171 0,0138).0,9

Chọn n = 114 cho phù hợp với bố trí ống hình lục giác đều

Tính lại chiều dài 1 nhánh ống:

tb

F 4l 0,72m

.d .n 3,14.0,5.(0,0171 0,0138).114

6.2.3 Chọn các thiết bị khác

Chọn tháp giải nhiệt

Ứng với độ giải nhiệt từ 370C – 32

0C, lƣu lƣợng nƣớc giải nhiệt theo catalog

MLHT của Ebara Q = 4280 l/ph, nhiệt độ bầu ƣớt tại miền Nam là 280C. Theo catalog

tháp giải nhiệt của Liang Chi chọn Model No. 400

Ứng với Model này ta chọn tháp giải nhiệt có 2 cụm với các thông số:

Số hiệu: LRC – H – 200 – C2

Lưu lượng: 5200 l/ph

Chiều cao mực nước: 3,8 m

Chọn bơm

Trở lực nƣớc qua các thiết bị rất ít thay đổi, trở lực nƣớc qua MLHT theo catalog

cũng không thay đổi. Nhƣ vậy, cột áp để chọn bơm xem nhƣ không đổi, chỉ thay đổi

lƣu lƣợng bơm.

88

Bảng 6.1: Thông số chọn bơm

Tên Lƣu lƣợng (lít/ph) Cột áp (mH2O)

Bơm nƣớc nóng của hệ thống 1395 11,15

Bơm nƣớc nóng cho MLHT 2550 8,91

Bơm nƣớc lạnh cho công nghệ 1810 6,62

Bơm nƣớc giải nhiệt 4280 11,1

Thông số các bơm đƣợc trình bảy ở bảng 6.2

Bảng 6.2: Thông số bơm của hệ thống

Tên Số hiệu Công suất

(kW)

Lƣu lƣợng

(lít/ph)

Cột áp

(mH2O)

Bơm nƣớc nóng

của hệ thống 3M 65 – 125/4 4 1500 10,7

Bơm nƣớc nóng

cho MLHT MMD4 100 - 200/5.5 5,5 2500 9,8

Bơm nƣớc lạnh cho

công nghệ 3M 65 – 125/5.5 5,5 1900 10,4

Bơm nƣớc giải

nhiệt MMD4 150 – 200/15 15 4500 12,5

Chi tiết khác về bơm đƣợc trình ở phụ lục 5.

6.2.4 Tính toán lại chi phí

Chi phí đầu tƣ:

Do MLHT có năng suất thấp hơn nên chi phí đầu tƣ lúc này giảm bớt.

Giá thành MLHT ứng với năng suất 633 kW vào khoảng 2,5 tỷ VNĐ

Chi phí cho các thiết bị của hệ thống nƣớc nóng xem nhƣ không đổi, vào khoảng

1 tỷ VNĐ

Chi phí cho bơm, tháp giải nhiệt và các thiết bị phụ đi kèm MLHT khoảng 300

triệu VNĐ

Tổng chi phí đầu tƣ: 3,8 tỷ VNĐ

89

Chi phí vận hành:

Do không có hơi trích bổ sung, lƣợng hơi trích bổ sung khi khởi động không

đáng kể nên ta xem nhƣ bỏ qua. Nhƣ vậy chi phí vận hành chỉ gồm chi phí tiêu thụ

điện năng của bơm nƣớc nóng. Chi phí bảo trì, bão dƣởng cho hệ thống MLHT cao

hơn hệ thống chiller cũ nhƣng chênh lệch này là không nhiều nên có thể bỏ qua.

Tổng công suất của hai bơm nƣớc nóng: 4 + 5,5 = 9,5 kW

Tổng công suất của các bơm trong MLHT: 5,3 kW

Chi phí tiêu thụ điện năng

(9,5 + 5,3).1000 = 14 800 VNĐ/h

Chi phí tiết kiệm

Năng suất lạnh của một chiller: 579 kW

Hệ số COP trung bình bằng 4

Công suất máy nén: 579

144,75kW4

Chi phí tiết kiệm do ngừng một chiller

144,75.1000 = 144 750 VNĐ/h

Chi phí tiết kiệm đƣợc trong 1 năm:

(144750 – 14800).24.290 = 904 452 000 VNĐ/năm

Thời gian hoàn vốn

38000000004,2

904452000năm

6.3 Nhận xét

Từ các kết quả tính toán trên ta thấy rằng với tình hình tại Việt Nam, MLHT chỉ

nên áp dụng cho những nơi có nguồn nhiệt thải và chỉ nên sử dụng những nguồn nhiệt

thải này làm năng lƣợng cấp vào. Việc dùng hơi để gia nhiệt chỉ thích hợp ở những nơi

có lò hơi sử dụng nguồn nhiên liệu rẻ tiền nhƣ trấu, than cám hoặc mùn cƣa, gỗ vụn…

Ví dụ ở công ty KAISEN (Bình Dƣơng) – công ty chuyên sản xuất các mặt hàng gỗ

mỹ nghệ - đã dùng gỗ vụn, mùn cƣa… từ chính quy trình sản xuất làm nguyên liệu cho

lò hơi để sinh hơi cấp nhiệt cho MLHT dùng trong điều hòa không khí.

90

Đối với doanh nghiệp, việc tận dụng nguồn nhiệt thải làm nguồn nhiệt năng cung

cấp cho MLHT đã tiết kiệm mỗi năm gần 900.000 kWh điện năng, tƣơng đƣơng 900

triệu đồng. Mặc dù chi phí đầu tƣ lớn nếu xét về lợi ích lâu dài thì việc đầu tƣ cho hệ

thống THNT là có lợi. Ngoài ra, doanh nghiệp sẽ đƣợc hỗ trợ một phần kinh phí từ

chƣơng trình của TP. Hồ Chí Minh dành cho các doanh nghiệp thực hiện các giải pháp

tiết kiệm năng lƣợng.

Ngoài việc mang lại lợi ích cho bản thân doanh nghiệp, lƣợng điện năng tiết kiệm

đƣợc đã góp phần làm giảm đi lƣợng phát thải mỗi năm gần 630.000 kg CO2. Trong

bối cảnh khí hậu trái đất đang biến đổi mạnh mẽ vì sự gia tăng lƣợng khí nhà kính thì

việc một doanh nghiệp có ý thức trong việc bảo vệ môi trƣờng là một điều đáng ghi

nhận.

91

PHỤ CHƢƠNG: HỆ THỐNG EJECTOR HƠI ĐỂ THU HỒI NHIỆT LƢỢNG

HƠI PHÂN LY

Trong quá trình phân tích các phƣơng án THNT cho doanh nghiệp, chúng tôi đã

tìm hiểu thêm về hệ thống thu hồi nhiệt của hơi phân ly sử dụng ejector. Do ứng dụng

của ejector tại Việt Nam vẫn còn khá mới mẻ nên phần tính toán, nghiên cứu về

ejector xin đƣợc đƣa vào phụ chƣơng của luận văn. Thêm vào đó nội dung chính của

luận văn nằm trong lĩnh vực THNT – một vấn đề đang đƣợc quan tâm hiện nay – nên

phần phụ chƣơng này có thể xem nhƣ một hƣớng phát triển để tiếp tục nghiên cứu các

biện pháp THNT.

P.1 Tổng quan về ejector

Ejector là thiết bị dùng để tạo chân không trong bình ngƣng ở các nhà máy nhiệt

điện. Nhiệm vụ của nó là hút không khí trong bình ngƣng để tạo độ chân không, giảm

nhiệt độ ngƣng tụ của hơi sau tuabin. Môi chất làm việc của ejector có thể là hơi, nƣớc

hoặc khí nén.

Đối với ejector dùng trong phƣơng án THNT thì nhiệm vụ của nó là hút lƣợng

hơi phân ly từ bồn nƣớc cấp (có áp suất và nhiệt độ thấp) rồi nâng áp suất của hỗn hợp

hơi (đồng nghĩa với tăng nhiệt độ) để cung cấp nhiệt lƣợng cho các quy trình công

nghệ. Với doanh nghiệp đang khảo sát thì nhiệt lƣợng cung cấp có thể dùng cho

MLHT.

Hình P.1: Ejector

92

Do mục đích chính không phải là hút không khí tạo độ chân không mà là nén hơi

phân ly lên áp suất cao hơn nên tên gọi đúng của thiết bị ở đây là máy nén nhiệt

(thermocompressor), tuy nhiên do thuật ngữ này chƣa thông dụng nên ở đây vẫn gọi là

ejector.

P.2 Tính toán ejector

P.2.1 Cơ sở lý thuyết

Quá trình giãn nở trong ejector đƣợc biểu diễn trên đồ thị i – s ở hình P.2

Hình P.2: Quá trình giãn nở trong ejector

Hơi công tác có áp suất cao (điểm 1) giãn nở từ áp suất p1 đến p2. Trong ống

phun, năng lƣợng của dòng hơi đƣợc chuyển thành động năng, hơi ra khỏi ống phun đi

vào buồng hòa trộn có áp suất p2 = p3 = p4 nhỏ hơn áp suất trong bồn nƣớc cấp p3’

(khoảng 0,05 bar). Nhƣ vậy hơi phân ly từ bồn nƣớc cấp (điểm 3’) đƣợc hút vào buồng

hòa trộn, trộn lẫn với dòng hơi công tác. Hơi công tác truyền một phần động năng cho

hơi phân ly và đẩy nó vào ống tăng áp. Ở đây, động năng của toàn bộ hỗn hợp (điểm

4) giảm dần để áp suất của chúng tăng lên (điểm 5).

Điểm 3’ là điểm ứng với trạng thái hơi phân ly trƣớc khi đƣợc hút vào buồng hòa

trộn (p = 1 bar). Áp suất trong buồng hòa trộn nhỏ hơn áp suất đầu hút nên trên thực tế

sẽ xảy ra quá trình giãn nở 3’ – 3 nhƣ trên đồ thị.

93

Toàn bộ quá trình làm việc trong ejector có thể chia làm 3 giai đoạn:

Hơi công tác giãn nở trong ống tăng tốc (ống phun)

Hòa trộn giữa hơi công tác và hơi phân ly trong buồng hòa trộn

Nén hỗn hợp hơi công tác và hơi phân ly trong ống tăng áp (ống khuyếch

tán)

Sự thay đổi áp suất và vận tốc của dòng hơi đƣợc thể hiện trên hình P.3

Hình P.3: Sự thay đổi áp suất và vận tốc trong ejector

Áp suất

Vận tốc

Vận tốc âm

thanh

Ống phun

Buồng hòa

trộn Ống tăng áp

Hơi công tác

Hơi phân ly

Hơi phân ly

Hơi công tác

Hơi công tác

Hơi phân ly

2

2

2

1

3

4

5

1

3 4

3

4

5

94

Quá trình giãn nở trong ống phun (quá trình 1 - 2 trên đồ thị)

Tốc độ môi chất ra khỏi ống phun:

2 1 012h 2h với φ là hệ số tốc độ (φ = 0,94 ÷ 0,96)

h1 = φ2.h01

Quá trình hòa trộn

Phƣơng trình bảo toàn động lƣợng

G1.ω2 + G3. ω3 = (G1 + G3). ω4

Bỏ qua tốc độ của hơi phân ly ω3 = 0

G1.ω2 = (G1 + G3). ω4

14 2

1 3

G

G G

Đặt 1

1 3

G

G G: hệ số lƣu lƣợng

4 2.

Phƣơng trình cân bằng năng lƣợng và cân bằng khối lƣợng cho ejector

1 1 3 3 5 5G .i G .i G .i

G1 + G3 = G5

Chia 2 vế cho (G1 + G3)

311 3 5

1 3 1 3

GG.i .i i

G G G G

3 1 111 3 5

1 3 1 3

G G GG.i .i i

G G G G

1 3 5.i (1 ).i i

Quá trình nén hỗn hợp trong ống khuếch tán

22

544 5i i

2 2

EJECTOR i1, G1

i3, G3

i5, G5

95

Bỏ qua vận tốc hỗn hợp sau khi nén ω5 = 0

2

45 4i i

2

Thay ω4 = μ.ω2

22 22

2 1h h2

Hiệu suất của ống tăng áp là:

02D

2

h

h

P.2.2 Tính toán ejector

Mục tiêu của quá trình tính toán là xác định lƣợng tiêu hao hơi để hút toàn bộ

lƣợng hơi phân ly từ nƣớc ngƣng của quá trình sản xuất và nén lên áp suất cao hơn sao

cho hiệu suất của ống tăng áp trong khoảng 75 ÷ 85%. Áp suất của hỗn hợp sau khi

nén là 2,5 bar, dùng để cung cấp cho MLHT (theo catalog của EBARA).

Các thông số ban đầu:

Áp suất hỗn hợp sau khi nén: p5 = 2,5 bar

Áp suất hơi trích (đã trừ đi tổn thất): p1 = 8 bar

Áp suất hơi phân ly trong bồn nƣớc cấp: p3’ = 1 bar

Áp suất trong buồng hòa trộn: p2 = p3 = p4 = 0,95 bar

Lƣợng hơi phân ly: G3 = 1179 kg/h

Bài toán có nhiều ẩn nên ta áp dụng cách tính gần đúng. Trình tự tính toán nhƣ

sau:

Xác định các điểm 2, 3 trên đồ thị

Do 2 đƣờng đẳng áp 0,95 bar và 2,5 bar gần song song nên quá trình nén

lý thuyết h02 của điểm hòa trộn (điểm 4) nằm giữa điểm 2 và 3 là gần bằng

nhau. Dựa vào đồ thị ta xác định đƣợc giá trị h02 này.

Chọn hiệu suất ống tăng áp, từ đó tính đƣợc giá trị h2

Từ h2 ta tính đƣợc hệ số lƣu lƣợng μ và xác định lƣợng hơi trích cần thiết

96

Tính toán quá trình giãn nở trong ống phun:

Từ bảng thông số nhiệt động của nƣớc và hơi nƣớc, ở áp suất 8 bar, ta có:

i1 = 2769 kJ/kg s1 = 6,663 kJ/kg.độ

Ứng với s1 = 6,663 kJ/kg.độ và p1t = p2 = 0,95 bar; ta có

i1t = 2408 kJ/kg

Suy ra nhiệt giáng lý thuyết là:

h01 = i1 – i1t = 2769 – 2408 = 361 kJ/kg

Nhiệt giáng thực tế:

h1 = φ2.h01 = 0,95

2.361 = 325,8 kJ/kg

Enthalpy của hơi ở điểm 2:

i2 = i1 – h1 = 2769 – 325,8 = 2443,2 kJ/kg

Tính toán quá trình hút hơi phân ly vào buồng hòa trộn

Từ bảng thông số nhiệt động của nƣớc và hơi nƣớc, ở áp suất 1 bar, ta có:

i3’ = 2675 kJ/kg s3’ = 7,36 kJ/kg.độ

Quá trình hơi phân ly đƣợc hút vào buồng hòa trộn cũng là quá trình giãn nở 3’ –

3. Từ bảng thông số vật lý của nƣớc và hơi nƣớc: ứng với s3’ = 7,36 và p = 0,95 bar; ta

tra đƣợc i = 2667 kJ/kg.

h03 = i3’ – i = 2675 – 2667 = 8 kJ/kg

Chọn hệ số tốc độ φ = 0,97

h3 = φ2.h03 = 0,95

2.8 = 7,2 kJ/kg

i3 = i3’ – h3 = 2675 – 7,2 = 2667,8 kJ/kg

Tính toán quá trình nén

Ta xác định giá trị h02 nhƣ sau: từ điểm 2 và 3 đã xác định trên đồ thị kẻ đƣờng

thẳng (ứng với quá trình nén lý thuyết) gặp đƣờng đẳng áp p = 2,5 bar, nhƣ vậy ta tính

đƣợc 2 giá h02 tại điểm này; giá trị h02 của điểm 4 bằng trung bình của 2 giá trị h02 vừa

tính (xem hình P.4).

Điểm 2:

h02 = 2590 – 2443,2 = 146,8 kJ/kg

Điểm 3:

h02 = 2850 – 2667,8 = 182,2 kJ/kg

97

Hình P.4: Đồ thị i - s

Suy ra giá trị h02 trung bình là:

h02 = 0,5.(146,8 + 182,2) = 164,5 kJ/kg

Chọn hiệu suất của ống tăng áp ηD = 80%

022

D

h 164,5h 205,63kJ / kg

0,8

Từ đó suy ra:

2

1

h 205,630,79

h 325,8

Từ đó tính đƣợc lƣợng hơi công tác cần thiết:

1 3

0,79G G . 1179. 4435 kg / h

1 1 0,79

Tổng lƣợng hơi sau ejector:

G5 = G1 + G3 = 4435 + 1179 = 5614 kg/h

2

3

i

kJ/kg

s

2400

2500

2600

2700

2800

p = 1 bar

p = 2,5 bar

p = 0,5 bar

2900

98

Từ lƣợng hơi ta có thể xác định đƣợc kích thƣớc tại các tiết diện của ejector.

Cách tính toán có thể tham khảo tài liệu [1] và [11], trong giới hạn của luận văn chỉ

trình bày hiệu quả đạt đƣợc.

Trạng thái hơi sau ejector

5 1 3i .i (1 ).i 0,79.2769 (1 0,79).2667,8

2747,75kJ / kg

Nhiệt lƣợng do tổng lƣợng hơi cung cấp

5 5

5614Q G .(i i ') (2747,75 535,4) 3450kW

3600

Đối với MLHT sử dụng hơi có áp suất 2,5 bar thì chỉ là loại Single Effect nên chỉ

số COP chỉ vào khoảng 0,75.

Năng suất lạnh tƣơng đƣơng

Q0 = Q.0,75 = 3450.0,75 = 2587,5 kW

Năng suất lạnh này gấp 4,47 lần năng suất lạnh của một chiller (579 kW).

Tuy nhiên, nếu dùng hơi lƣợng hơi trích ở trên (có áp suất 8 bar) để cấp nhiệt cho

MLHT loại Double Effect thì hiệu quả sẽ cao hơn.

Nhiệt lƣợng của hơi trích

1

4435Q G .r .2048 2523kW

3600

Do MLHT Double Effect có chỉ số COP cao hơn, COP = 1,3 nên năng suất lạnh

tƣơng đƣơng

Q0 = Q.1,3 = 2523.1,3 = 3280 kW

Năng suất lạnh này gấp 5,67 lần năng suất lạnh của một chiller (579 kW).

P.3 Nhận xét

Năng suất lạnh khi dùng cùng một lƣợng hơi trích trực tiếp cấp nhiệt MLHT

Double Effect cao hơn khi dùng gián tiếp qua ejector cấp cho MLHT Single Effect. Lý

do là hiệu suất của MLHT Double Effect cao hơn Single Effect. Tuy nhiên, dù sử dụng

hơi trích một cách trực tiếp hay gián tiếp thì tiêu hao nhiên liệu tăng lên vẫn không thể

bù cho chi phí điện năng tiết kiệm đƣợc. Nguyên nhân là do chi phí nhiên liệu cao nhƣ

đã đề cập ở chƣơng 6. Nhƣ vậy việc sử dụng ejector trong trƣờng hợp cấp nhiệt cho

99

MLHT không mang lại hiệu quả kinh tế. Thế nhƣng nếu nhiệt năng đƣợc sử dụng cho

mục đích khác thì ejector mang lại hiệu quả thiết thực.

Giả sử, trong quy trình sản xuất có một công đoạn cần sử dụng hơi có áp suất 2,5

bar để gia nhiệt. Ứng với công suất nhiệt 3450 kW thì nếu ta dùng ejector để tận dụng

nhiệt của hơi phân ly thì lƣợng hơi trích là 4435 kg/h. Nếu sử dụng hơi mới từ ống góp

(áp suất 8 bar) qua van tiết lƣu giảm áp (đến 2,5 bar) thì lƣợng hơi cần thiết để đáp ứng

công suất trên là:

h " '

8 2,5

QG

(i i )

Trong đó: ''

8i = 2769 kJ/kg – enthalpy của hơi trích từ ống góp ở áp suất 8 bar

''

2,5i = 535,4 kJ/kg – enthalpy của nƣớc ngƣng ở áp suất 2,5 bar

h

3450G 5560kg / h

(2769 535,4)

Kết quả cho thấy việc tận dụng ejector để thu hồi nhiệt hơi phân ly đã tiết kiệm

khoảng 20% nhiên liệu.

Ví dụ thực tế:

Công ty Nikkico (KCX Tân Thuận) – chuyên sản xuất thiết bị y tế

Hình P.5: Sơ đồ hệ thống nhiệt tại Công ty Nikkico

LOØ HÔI

NÖÔÙC

CAÁP

TÖØ HT XÖÛ LYÙ BUOÀNG

SAÁY BUOÀNG

HAÁP

KHOÙI

240oC

6 7 bar

600 kg/h

XAÛ LOØ

ÑÒNH KYØ

1,5 bar

110oC 120

oC 110

oC

0,85 bar

(95oC)

HÔI XAÛ

TÔÙI HOÁ XAÛ

NÖÔÙC

CHEØN

BÔM

16 l/ph

COÂNG TY NIKKICO - KCX TAÂN THUAÄN

(Coù 04 heä thoáng nhieät ñoäc laäp)

2 bar

100

Dựa vào sơ đồ hệ thống nhiệt ở hình P.5 ta thấy một số điểm nhƣ sau:

- Nhiệt độ khói thải vẫn còn cao 2400C

- Nƣớc ngƣng sau buồng sấy và buồng hấp đƣợc đƣa thẳng tới hố xả mà

không đƣợc thu hồi

Nhƣ vậy đã có sự lãng phí cả vể năng lƣợng và khối lƣợng. Nếu lƣợng nƣớc

ngƣng trên đƣợc đƣa về bồn nƣớc cấp thì sẽ sinh ra hơi phân ly có áp suất 1 bar. Sau

đó dùng hơi mới từ lò hơi (có áp suất 6 ÷ 7 bar) qua ejector để nâng áp suất hơi phân

ly lên tƣơng ứng với yêu cầu. Nhƣ vậy, ta đã thu hồi đƣợc cả về nhiệt lƣợng lẫn về

khối lƣợng bị lãng phí đồng thời giảm đƣợc lƣợng tiêu hao nhiên liệu.

101

KẾT LUẬN

Luận văn đã trình bày phƣơng án thu hồi nhiệt thải tối ƣu nhằm tiết kiệm điện

năng tiêu thụ cho doanh nghiệp. Đây là một vấn đề đang đƣợc quan tâm hiện nay do

giá thành nhiên liệu biến động không ngừng làm ảnh hƣởng đến hoạt động sản xuất

kinh doanh của các doanh nghiệp. Luận văn cũng trình bày cách tính toán và thiết kế

các thiết bị thu hồi nhiệt thải sao cho phù hợp với điều kiện thực tế của doanh nghiệp

khảo sát.

Giá thành đầu tƣ của phƣơng án cuối cùng là 3,8 tỷ VNĐ. Với mức tiết kiệm chi

phí điện năng hơn 900 triệu VNĐ mỗi năm thì sau 4,2 năm doanh nghiệp đã có thể

hoàn vốn. Sau thời gian hoàn vốn, doanh nghiệp có thể dùng số tiền tiết kiệm để đầu

tƣ cho các công nghệ khác để có thể hoạt động sản xuất hiệu quả hơn đáp ứng nhu cầu

cạnh tranh trên thị trƣờng. Ngoài chi phí tiết kiệm đƣợc thì doanh nghiệp cũng đã góp

phần làm giảm lƣợng phát thải khí CO2 – nguyên nhân chính dẫn đến tình trạng nóng

dần lên của trái đất hiện nay.

Bên cạnh phƣơng án đã nêu, luận văn trình bày một số tính toán về thiết bị

ejector dùng để thu hồi nhiệt lƣợng hơi phân ly cung cấp cho các QTCN khác. Đây là

một hƣớng phát triển của luận văn trong lĩnh vực thu hồi nhiệt thải cho các doanh

nghiệp để tiết kiệm năng lƣợng.

Từ những kết quả tính toán, luận văn đƣa ra một số nhận định về khả năng ứng

dụng máy lạnh hấp thụ tại Việt Nam là vẫn còn hạn chế - nguyên nhân là do giá thành

nhiên liệu khá cao. Nếu sử dụng các nhiên liệu rẻ tiền nhƣ trấu, than cám… hoặc sử

dụng nguồn nhiệt thải để cấp nhiệt cho máy lạnh hấp thụ thì sẽ mang lại hiệu quả kinh

tế hơn.

102

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Hoàng Đình Tín, Lê Chí Hiệp (1997) – Nhiệt động lực học kỹ thuật – NXB

Khoa học và Kỹ thuật.

[2] Hoàng Đình Tín (2001) – Truyền nhiệt và tính toán thiết bị trao đổi nhiệt –

NXB Khoa học và Kỹ thuật

[3] Lê Chí Hiệp (2004) – Máy lạnh hấp thụ trong kỹ thuật điều hòa không khí -

NXB ĐH Quốc Gia TP. HCM.

[4] Lê Chí Hiệp (2007) – Kỹ thuật Điều hoà Không khí – NXB Khoa học và Kỹ

thuật

[5] Nguyễn Văn Tuyên (2007) – Giáo trình Tuabin hơi nước & Tuabin khí –

NXB ĐH Quốc Gia TP. HCM.

[6] Trần Thanh Kỳ (2006) – Máy lạnh - NXB ĐH Quốc Gia TP. HCM.

[7] Bùi Hải, Dƣơng Đức Hồng, Hà Mạnh Thƣ (2001) – Thiết bị trao đổi nhiệt –

NXB Khoa học và Kỹ thuật.

[8] Nguyễn Thị Minh Trinh (2008) – Nghiên cứu sử dụng nhiệt thải từ các động

cơ đốt trong của trạm phát điện Phú Quốc để sản xuất nước đá bằng máy lạnh

hấp thụ (NH3 + H2O) – Luận văn thạc sĩ – ĐH Bách Khoa TP. HCM

[9] Hoàng An Quốc (2004) – Xây dựng phần mềm thiết kế máy lạnh hấp thụ H2O

– LiBr – Luận văn thạc sĩ – ĐH Bách Khoa TP. HCM

[10] Keith E. Herold, Reinhard Radermacher, Sanford A. Klein (1995) -

Absorption Chillers and Heat Pumps – CRC Press, New York.

[11] Robert B. Power (1994) - Steam Jet Ejectors for the Process Industries –

McGraw - Hill, New York.

[12] Trung tâm Tiết kiệm Năng lƣợng TP. HCM (2009) – Báo cáo kiểm toán

năng lượng Công ty TNHH Tae Kwang Vina Industrial.

[13] Công ty TNHH Ecozen – Bảng báo giá.

[14] http://nptel.iitm.ac.in

103

PHỤ LỤC 1

CHƢƠNG TRÌNH TÍNH TOÁN CHU TRÌNH

MÁY LẠNH HẤP THỤ H20 – LiBr SINGLE EFFECT

public static double to, tk, t1, t2, t2_1, t3, t3_2, t4, t5, t6, t7;

public static double po, pk;

public static double i1, i2, i2_1, i3, i3_2, i4, i5, i6, i7;

public static double Cs, Cw;

private void btTinh_toan_Click(object sender, EventArgs e)

{

double tc1, tc2, th1, tw1, Qo;

tc1 = double.Parse(txt_tc1.Text);

tc2 = double.Parse(txt_tc2.Text);

th1 = double.Parse(txt_th1.Text);

tw1 = double.Parse(txt_tw1.Text);

Qo = double.Parse(txt_Qo.Text);

//Nhiệt độ TNL sôi trong BBH

to = tc2 - 3;

//Áp suất bão hòa po

po = tinh_ap_suat_TNL(to); //Đơn vị là bar

po=po*1E5/133.3224; // Đổi sang mmHg

//Nhiệt độ nƣớc giải nhiệt qua BHT

double tw2 = tw1 + 3;

//Nhiệt độ dung dịch loãng ra khỏi BHT

t4 = tw2 + 4;

//Nồng độ dung dịch loãng

Cw = tinh_nong_do_dd(t4, to);

//Nhiệt độ nƣớc giải nhiệt qua BN

double tw3 = tw2;

double tw4 = tw3 + 2;

//Nhiệt độ ngƣng tụ TNL

tk = tw4 + 4;

104

//Áp suất ngƣng tụ TNL

pk = tinh_ap_suat_TNL(tk);

pk = pk * 1E5 / 133.3224; // Đổi sang mmHg

//Nhiệt độ dung dịch đậm đặc ra khỏi BPS

t6 = th1 - 5;

//Nồng độ dung dịch đậm đặc

Cs = tinh_nong_do_dd(t6, tk);

//Bội số tuần hoàn:

double a = Cs / (Cs - Cw);

//Nồng độ trung gian, enthalpy điểm 2

double Ci = 0.5 * (Cw + Cs);

t2 = tinh_nhiet_do_soi_dd(Ci, pk);

i2 = tinh_enthalpy_hqn(pk, t2);

//Nhiệt độ dung dịch đậm đặc ra khỏi HN

t5 = t4 + 20;

//Nhiệt độ dung dịch loãng bắt đầu sôi trong BPS

t1 = tinh_nhiet_do_soi_dd(Cw, pk);

//Enthalpy điểm 1, 2', 3'', 3, 4, 5, 6, 7

double i2_2,i3_1; //Ký hiệu 1, 2 sau dấu "_" là để chỉ số dấu phẩy

tinh_enthalpy_TNL(tk, out i2_1, out i2_2);

tinh_enthalpy_TNL(to, out i3_1, out i3_2);

i1 = tinh_enthalpy_dd(Cw, t1);

i3 = i2_1;

i4 = tinh_enthalpy_dd(Cw, t4);

i5 = tinh_enthalpy_dd(Cs, t5);

i6 = tinh_enthalpy_dd(Cs, t6);

i7 = i4 + (a - 1) * (i6 - i5) / a;

//Năng suất lạnh đơn vị qo

double qo = i3_2 - i3;

//Lƣu lƣợng TNL

double mr = Qo / qo;

//Phụ tải nhiệt đơn vị của BPS

double qh = i2 + (a - 1) * i6 - a * i7;

105

//Phụ tải nhiệt của BPS

double Qh = mr * qh;

//Năng suất giải nhiệt đơn vị của BN

double qk = i2 - i2_1;

//Năng suất giải nhiệt của BN

double Qk = mr * qk;

//Năng suất giải nhiệt đơn vị của BHT

double qa = i3_2 + (a - 1) * i5 - a * i4;

//Năng suất giải nhiệt của BHT

double Qa = mr * qa;

//Hệ số COP

double COP = Qo / Qh;

txt_Qa.Text = Qa.ToString();

txt_Qh.Text = Qh.ToString();

txt_Qk.Text = Qk.ToString();

txt_COP.Text = COP.ToString();

}

private void button1_Click(object sender, EventArgs e)

{

Thong_so_cac_diem_dac_trung show = new Thong_so_cac_diem_dac_trung();

show.Show();

}

private void Thong_so_cac_diem_dac_trung_Load(object sender, EventArgs e)

{

txt_c1.Text = Form1.Cw.ToString();



txt_c5.Text = Form1.Cs.ToString();

txt_c6.Text = Form1.Cs.ToString();

txt_p1.Text = Form1.pk.ToString();


txt_p2_1.Text = Form1.pk.ToString();


106


txt_p3.Text = Form1.po.ToString();

txt_p3_2.Text = Form1.po.ToString();



txt_t1.Text = Form1.t1.ToString();


txt_t2_1.Text = Form1.tk.ToString();

txt_t3.Text = Form1.to.ToString();

txt_t3_2.Text = Form1.to.ToString();




txt_i1.Text = Form1.i1.ToString();


txt_i2_1.Text = Form1.i2_1.ToString();


txt_i3_2.Text = Form1.i3_2.ToString();





}

107

PHỤ LỤC 2

CHƢƠNG TRÌNH CON TÍNH TOÁN

CÁC THÔNG SỐ NHIỆT ĐỘNG

//Tính áp suất bão hòa của tác nhân lạnh

public static double tinh_ap_suat_TNL(double nhiet_do)//Đơn vị bar / độ C

{

double kq;

double log_p;

double ap_suat;//Đơn vị bar

if (nhiet_do < 5)

{

log_p = 10.5380997 - 2663.91 / (nhiet_do + 273.15);

ap_suat = Math.Pow(10, log_p) * 0.001;

}

else

{

log_p = 28.59051 - 8.2 * Math.Log10(nhiet_do + 273.15) + 0.0024804 *

(nhiet_do + 273.15) - 3142.31 / (nhiet_do + 273.15);

ap_suat = Math.Pow(10, log_p);

}

kq = ap_suat;

return kq;

}

//Tính enthalpy của dung dịch

public static double tinh_enthalpy_dd(double nong_do, double nhiet_do)

{

double enthalpy=0;

double[,] heso = new double[6, 3]{{1.134125,4.124891,5.743693*1E-4},{-

4.80045/10,-7.643903/100,5.870921/100000},

{-2.161438/1000,2.589577/1000,-7.375319/1000000},{2.336235/10000,-

9.500522/100000,3.277592/10000000},{-1.188679/100000,1.708026/1000000,-

6.062304/1000000000},

{2.291532*1E-7,-1.102363*1E-8,3.901897*1E-11}};

for (int j = 0; j < 3; j++)

{

for (int i = 0; i < 6; i++)

{

double number = heso[i, j];

enthalpy += number * Math.Pow(nong_do, i) * Math.Pow(nhiet_do, j);

}

}

108

return enthalpy;

}

//Tính nhiệt độ bão hòa tác nhân lạnh

public static double tinh_nhiet_do_bh_TNL(double ap_suat)//Đơn vị oC,bar

{

double nhiet_do = 0;

ap_suat = ap_suat / 10;

if (ap_suat < 12.33)

nhiet_do = 42.6776 - 3892.7 / (Math.Log(ap_suat, Math.E) - 9.48654);

else

nhiet_do = -387.592 - 12587.5 / (Math.Log(ap_suat, Math.E) - 15.2578);

nhiet_do = nhiet_do - 273.15;

return nhiet_do;

}

//Tính enthalpy ở trạng thái bão hòa của TNL

public static void tinh_enthalpy_TNL(double nhiet_do,out double enthalpy_long,out

double enthalpy_hoi)

{

enthalpy_hoi = enthalpy_long = 0;

nhiet_do = nhiet_do + 273.15;

double number_1 = 0, number_2 = 0;

double[] heso_a = new double[8] { 8.839230108 * 1E-1, -2.67172935, 6.22640035, -

13.1789573, -1.91322436, 68.7937653, -1.24819906 * 1E2, 72.1435404 };

double[] heso_b = new double[8] { 4.57874342 * 1E-1, 5.08441288, -1.48513244, -

4.81351884, 2.69411782, -7.39064542, 10.4961689, -5.46840036 };

double heso_TR = (647.3 - nhiet_do) / 647.3;

for (int i = 1; i < 8; i++)

{

number_1 += heso_a[i] * Math.Pow(heso_TR, i);

}

enthalpy_long = (number_1+heso_a[0]) * 2099.3;

for (int j = 3; j < 8; j++)

{

number_2 += heso_b[j] * Math.Pow(heso_TR, j - 2);

}

enthalpy_hoi = (number_2+1 + heso_b[0] * Math.Pow(heso_TR, 1.0 / 3) + heso_b[1]

* Math.Pow(heso_TR, 5.0 / 6) + heso_b[2] * Math.Pow(heso_TR, 7.0 / 8)) * 2099.3;

}

109

//Tính nhiệt độ sôi của dung dịch

public static double tinh_nhiet_do_soi_dd(double nong_do, double ap_suat)

{

double A,B,D, E, F, N;

double nhiet_do = 0;

ap_suat = ap_suat * 0.0193367136;

A = -2.00755 + 0.16976 * nong_do - 3.133362 * 1E-3 * nong_do * nong_do +

1.97668 * 1E-5 * nong_do * nong_do * nong_do;

B = 321.128 - 19.322 * nong_do + 0.374382 * nong_do * nong_do - 2.0637 * 1E-3 *

nong_do * nong_do * nong_do;

D = -2886.373;

E = -337269.46;

F = 6.21147;

N = Math.Log10(ap_suat);

double ngoac = (-2 * E / (D + Math.Pow((Math.Pow(D, 2) - 4 * (F - N) * E), 0.5))) -

459.72;

nhiet_do = A * ngoac + B;

nhiet_do = 5 * (nhiet_do - 32) / 9;

return nhiet_do;

}

//Tính nồng độ dung dịch

public static double tinh_nong_do_dd(double nhiet_do_soi_dd, double

nhiet_do_bh_TNL)

{

double nong_do = 0;

double[] heso = new double[8] { 0.5362, 2.103 * 1E-4, -0.1335, 7.7844 * 1E-4, 4.7942

* 1E-3, -7.4752 * 1E-5, -4.5258 * 1E-5, 6.1135 * 1E-7 };

double delta = nhiet_do_soi_dd - nhiet_do_bh_TNL;

nong_do = 38.3893 + heso[0] * delta + heso[1] * delta * delta + heso[2] *

nhiet_do_bh_TNL + heso[3] * nhiet_do_bh_TNL * nhiet_do_bh_TNL + heso[4] * delta *

nhiet_do_bh_TNL + heso[5] * delta * delta * nhiet_do_bh_TNL + heso[6] * delta *

nhiet_do_bh_TNL * nhiet_do_bh_TNL + heso[7] * delta * delta * nhiet_do_bh_TNL *

nhiet_do_bh_TNL;

return nong_do;

}

//Tính enthalpy của hơi quá nhiệt

public static double tinh_enthalpy_hqn(double ap_suat, double nhiet_do)

{

double enthalpy;

double[] n0 = new double[9];

110

n0[0] = -0.969276865002 * 1E1;

n0[1] = 0.10086655968018 * 1E2;

n0[2] = -0.56087911283020 * 1E-2;

n0[3] = 0.71452738081455 * 1E-1;

n0[4] = -0.40710498223928;

n0[5] = 0.14240819171444 * 1E1;

n0[6] = -0.43839511319450 * 1E1;

n0[7] = -0.28408632460772;

n0[8] = 0.21268463753307 * 1E-1;

double[] J0 = new double[9];

J0[0] = 0;

J0[1] = 1;

J0[2] = -5;

J0[3] = -4;

J0[4] = -3;

J0[5] = -2;

J0[6] = -1;

J0[7] = 2;

J0[8] = 3;

double[] n = new double[43];

n[0] = -0.17731742473213 * 1E-2;

n[1] = -0.17834862292358 * 1E-2;

n[2] = -0.45996013696365 * 1E-1;

n[3] = -0.57581259083432 * 1E-1;

n[4] = -0.50325278727930 * 1E-1;

n[5] = -0.33032641670203 * 1E-4;

n[6] = -0.18948987516315 * 1E-3;

n[7] = -0.39392777243355 * 1E-2;

n[8] = -0.43797295650573 * 1E-1;

n[9] = -0.26674547914087 * 1E-4;

n[10] = 0.20481737692309 * 1E-7;

n[11] = 0.43870667284435 * 1E-6;

n[12] = -0.32277677238570 * 1E-4;

n[13] = -0.15033924542148 * 1E-2;

n[14] = -0.40668253562649 * 1E-1;

n[15] = -0.78847309559367 * 1E-9;

n[16] = 0.12790717852285 * 1E-7;

n[17] = 0.48225372718507 * 1E-6;

n[18] = 0.22922076337661 * 1E-5;

n[19] = -0.16714766451061 * 1E-10;

n[20] = -0.21171472321355 * 1E-2;

n[21] = -0.23895741934104 * 1E2;

n[22] = -0.59059564324270 * 1E-17;

111

n[23] = -0.12621808899101 * 1E-5;

n[24] = -0.38946842435739 * 1E-1;

n[25] = 0.11256211360459 * 1E-10;

n[26] = -0.82311340897998 * 1E1;

n[27] = 0.19809712802088 * 1E-7;

n[28] = 0.10406965210174 * 1E-18;

n[29] = -0.10234747095929 * 1E-12;

n[30] = -0.10018179379511 * 1E-8;

n[31] = -0.80882908646985 * 1E-10;

n[32] = 0.10693031879409;

n[33] = -0.33662250574171;

n[34] = 0.89185845355421 * 1E-24;

n[35] = 0.30629316876232 * 1E-12;

n[36] = -0.42002467698208 * 1E-5;

n[37] = -0.59056029685639 * 1E-25;

n[38] = 0.37826947613457 * 1E-5;

n[39] = -0.12768608934681 * 1E-14;

n[40] = 0.73087610595061 * 1E-28;

n[41] = 0.55414715350778 * 1E-16;

n[42] = -0.94369707241210 * 1E-6;

double[] J = new double[43];

J[0] = 0;

J[1] = 1;

J[2] = 2;

J[3] = 3;

J[4] = 6;

J[5] = 1;

J[6] = 2;

J[7] = 4;

J[8] = 7;

J[9] = 36;

J[10] = 0;

J[11] = 1;

J[12] = 3;

J[13] = 6;

J[14] = 35;

J[15] = 1;

J[16] = 2;

J[17] = 3;

J[18] = 7;

J[19] = 3;

J[20] = 16;

J[21] = 35;

112

J[22] = 0;

J[23] = 11;

J[24] = 25;

J[25] = 8;

J[26] = 36;

J[27] = 13;

J[28] = 4;

J[29] = 10;

J[30] = 14;

J[31] = 29;

J[32] = 50;

J[33] = 57;

J[34] = 20;

J[35] = 35;

J[36] = 48;

J[37] = 21;

J[38] = 53;

J[39] = 39;

J[40] = 26;

J[41] = 40;

J[42] = 58;

double[] I = new double[43];

I[0] = 1;

I[1] = 1;

I[2] = 1;

I[3] = 1;

I[4] = 1;

I[5] = 2;

I[6] = 2;

I[7] = 2;

I[8] = 2;

I[9] = 2;

I[10] = 3;

I[11] = 3;

I[12] = 3;

I[13] = 3;

I[14] = 3;

I[15] = 4;

I[16] = 4;

I[17] = 4;

I[18] = 5;

I[19] = 6;

I[20] = 6;

113

I[21] = 6;

I[22] = 7;

I[23] = 7;

I[24] = 7;

I[25] = 8;

I[26] = 8;

I[27] = 9;

I[28] = 10;

I[29] = 10;

I[30] = 10;

I[31] = 16;

I[32] = 16;

I[33] = 18;

I[34] = 20;

I[35] = 20;

I[36] = 20;

I[37] = 21;

I[38] = 22;

I[39] = 23;

I[40] = 24;

I[41] = 24;

I[42] = 24;

ap_suat = ap_suat * 133.3224 / 1000000; //Đơn vị mmHg

nhiet_do = nhiet_do + 273.15;

double p0 = 1;

double T0 = 540;

double ti_so_ap_suat = ap_suat / p0;

double ti_so_nhiet_do = T0 / nhiet_do;

double delta0 = 0;

for (int i = 0; i <= 8; i++)

{

delta0 = delta0 + n0[i] * J0[i] * Math.Pow(ti_so_nhiet_do, J0[i] - 1);

}

double delta = 0;

for (int i = 0; i <= 42; i++)

{

delta = delta + n[i] * J[i] * Math.Pow(ti_so_ap_suat, I[i]) *

Math.Pow((ti_so_nhiet_do - 0.5), (J[i] - 1));

}

double R = 0.461526;

enthalpy = R * nhiet_do * ti_so_nhiet_do * (delta + delta0);

return enthalpy;

}

114

PHỤ LỤC 3

MÁY LẠNH HẤP THỤ EBARA

Chu trình máy lạnh hấp thụ Single Effect cấp nhiệt bằng nước nóng

115

Kích thước và chi tiết máy lạnh hấp thụ

116

PHỤ LỤC 4

THÁP GIẢI NHIỆT LIANG CHI

Model

LRC - H

Water

flow

rate

Dimensions Driving Equipment

Width Length Height Power

Fan

Dia.

Air

Volume W L H H1 H2 H3

l/min mm mm mm mm mm mm HP mm m3/min/Cell

200 – C2 5200 3180 4970 3730 880 2850 520 7,5x2 1800 1340

200 – C4 10400 3180 9790 3730 880 2850 520 7,5x4 1800 1340

Model

LRC-H

Dry

weight

Operating

Weight

Tower

Head Piping Dimensions

kg kg m Inlet Outlet Drain Overflow Auto Make-up

Manual Make-up

200-C2 1960 5560 3.8 5B(125A)

x4

8B(200A)

x2

2B(50A)

x2

2B(50A)

x2 1¼B(32A)x2

200-C4 3820 11020 3.8 5B(125A)

x8

8B(200A)

x4

2B(50A)

x4

2B(50A)

x4 1¼B(32A)x4

117

PHỤ LỤC 5

BƠM EBARA

Bơm 3M

Đặc tuyến của bơm

SPECIFICATIONS

• Maximum working pressure: 10 bar

• Liquid temperature: from –10°C to +110°C

• 110° C for H version

TECHNICAL DATA

• Asincronous 2 and 4 poles motor

• Insulation class F

• Protection degree IP55

• 1~230±10%

• 3~230/400V ± 10% 50Hz up to 4kW included,

400/690V ±10% above

• Thermal protection to be provided by the user

118

Kích thước bơm

119

Bơm MMD4

Kích thước bơm

SPECIFICATIONS • Maximum working pressure: 10 bar

• Maximum liquid temperature:

90°C (MD)

-10°C÷+130°C (MMD) MMD4 125-200/7.5 R

TECHNICAL DATA

• Asincronous 2 and 4 poles motor • Insulation class F

• Protection degree IP55 (MD), IP54 (MMD)

• 1~230V ± 10% 50Hz, 3~230/400V ±10% 50Hz up to 4kW included, 400/690V ± 10% above

• Permanent split capacitor and automatic thermal

overload protection for single-phase version

• Thermal protection to be provided by the user for three-phase version

thuyet minh

Documents