Giáo trình Lò hơi (Phần 1)

an nâu, đá dầu và những than đá có Vc(%) lớn. Máy nghiền trung tốc dùng để nghiền các loại than đá có độ cứng, độ ẩm vừa phải và t−ơng đối ít tro. Đối với than có độ tro lớn (Ak> 30%) không dùng máy nghiền này. Máy nghiền quạt thích hợp nhất cho than nâu mềm, ẩm và than bùn. Việc chọn số l−ợng máy nghiền cho một lò hơi tùy thuộc vào sơ đồ hệ thống nghiền đã chọn, công suất lò hơi, số vòi phun và việc bố trí chúng, Khi dùng sơ đồ hệ thống nghiền than có phễu bột trung gian thì năng suất máy nghiền đ−ợc chọn bằng: , t/hz k kM M k Z BB Z = ∑ (4-29) trong đó: kz = 1,1 là hệ số dự trữ; Zk là số lò hơi đ−ợc đặt; Bk là l−ợng nhiên liệu tiêu hao ở công suất định mức của lò hơi, t/h; ZM là số máy nghiền cho một lò hơi; MZ∑ là toàn bộ số máy nghiền đ−ợc đặt. Bảng 4.16 Số máy nghiền bi cho một lò hơi (sơ đồ có phễu bột trung gian) Công suất của lò hơi, t/h Kiểu máy nghiền 12ữ 35 50ữ 75 120ữ 270 320ữ 420 500ữ 600 950 1600 2500 Máy nghiền bi 1 1 1ữ2 1ữ2 2 2 4 6 4.6.7. Sơ đồ hệ thống nghiền than 169 Sơ đồ hệ thống nghiền than có 2 kiểu: sơ đồ tập trung và sơ đồ phân tán (thổi trực tiếp và có phễu bột trung gian). 4.6.7.1. Sơ đồ tập trung Hình 4.43. Sơ đồ hệ thống nghiền than tập trung. 1-Phễu than nguyên; 2- Thiết bị sấy; 3- Máy nghiền ;4- Phễu bột; 5- Bơm bột; 6- Phễu bột của lò hơi; 7- Buồng lửa; 8- Quạt gió của lò hơi. Ưu điểm: thiết bị nghiền làm việc độc lập với sự làm việc của lò hơi. Máy nghiền có thể làm việc chu kỳ nh−ng đầy tải, nh− vậy giảm đ−ợc suất tiêu hao điện năng để chuẩn bị bột. Nh−ợc điểm: Phức tạp, giá thành ban đầu cao, chi phí vận hành lớn. Tuy nhiên dùng sơ đồ này cho các khối năng l−ợng lớn từ 300 MW trở lên thì có lợi. 4.6.7.2. Sơ đồ phân tán ( có thể là kín hay hở) 170 Hình 4.44. Sơ đồ hệ thống nghiền than phân tán. a-thổi trực tiếp; b-có phễu bột trung gian.1- phễu than nguyên; 2- thiết bị sấy;3- Máy nghiền; 4- quạt gió;5- buồng lửa;6- phễu bột trung gian;7- bộ phận vít tải bột than. a- Sơ đồ thổi trực tiếp: ở sơ đồ này toàn bộ bột than do máy nghiền sản xuất sẽ đ−ợc thổi thẳng vào buồng lửa; dùng máy nghiền tốc độ nhanh hay máy nghiền trung tốc. Trong sơ đồ thổi trực tiếp năng suất của máy nghiền đ−ợc xác định bởi công suất của lò hơi. Muốn điều chỉnh công suất của lò hơi thì điều chỉnh l−ợng than và môi chất sấy cấp vào máy nghiền. Ưu điểm của sơ đồ phân tán thổi trực tiếp là đơn giản, ống dẫn bột ngắn, không có phễu bột, xyclon, máy cấp bột, do đó chi phí ban đầu t−ơng đối nhỏ và giảm đáng kể tiêu thụ điện năng để vận chuyển bột. Sơ đồ này làm việc thích hợp với lò hơi có phụ tải ít thay đổi th−ờng xuyên. Nh−ợc điểm chủ yếu của sơ đồ này là không có dự trữ bột nên lò hơi làm việc phụ thuộc hoàn toàn vào sự làm việc của máy nghiền. Dùng sơ đồ này phải đặt ít nhất 2 máy nghiền cho 1 lò hơi để đảm bảo lò hơi làm việc liên tục, sản l−ợng của mỗi máy nghiền phải đ−ợc chọn bằng 75% l−ợng nhiên liệu tiêu thụ của lò hơi ở phụ tải định mức. a) 171 1-phễu than nguyên; 2-máy cấp than; 3-máy nghiền bi; 4-bộ phân ly thô; 5-xyclon; 6-khóa khí; 7-vít tải bột than; 8-phễu bột than; 9-máy cấp bột than; 10-hộp gió cấp 2; 11-bộ sấy không khí; 12-quạt gió; 13-buồng lửa; 14-vòi phun bột than; 15-vòi phun gió cấp 3; 16a-quạt gió cấp 3; 16b-quạt nghiền; 17- đ−ờng tái tuần hoàn không khí về máy nghiền; 18-đ−ờng than thô trở lại thùng nghiền; 19-không khí nóng cấp vào máy nghiền; 20-van lấy không khí ngoài trời; 21-đ−ờng hút ẩm. Sơ đồ này còn có thêm nh−ợc điểm là toàn bộ bột than đi qua quạt nghiền nên rôto quạt bị mòn nhanh. b) Sơ đồ hệ thống nghiền than có phễu bột trung gian, kiểu kín: dùng cho máy nghiền bi chạy chậm (hình vẽ 4.45). * Ưu điểm: - Giảm đ−ợc độ mòn của rôto quạt nghiền; - Tăng độ mềm dẻo của việc điều chỉnh năng suất máy cấp bột vào buồng lửa; - Máy nghiền làm việc độc lập với lò hơi, do đó có thể làm việc đầy tải, kết quả là suất tiêu hao điện năng sẽ giảm xuống; - Tăng mức độ tin cậy trong việc cung cấp bột cho lò hơi nhờ có phễu bột than trung gian và có thể liên hệ giữa các hệ thống lò hơi bằng vít tải bột than; - Máy nghiền đ−ợc đặt với dự trữ về năng suất nhỏ hơn. ở hệ thống này khi đặt 2 máy nghiền cho 1 lò hơi thì năng suất chung của chúng chỉ cần lấy bằng 110% l−ợng tiêu hao nhiên liệu của lò hơi. Sơ đồ này rất thích hợp cho lò hơi có phụ tải thay đổi. * Nh−ợc điểm: - Tốn nhiều công nhân vận hành do tòa nhà có kích th−ớc lớn và có thêm những thiết bị phụ nh− xyclon, bunke bột, máy cấp bột, vít tải bột,..; phục vụ phức tạp; - Tăng l−ợng điện năng tiêu thụ để vận chuyển do lọt không khí lạnh vào hệ thống có chân không cao; - Giảm hiệu suất của lò hơi do lọt không khí lạnh vào hệ thống nghiền. 4.6.8. Các trang bị của hệ thống nghiền than 4.6.8.1. Máy cấp than nguyên Năng suất của máy cấp than nguyên đ−ợc chọn với hệ số dự trữ bằng 1,2 lần năng suất tính toán của máy nghiền. Th−ờng dùng hai loại máy cấp than là kiểu đĩa quay và kiểu tải bằng cao su. * Máy cấp than kiểu đĩa quay (hình vẽ 4.46): máy này có −u điểm là gọn, t−ơng đối kín không cho không khí lọt vào. Máy cấp than kiểu đĩa tròn đ−ợc dùng cho than xốp không dính; năng suất của loại máy này bằng 5, 10, 20, 30 t/h và phạm vi điều chỉnh năng suất từ 100% đến 50%; số vòng quay của đĩa (bàn) có đ−ờng kính bằng 600ữ850 mm là từ 9ữ14,8 vg/ph. Hình 4.45. Sơ đồ hệ thống nghiền than phân tán có phễu bột trung gian.a-có gió cấp 3; b-không dùng gió cấp 3. b) 172 Bảng 6.4 Những đặc tính của máy cấp than kiểu đĩa Kiểu máy đ−ờng kính đĩa, mm Số vòng quay của đĩa, vg/ph Số vòng quay của động cơ điện, vg/ph Tỷ số truyền của hộp giảm tốc Năng suất, t/h Công suất động cơ điện, kW 600/5 600 7,25 960 1:132 5 2 600/10 600 14,5 960 1:66 10 2 850/20 850 14,5 960 1:66 20 2 850/30 850 14,5 960 1:66 30 2 Máy cấp than kiểu băng tải cao su (hình vẽ 4.47): Máy này có khả năng cấp than với độ mịn bất kỳ, vận hành tin cậy và thuận tiện khi cần cấp nhiên liệu từ phễu than đến máy nghiền trên khoảng cách lớn. L−u l−ợng nhiên liệu đ−ợc điều chỉnh bằng lá chắn ở đáy phễu than làm thay đổi chiều cao của lớp than trên băng tải hoặc bằng cách thay đổi số vòng quay của động cơ điện. Nh−ợc điểm của máy cấp than kiểu băng tải là không kín, không khí có thể lọt vào nhiều hơn so với máy cấp kiểu đĩa tròn (bàn quay). Hình 4.46. Máy cấp than kiểu đĩa quay. 1-đĩa quay; 2-tấm gạt; 3-hộp giảm tốc; 4-động cơ điện;5-vỏ máy. 173 Năng suất máy cấp than kiểu băng tải đ−ợc tính theo công thức sau: t/h,3600..v..h.bG l.n ψρ= (4-30) trong đó: b là chiều rộng lớp nhiên liệu, m; h là chiều cao lớp nhiên liệu, m; l.nρ là mật độ chất đống của nhiên liệu, t/m3; v là tốc độ chuyển động của băng tải, th−ờng v = 0,2ữ0,5 m/s; ψ là mức độ đổ đầy (chất đầy) thể tích của vỏ, ψ =0,7ữ0,8. Năng suất của máy cấp than này có thể tới 15 t/h và lớn hơn. 4.6.8.2. Bộ phận phân ly than thô kiểu ly tâm Công dụng: tách các hạt than to không đủ độ mịn yêu cầu ra khỏi than mịn và đ−a trở lại máy nghiền để nghiền lại. Độ kinh tế của công việc nghiền than phụ thuộc vào hiệu quả làm việc của bộ phân ly thô. Bộ phân ly thô làm việc kém hiệu suất thì năng l−ợng để nghiền bột quá mịn sẽ tăng lên, năng suất máy nghiền giảm và suất tiêu hao điện năng sẽ tăng. ứng với độ mịn đã cho của bột than, bộ phân ly thô phải đảm bảo cho máy nghiền làm việc có năng suất tối đa và suất tiêu thụ điện năng để nghiền là tối thiểu, đồng thời có thể điều chỉnh độ mịn của bột trong phạm vi rộng. Trên (hình 4.48) giới thiệu một kiểu bộ phân ly than thô đ−ợc đặt trong hệ thống nghiền than phân tán có phễu bột than trung gian khi nghiền than antraxit và than cứng. ở đây đã dùng các lực ly tâm, quán tính, trọng lực để tách các hạt than thô ra khỏi bột mịn. Sự làm việc của bộ phân ly than thô đ−ợc đặc tr−ng bằng những chỉ tiêu sau: - Hiệu suất; - Bội số tuần hoàn; - Trở lực; - Đặc tính hạt của bột ra khỏi bộ phân ly thô; Hình 4.47. Máy cấp than kiểu băng tải cao su. 174 - Đặc tính thay đổi độ mịn của bột khi điều chỉnh. Hiệu suất của bộ phân ly than thô là tỷ số giữa l−ợng bột đi ra và toàn bộ l−ợng bột vào bộ phân ly thô: ( ) ( ) %,100.BR100 AR100 b a − −=η (4-31) hoặc: ( )( ) ( )( ) %,100.RRR100 RRR100 acb bca −− −−=η (4-32) trong đó: A là l−ợng bột mịn đi ra khỏi bộ phân ly thô, t/h; B là l−ợng bột ra khỏi máy nghiền đi vào bộ phân ly than thô, t/h; Ra, Rb, Rc là phần còn lại trên rây nào đó (90 hay 200 mà ) của bột mịn, bột sau máy nghiền đi vào bộ phân ly thô và của than thô trở về thùng nghiền. Sản phẩm sau máy nghiền càng thô thì l−u l−ợng hạt thô do bộ phân ly trả về máy nghiền càng nhiều và bội số tuần hoàn của bộ phân ly thô càng lớn. * Bội số tuần hoàn của bộ phân ly thô đ−ợc định nghĩa là: A C1 A CA A BK +=+== (4-33) Hình 4.48. Bộ phân ly than thô kiểu ly tâm. a-sơ đồ và nguyên lý hoạt động; b-xác định bội số tuần hoàn. 1-ống cấp hỗn hợp bột than-không khí từ máy nghiền; 2-vỏ thân ngoài; 3-vỏ trong; 4-cánh tạo xoáy; 5-ống dẫn hỗn hợp: bột mịn  không khí đi ra; 6-ống dẫn than thô từ vỏ ngoài trở về thùng nghiền; 7-ống dẫn than thô từ vỏ trong trở về thùng nghiền. b ) a 175 hay từ cân bằng độ mịn: Rb.K = Ra + (K - 1)Rc (4-34) ta rút ra bội số tuần hoàn: bc ac RR RR K − −= (4-35) Nh− vậy K phụ thuộc vào: - Độ mịn của bột đi ra khỏi máy nghiền Rb; - Độ mịn yêu cầu của bột ra khỏi bộ phân ly thô, Ra; - Hiệu quả làm việc của bộ phân ly thô, tức là vào (%)η của nó đặc tr−ng bởi Rc. Đối với than antraxit khi dùng máy nghiền bi thì K = 3; đối với than nửa antraxit và than gầy K = 2,2 4.6.8.3. Bộ phân ly bột than mịn (xyclon) Yêu cầu cơ bản đối với xyclon là phải tách ra khỏi dòng hỗn hợp nhiều bột nhất với trở lực t−ơng đối nhỏ. Xyclon có hiệu suất cao (làm việc tốt) sẽ tăng đ−ợc tuổi thọ của quạt nghiền. Sự lắng bột trong xyclon xảy ra do lực ly tâm của dòng hỗn hợp không khí bột than đ−ợc cấp vào tiếp tuyến ở phần trên của xyclon. Hiệu suất của xyclon: %,100 B B ' xyc " xyc xyc =η (4-36) Trong đó: ''xycB là l−ợng bột lắng trong xyclon, t/h; 'xycB là l−ợng bột cấp vào xyclon, t/h. Yếu tố ảnh h−ởng đến xycη là: đ−ờng kính xyclon, nồng độ và tốc độ của dòng đi vào xyclon,Tốc độ của dòng vào bằng 18ữ22 m/s thì xycη tăng lên nhanh, nh−ng không lớn hơn 25 m/s vì có thể bay cả bột theo không khí ra ngoài. Miệng ống dẫn bột vào xyclon càng nhỏ (khi đã cho Dxyc) thì đ−ờng đi để bột chạm thành xyclon càng ngắn và cycη càng cao. 4.6.8.4. Máy cấp bột than: Hình 4.49. Xyclon. 1-hỗn hợp bột than mịn và không khí đi vào xyclon; 2-không khí đi ra; 3-bột than mịn đi xuống. 176 Có hai kiểu máy cấp bột than là kiểu đĩa có cánh và kiểu vít vô tận. Đối với than antraxit, than nửa antraxit và một số than đá th−ờng dùng máy cấp bột kiểu đĩa có cánh, nó có khả năng cấp bột đồng đều hơn máy cấp kiểu vít. Năng suất có thể bằng từ 1ữ5 t/h đến 8ữ12 t/h. Động cơ điện có công suất từ 0,9 kW đến 3,4 kW, dùng dòng điện một chiều thay đổi đ−ợc số vòng quay từ 1350 đến 1450 vg/ph. Năng suất máy cấp bột than kiểu đĩa có cánh xác định nh− sau: t/h,n.V..C.60B hbb ρ= (4-37) trong đó: n là số vòng quay của bánh xe máy cấp (đĩa có cánh), vg/ph; Vh là thể tích của tất cả các ngăn của đĩa có cánh, m 3; bρ là mật độ bột, t/m3; C là hệ số chất đầy ngăn. Khi đặt 2 máy cấp bột cho 1 lò hơi thì năng suất tối đa của mỗi máy phải đảm bảo 75% phụ tải của lò hơi. Khi đặt 3 máy cấp bột hay nhiều hơn nữa thì năng suất tối đa yêu cầu của mỗi máy bằng: ( ) 1 1 100 100 lv k M M xyc b b b B Z B WB C Z W η− − −= − , t/h (4-38) trong đó: ZM là số máy nghiền cho một lò hơi; BK là l−ợng tiêu thụ than nguyên của lò hơi, t/h; BM là năng suất của một máy nghiền, t/h; Zb là số máy cấp bột than; C1 là hệ số kể đến dự trữ cần thiết về l−ợng bột và phạm vi điều chỉnh của máy cấp bột. Khi đặt động cơ điện có 3 cấp điều chỉnh tốc độ quay thì C1 = 0,75; có 5 cấp điều chỉnh thì C1 =0,6. 4.6.8.5. Khóa khí: Hình 4.50. Máy cấp bột than kiểu đĩa có cánh. 1-tấm gạt; 2-cửa quay; 3- lỗ trên; 4-bánh xe (đĩa) có cánh để cung cấp; 5-lố ở giữa; 6-bánh xe có cánh để đo; 7-ống bột than đi ra; 8-động cơ điện Bánh xe có cánh 177 Khóa khí đ−ợc đặt trên đ−ờng than thô trở về thùng nghiền và đáy bộ phân ly bột than mịn. Đặt khóa khí để ngăn ngừa không khí lọt vào hệ thống nghiền. Khóa khí hình côn đ−ợc chế tạo 9 kích th−ớc khác nhau với đ−ờng kính quy −ớc Dy = 100, 150, 250, 300, 350, 400, 450 và 500. Đ−ờng kính khóa khí đặt d−ới xyclon đ−ợc chọn bằng: 35,7 , mmxyck B d g = (4-39) trong đó: b lv xycMxyc W100 W100BB − −η= là l−ợng bột lắng trong xyclon, t/h; BM sản l−ợng máy nghiền tính theo than nguyên, t/h; xycη là hiệu suất của xyclon tính theo phần thập phân; g là suất phụ tải bột của khóa khí, lấy trung bình bằng 0,3 kg/mm2h. 4.6.8.6. Phễu than và phễu bột than * Phễu than nguyên đặt trên thùng nghiền, làm bằng bê tông cốt thép, mặt trong nhẵn và có độ dốc nhất định để đảm bảo tháo cạn nhiên liệu chứa trong nó. Trên phễu đặt ghi (l−ới sắt) có lỗ 80 x 300 mm để tránh lọt những cục than to xuống phễu. Góc nghiêng của vách ≥ 650 để than chảy xuỗng dễ dàng. Cửa than ra phải đủ lớn (1200 x 1200 mm). Thể tích (dung tích) của phễu than nguyên khi dùng antraxit và than đá đ−ợc tính cho 8h làm việc đầy tải của lò hơi. nK K p Z ZBV ρϕ= , m 3 (4-40) trong đó: Z là số giờ làm việc của lò hơi ứng với dự trữ than đã chọn chứa trong phễu, h; Hình 4.51. Khóa khí 178 Bk là tiêu thụ nhiên liệu của lò hơi ở phụ tải định mức, t/h; ϕ là hệ số chứa đầy phễu, lấy gần đúng khi tính toán ϕ = 0,8; ln.ρ là mật độ chất đống của nhiên liệu, t/m3; Zk là số phễu than cho một lò hơi. • Phễu bột than: dung tích phễu đ−ợc tính ứng với phụ tải định mức của lò hơi, đảm bảo đ−ợc ít nhất 4ữ6 giờ làm việc của lò. Độ cao (chiều cao) của lớp bột ít nhất bằng 3m để máy cấp bột làm việc tin cậy. (phải đặt nhiệt kế để đo nhiệt độ của bột trong phễu, trừ bột antraxit). Thể tích (dung tích) phễu bột than: pl.nZ bb b.p ZK BZV ρ= , m 3 (4-41) trong đó: Zb là thời gian làm việc của lò hơi ứng với dự trữ bột than đã chọn, h; Bb là tiêu thụ bột than của lò hơi: η= b t lv t kb Q Q BB , t/h Bk là tiêu thụ nhiên liệu của lò hơi ở phụ tải định mức, t/h; lvtQ và b tQ là nhiệt trị thấp của nhiên liệu và của bột, kJ/kg; b bb ch t b t W6100 WA100QQ −−−= , kJ/kg (4-42) chtQ là nhiệt trị thấp của mẫu cháy của nhiên liệu, kJ/kg; η là hiệu suất của bộ phân ly than mịn tính theo phần thập phân; KZ là hệ số chứa đầy phễu bột; l.nρ là mật độ chất đống của bột, t/m3; Zp là số phễu bột cho một lò hơi. 4.6.8.7. Quạt nghiền: th−ờng dùng quạt ly tâm Năng suất quạt nghiền tính theo điều kiện nghiền có thể xác định theo công thức thực nghiệm sau: ( )3 bng3 ngtqn K36K1000VV ϕ+= ,m3/h. (4-43) trong đó: Vt là thể tích thùng nghiền, m 3; bϕ là độ chứa bi trong thùng nghiền. 4.6.9. Tính nhiệt của hệ thống nghiền than: Mục đích tính nhiệt của hệ thống nghiền than là xác định l−ợng môi chất sấy cần thiết và nhiệt độ của nó đồng thời là cơ sở để chọn các thiết bị của hệ thống nghiền than. 179 Tính nhiệt cho hệ thống nghiền than đ−ợc tiến hành cho 1kg than t−ơi (nguyên) tính từ máng dẫn than t−ơi vào máy nghiền đến tr−ớc quạt nghiền. 4.6.9.1. L−ợng nhiệt cấp vào: nllotcksv.d qqqqq +++= , (4-44) trong đó: qs là nhiệt vật lý của môi chất sấy: qs = g’.c’s.t’, kj/kg môi chất là không khí nóng thì: 10"' −= SKKtt qc.k là nhiệt sinh ra trong quá trình nghiền: mck k86.0q = , kJ/kg km là hệ số điều chỉnh cho một phần năng l−ợng chuyển thành nhiệt đối với máy nghiền bi lấy km = 0,7 qlọt là nhiệt do không khí lạnh lọt vào mang vào: qlot = klot.g’.Ckkl.tkkl, kj/kg (klọt =0,42 với máy nghiền bi 207/265; klọt =0,42 với máy nghiền bi 287/470) tkkl = 30 0C Ckkl = 1 (kJ/kg 0C) qn.l là nhiệt vật lý của nhiên liệu: l.nl.nl.n t.Cq = , kJ/kg (tnl = 20 0C) 4.6.9.2. L−ợng nhiệt tiêu thụ (sử dụng): 5gnrbhtt qqqqq +++= , (4-45) trong đó: qbh là nhiệt l−ợng để bốc hơi ẩm của nhiên liệu: ( )"bh t47.02510Wq +∆= , kJ/kg b blv W100 WWW − −=∆ qr là nhiệt l−ợng do môi chất sấy mang ra khỏi hệ thống nghiền: qr = (1 + klot).g’.C”s.t” , kJ/kg qgn là nhiệt l−ợng để đốt nóng (sấy nóng, gia nhiệt) nhiên liệu: . 100 . 100 100 lv b k gn n l nlb W Wq C t W ⎛ ⎞−= +⎜ ⎟−⎝ ⎠ , kJ/kg với k lnC . là tỷ nhiệt của nhiên liệu khô, kJ/kgK. Với antraxit và than gầy k l.nC =0,92 kJ/kgK; than đá: k l.nC = 1,09 kJ/kgK; than dầu k l.nC = 1,88 kJ/kgK. q5 là tổn thất nhiệt do tỏa ra môi tr−ờng xung quanh: 180 B1000 Q q 55 = , kJ/kg với B là năng suất nghiền than, t/h. 4.6.9.3. Ph−ơng trình cân bằng nhiệt của hệ thống nghiền: qd.v = qt.t hay: qs + qck + qlot + qn.l = qb.h + qr + qg.n + q5 (4-46) Từ đó xác định đ−ợc các đại l−ợng cần phải tìm: - L−ợng môi chất sấy: g’, kg/kg; - Nhiệt độ ban đầu của môi chất sấy t’, 0C. Ver. 1.0 181 Ch−ơng 5. Trao đổi nhiệt trong lò hơi Trao đổi nhiệt trong thiết bị lò hơi bao gồm hai dạng là bức xạ và đối l−u. Trong phạm vi buồng lửa trao đổi nhiệt bức xạ là chủ yếu vì ở đây có bức xạ trực tiếp từ ngọn lửa có nhiệt độ cao đến các bề mặt truyền nhiệt bố trí trong buồng lửa, còn thành phần đối l−u ở đây không đáng kể do tốc độ của dòng khói nhỏ và do các ống sinh hơi bị tro bám bẩn nên có trở lực nhiệt lớn. Trong đ−ờng khói của lò hơi có cả trao đổi nhiệt đối l−u và trao đổi nhiệt bức xạ. Trong đ−ờng khói có bức xạ nhiệt là do có các khí ba nguyên tử và các hạt tro, hạt than bay theo khói, nh−ng trao đổi nhiệt đối l−u là chủ yếu. Chính vì vậy các bề mặt truyền nhiệt đặt trong đ−ờng khói đ−ợc gọi là bề mặt truyền nhiệt đối l−u. 5.1 Khả năng bức xạ của ngọn lửa Dựa theo c−ờng độ bức xạ trong vùng phổ thấy đ−ợc ng−ời ta phân chia các dạng ngọn lửa sáng, nửa sáng, không sáng. Sự bức xạ của ngọn lửa sáng và nửa sáng là do các hạt ở thế rắn trong sản phẩm cháy, đó là các hạt cốc, hạt tro, hạt mồ hang. Sự bức xạ của ngọn lửa không sáng là do có các khí ba nguyên tử nh− SO2, CO2, H2O trong buồng lửa. C−ờng độ bức xạ của các hạt rắn trong ngọn lửa phụ thuộc vào kích th−ớc các hạt, tính chất và nồng độ của chúng trong thể tích của buồng lửa. Sự bức xạ của các chất khí ba nguyên tử trong buồng lửa đ−ợc xác đinh bởi nồng độ các chất khí này và bởi chiều dày của thể tích bức xạ. Hệ số bức xạ nhiệt của môi tr−ờng khí đ−ợc biểu thị qua định luật Bu-ghe (Bouguer) 1 g pg k p sa e−= − , (5-1) trong đó: gk là hệ số làm yếu tia bức xạ bởi một môi tr−ờng khí; pp là tổng phân áp suất của các khí ba nguyên tử, MPa; s là chiều dày hiệu quả của lớp bức xạ, m. Hệ số bức xạ của ngọn lửa (hay độ đen của ngọn lửa) khi đốt nhiên liệu rắn đ−ợc xác định theo biểu thức sau 1 ll k psa e−= − , (5-2) trong đó: lk là hệ số làm yếu bức xạ bởi môi tr−ờng buồng lửa; p là áp suất của các chất khí trong buồng lửa, MPa. Chiều dày hiệu quả của lớp bức xạ trong buồng lửa s đ−ợc tính theo công thức: 3,6 bl v Vs F = , m (5-3) trong đó: blV là thể tích buồng lửa, m 3; Ver. 1.0 182 vF là diện tích các t−ờng buồng lửa m 2. Khi đốt bột than trong buồng lửa phun, ngọn lửa sáng choán hầu nh− toàn bộ thể tích buồng lửa (xem hình vẽ 5.1) và độ chiếu sáng của ngọn lửa khá đồng đều theo chiều cao của buồng lửa. Hệ số làm yếu bức xạ bởi môi tr−ờng buồng lửa đ−ợc tính theo công thứ: k k r k kl g n tr tr c= + à + χ k k r k kl g n tr tr c= + à + χ , (5-4) trong đó: ( )r r r 2 2n RO H O = + là tổng các phần thể tích của các khí ba nguyên tử; trk là hệ số làm yếu bức xạ bởi các hạt tro; trà là nồng độ tro trong khói; ck là hệ số làm yếu bức xạ bởi các hạt cốc; χ là hệ số kể đến khả năng phản ứng của nhiên liệu (kém phản ứng hay có khả năng phản ứng cao). Ngọn lửa sinh ra khi đốt nhiên liệu rắn nói chung thuộc kiểu ngọn lửa nửa sáng. Ngọn lửa khi đốt khí và đốt FO quy −ớc gồm hai phần là phần sáng và phần không sáng, do vậy hệ số bức xạ nhiệt của ngọn lửa (độ đen của ngọn lửa) đ−ợc xác định nh− sau: ( )a ma 1 m al s ks= + − , (5-5) trong đó: sa là hệ số bức xạ nhiệt của phần ngọn lửa sáng đ−ợc xác định theo công thức (5-2), còn kl đ−ợc thay bằng ks: k k k rs m g n= + , với mk là hệ số làm yếu tia bức xạ bởi các hạt mồ hóng; ksa là hệ số bức xạ nhiệt của phần ngọn lửa không sáng, tức là của môi tr−ờng khí đ−ợc xác định theo công thức (5-1); m là hệ số xác định phần thể tích buồng lửa bị tâm ngọn lửa choán đầy. Khi đốt khí thiên nhiên: 0,1m = . Khi đốt FO: 0,55m = . Khi đốt nhiên liệu rắn: 1m = . Hệ số bức xạ nhiệt của buồng lửa (hay độ đen của buồng lửa) bla đ−ợc xác định qua hệ số bức xạ nhiệt của ngọn lửa la và hệ số hiệu quả nhiệt của dàn ống trên t−ờng, cụ thể là: Hình 5.1. Sự thay đổi độ đen ngọn lửa theo chiều cao buồng lửa. 1-khi đốt bột than; 2-khi đốt mazut (FO) Ver. 1.0 183 1a 11 1 a bl d l = ⎛ ⎞+ − ψ⎜ ⎟⎝ ⎠ . (5-6) Dòng nhiệt bức xạ trung bình đ−ợc các dàn ống sinh hơi hấp thu là 4 3Tq c a 10 100 l bx 0 bl d −⎛ ⎞= ψ ⎜ ⎟⎝ ⎠ , kW/m 2 (5-7) trong đó: lT là nhiệt độ hiệu quả trung bình của môi tr−ờng khí trong buồng lửa, K; dψ là hệ số hiệu quả nhiệt của dàn ống đ−ợc xác định nh− sau: xdψ = ξ , (5-8) với x là hệ số góc và ξ là hệ số bám bẩn quy −ớc. 5.2 Tính trao đổi nhiệt bức xạ trong buồng lửa Sự truyền nhiệt từ ngọn lửa đến các dàn ống sinh hơi đặt trên t−ờng buồng lửa là một quá trình rất phức tạp, ở đây quá trình trao đổi nhiệt xảy ra đồng thời với quá trình cháy nhiên liệu. chính sự cháy nhiên liệu đã tạo ra nguồn nhiệt bên trong môi tr−ờng bức xạ. Ph−ơng pháp tính trao đổi nhiệt trong buồng lửa dựa trên việc sử dụng đồng thời các kết quả nghiên cứu giải tích và thực nghiệm. Ph−ơng pháp này xuất phát từ khả năng ứng dụng lý thuyết đồng dạng để phân tích các quá trình xảy ra trong buồng lửa. Công thức bán thực nghiệm của A. M. Gurvich đ−ợc viết d−ới dạng không thứ nguyên sau đây đ−ợc dùng làm cơ sở để tính trao đổi nhiệt trong buồng lửa: 0,6 " 0,6 Bo Bo Mabl 0,6bl θ = + , (5-9) Công thức này thể hiện sự liên hệ giữa nhiệt độ không thứ nguyên của khói ở cửa ra buồng lửa bl''θ và tiêu chuẩn Boltzmann (Bo), tiêu chuẩn này đặc tr−ng cho tỷ lệ giữa l−ợng nhiệt sinh ra khi cháy nhiên liệu so với c−ờng độ tỏa nhiệt tối đa đến các bề mặt dàn ống đặt trên t−ờng. Đặc tính của tr−ờng nhiệt độ trong thể tích buồng lửa cũng đ−ợc kể đến qua hệ số M . Nhiệt độ không thứ nguyên của khói bl''θ là tỷ số giữa nhiệt độ khói ở cửa ra buồng lửa bl''T (K) và nhiệt độ đoạn nhiệt (nhiệt độ cháy lý thuyết) aT (K): T T bl bl a '' ''θ = , (5-10) Chúng ta luôn luôn có 1bl''θ < và nó đặc tr−ng cho mức độ giảm nhiệt độ của khói trong thể tích buồng lửa do có trao đổi nhiệt. Số Bo đ−ợc xác định theo các công thức sau: Ver. 1.0 184 B V c Bo c F T tt g g 3 0 d v a ϕ= ψ , (5-11) và 4 B Q 1Bo c F T 1 tt bx 0 d v a bl'' = ψ −θ . (5-12) Đặc tính nhiệt chủ yếu của buồng lửa là l−ợng nhiệt sinh ra hữu ích trong buồng lửa blQ và entanpi của khói ở chỗ ra khỏi buồng lửa (ở cửa ra buồng lửa) bl''I . Nhiệt l−ợng sinh ra hữu ích trong buồng lửa blQ đ−ợc xác định theo công thức sau: 3 4 6 4 100 q q qQ Q Q Q Q 100 q lv bl tr kk kkng tth − − −= + − +− , (5-13) trong đó: Q lvtr là nhiệt l−ợng tàng trữ trong nhiên liệu dùng để đốt; kkQ là nhiệt l−ợng do không khí nóng và không khí lạnh mang vào buồng lửa; kkngQ là nhiệt l−ợng không khí thu đ−ợc do nó đ−ợc sấy sơ bộ ở phía tr−ớc bộ sấy không khí chính của lò hơi; tthQ là nhiệt l−ợng do khói tái tuần hoàn từ “đuôi lò” về buồng lửa. Nhiệt l−ợng do không khí mang vào buồng lửa kkQ bao gồm nhiệt l−ợng trong không khí nóng và nhiệt l−ợng do không khí lạnh lọt vào buồng lửa, tức là: Qkk = Qkkn + Qkkl (5-14) = ( ) ( ) ( ) ( )kkl0kkngblkkl0kkngblbl CtVCtV α∆+α∆+α∆−α∆−α ,(5-14) trong đó: blα∆ là hệ số lọt không khí lạnh vào buồng lửa; ngα∆ là hệ số lọt không khí lạnh vào hệ thống nghiền than. Entanpi của khói ở cửa ra buồng lửa bl''I đ−ợc xác định theo bảng I θ− ứng với giá trị nhiệt độ khói ở cửa ra buồng lửa bl''θ đã chọn tr−ớc đây. Nếu nh− toàn bộ nhiệt l−ợng sinh ra hữu ích trong buồng lửa blQ đ−ợc truyền hoàn toàn cho sản phẩm cháy thì ta có nhiệt độ cháy lý thuyết (cực đại) và th−ờng gọi là nhiệt độ cháy đoạn nhiệt của nhiên liệu: ( ) Q Vc bl a tb θ = , (5-15) trong đó ( ) tb Vc là tổng nhiệt dung riêng trung bình của sản phẩm cháy 1 kg nhiên liệu trong khoảng nhiệt độ 0 aθữ (kJ/kgK). Nhiệt độ cháy đoạn nhiệt phụ thuộc vào dạng nhiên liệu và vào hệ số không khí thừa và có giá trị nh− sau: 1700 1850aθ = ữ oC đối với than nâu và than bùn; 1850 2100aθ = ữ oC đối với than đá, antraxit, FO và khí thiên nhiên. Ver. 1.0 185 Việc tính toán trao đổi nhiệt trong buồng lửa dựa trên hai ph−ơng trình chủ yếu sau: - Ph−ơng trình cân bằng nhiệt: ( ) ( ) ( )Q Q I Vcbx bl bl a blg'' ''= ϕ − = ϕ θ −θ , (5-16) - Ph−ơng trình trao đổi nhiệt bức xạ: ( ) 11B Q c a xF T T 104 4tt bx 0 bl v l tr −= − , (5-17) ở đây ϕ là hệ số giữ nhiệt; ( ) g Vc là nhiệt dung trung bình của các chất khí trong khoảng nhiệt độ a bl''θ ữθ (kJ/kgoK). Ph−ơng trình (5-17) có thể đ−ợc viết d−ới dạng khác: 11 TB Q c a xF T 1 .10 T 4 4 tr tt bx 0 bl v l 4 l −⎛ ⎞= −⎜ ⎟⎝ ⎠ . (5-18) Khi thay T1 T 4 tr 4 l ξ = − và xdψ = ξ ta đ−ợc: 11B Q c a F T 104tt bx 0 bl d v l −= ψ . (5-19) Từ (5-19) ta tìm đ−ợc diện tích của t−ờng buồng lửa: 11 B QF 10 c a T tt bx v 4 0 bl d l = ψ , m 2 (5-20) Hệ số M kể đến đặc tính của tr−ờng nhiệt độ trong buồng lửa cần đ−ợc đ−a vào công thức (5-20), hệ số này đ−ợc xác định tùy thuộc vào vị trí t−ơng đối của điểm có nhiệt độ cực đại trong buồng lửa X: M = A- B.x, (5-21) trong đó A và B là các hệ số thực nghiệm, các hệ số này có giá trị khác nhau khi đốt các dạng nhiên liệu khác nhau. Đối với buồng lửa một buồng: - Đốt FO và nhiên liệu khí: M 0,54 0,2X= − ; - Đốt nhiên liệu rắn có khả năng phản ứng cao trong buồng lửa phun và trong buồng lửa ghi: M = 0,59 – 0,5M; - Đốt nhiên liệu rắn kém phản ứng (antraxit và than gầy) trong buồng lửa phun và các loại than có độ tro cao: M = 0,59 – 0,5M; Đối với buồng lửa phun giá trị tối đa của M lấy không lớn hơn 0,5 không phụ thuộc vào X . Vị trí t−ơng đối của điểm có nhiệt độ cực đại trong buồng lửa X đ−ợc xác định bằng tỷ số giữa khoảng cách từ đáy buồng lửa hay từ giữa phễu tro lạnh đến mặt phẳng có nhiệt độ cực đại của khói (th−ờng ở độ cao của trục vòi phun) hvf và khoảng cách đến giữa cửa ra buồng lửa Hbl (xem hình vẽ 5.2): hX H = vf bl , (5-22) Ver. 1.0 186 Hình 5.2. Vị trí t−ơng đối củađiểm có nhiệt độ cực đại trong buồng lửa Khi tính nhiệt thiết kế buồng lửa, công thức để xác định diện tích bề mặt t−ờng buồng lửa có dạng sau: 2 11 3 " " B Q T1F 10 1 5,67.a M T T M T tt bx a v 3 2 bl d bl a bl ⎛ ⎞= −⎜ ⎟ψ ⎝ ⎠ , m2 (5-23) Khi tính nhiệt kiểm tra buồng lửa phải xác định nhiệt độ khói ở cửa ra buồng lửa theo công thức sau: " T 273 a1 M Bo a bl 0,6 bl θ = −⎛ ⎞+ ⎜ ⎟⎝ ⎠ , oC (5-24) hay cụ thể hơn là công thức: ( ) " 11 T 273 5,67 F a TM 10 1 B Vc a bl 0,6 3 dtb v bl a tt tb − θ = −⎛ ⎞ψ +⎜ ⎟⎜ ⎟ϕ⎝ ⎠ , oC (5-25) trong đó: dtbψ là hệ số hiệu quả nhiệt trung bình của dàn ống đặt trên t−ờng; ( )tbVc là tổng nhiệt dung trung bình của sản phẩm cháy. 5.3. Tính toán trao đổi nhiệt trong đ−ờng khói phía sau buồng lửa 5.3.1. Trao đổi nhiệt bức xạ trong đ−ờng khói của lò hơi L−ợng nhiệt hấp thu bằng bức xạ của một đơn vị bề mặt truyền nhiệt đối l−u ở phần đuôi lò đ−ợc xác định bởi ph−ơng trình sau ( )a 1q a T T2 4 4trbx 0 tr+= σ − , W/m2 (5-26) ở đây: a là độ đen của khói có kể đến các hạt tro chứa trong khói; tra là độ đen của bề mặt hấp thu nhiệt bằng bức xạ (để tính tỏa nhiệt bức xạ cho bề mặt truyền nhiệt đối l−u ta lấy 0,08tra = ), T là nhiệt độ tính toán của dòng khói th−ờng tính bằng trung bình cộng của nhiệt độ khói vào và ra khỏi bề mặt truyền nhiệt tính toán (K), trT là nhiệt độ vách ngoài của bề mặt hấp thu nhiệt bằng bức xạ có kể đến bám bẩn (K). Ver. 1.0 187 Ph−ơng trình (5-26) có thể viết d−ới dạng khác nh− sau: ( ) ( )1 T Ta 1q a T t 2 1 T T 4 tr3tr bx 0 tr tr −+= σ θ−− , W/m (5-27) hay ( )q tbx bx tr= α θ− , W/m2 (5-28) trong đó θ là nhiệt độ của khói (oC). Do đó hệ số tỏa nhiệt bức xạ của sản phẩm cháy bxα đ−ợc tính theo công thức: ( )11 T1 a 1 T5,67.10 a T T2 1 T 3 tr 3tr bx tr − ⎛ ⎞− ⎜ ⎟+ ⎝ ⎠α = − , W/m2K (5-29) Nhiệt độ vách ống có bám tro bụi trt hấp thu nhiệt bằng bức xạ lấy bằng nhiệt độ trung bình của lớp bẩn bám bên ngoài trt và tính theo ph−ơng trình: 1t t qtr 2 ⎛ ⎞= + ε +⎜ ⎟α⎝ ⎠ , oC (5-30) trong đó: t là nhiệt độ trung bình của môi tr−ờng l−u động bên trong ống, bằng trung bình cộng của nhiệt độ đầu và nhiệt độ cuối ( t (t t ) / 2' ''= + ), oC; ε là hệ số bám bẩn bề mặt truyền nhiệt đối l−u (trở lực nhiệt của lớp bẩn bám trên bề mặt ngoài của ống hoặc của lớp chất chịu lửa và lớp xỉ trên dàn ống có gai, m2K/W; 2α là hệ số tỏa nhiệt từ vách ống đến môi chất l−u động trong ống, W/m2K; q là suất nhiệt l−ợng hấp thu của bề mặt truyền nhiệt đ−ợc tính toán, kW/m2. Độ đen của môi tr−ờng khói trong tr−ờng hợp tổng quát đ−ợc biểu diễn bằng ph−ơng trình sau: kpsa 1 e−= − . (5-31) Tích số kps gọi là tổng lực hấp thu của sản phẩm cháy, kps càng lớn thì độ đen của môi tr−ờng khói càng lớn. Tổng lực hấp thu đối với dòng khói có chứa các hạt tro đ−ợc xác định theo công thức: ( )kps k r k psg n tr tr= + à , (5-32) trong đó: trk là hệ số làm yếu bức xạ trong thể tích có các hạt tro bụi; trà là nồng độ tro trong sản phẩm cháy, g/m3. Hệ số làm yếu bức xạ bởi các hạt tro rắn đ−ợc tính theo công thức: 1k 7 d Ttr 2n = , (5-33) với nd là đ−ờng kính hạt tro ( mà ). Ver. 1.0 188 Chiều dày của lớp bức xạ giữa các ống trong chùm ống đối l−u s phụ thuộc vào b−ớc ống ngang t−ơng đối 1( / )s d và b−ớc ống dọc t−ơng đối 2( / )s d , th−ờng 0,1 0,2s = ữ m. 5.3.2 Trao đổi nhiệt đối l−u Bề mặt truyền nhiệt đối l−u th−ờng có dạng chùm ống. Trong lò hơi môi chất (hơi, n−ớc, hỗn hợp hơi n−ớc) chuyển động bên trong ống và khói chuyển động bên ngoài ống. Khói có thể bọc ngang hay bọc dọc chùm ống. ở bề mặt truyền nhiệt đối l−u th−ờng dòng khói bọc ngang ống. ống đ−ợc bố trí so le hay song song. ở bộ sấy không khí kiểu ống thì khói đi trong ống và không khí đi ngang bên ngoài ống. Khi thiết kế cấu tạo các bề mặt truyền nhiệt đối l−u của lò hơi phải xác định kích th−ớc của bề mặt ấy và chọn hình dạng tối −u của chùm ống. Khi đó phải kể đến các điều kiện xác định độ tin cậy, độ kinh tế và giá thành của toàn thiết bị. Các kích th−ớc hình học của các bề mặt truyền nhiệt đối l−u đ−ợc chọn từ những điều kiện trao đổi nhiệt, bám tro, mài mòn ống và tiêu thụ điện năng để khắc phục trở lực chuyển động của khói. 5.3.2.1. Các ph−ơng trình cơ bản Để tính toán bề mặt truyền nhiệt đối l−u ta dùng hai ph−ơng trình cơ bản là ph−ơng trình truyền nhiệt và ph−ơng trình cân bằng nhiệt. Ph−ơng trình truyền nhiệt (trao đổi nhiệt) cho phép xác định l−ợng nhiệt hấp thu của bề mặt truyền nhiệt kH tQ Btt ∆= , kJ/kg (5-34) trong đó: Q là nhiệt l−ợng do bề mặt truyền nhiệt tính toán hấp thu bằng đối l−u và bức xạ, kJ/kg; k là hệ số truyền nhiệt, W/m2K; H là bề mặt truyền nhiệt tính toán, m2; t∆ là độ chênh lệch nhiệt độ giữa môi tr−ờng nóng và môi chất đ−ợc đốt nóng, K; ttB là l−ợng nhiên liệu tiêu hao tính toán, kg/s. Trong các chùm ống đối l−u H (m2) đ−ợc lấy bằng toàn bộ bề mặt ngoài của ống (về phía khói). Bề mặt truyền nhiệt của bộ sấy không khí kiểu ống đ−ợc tính theo đ−ờng kính trung bình của ống. Ph−ơng trình cân bằng nhiệt dùng để tính nhiệt l−ợng do khói truyền đi bằng nhiệt l−ợng do hơi, n−ớc hay không khí hấp thu: ( )Q I I I0g g kklọt' ''= ϕ − + ∆α , kJ/kg (5-35) ở đây: g'I và g''I là entanpi của khói vào và ra khỏi bề mặt truyền nhiệt tính toán, kJ/kg; 0kklọtIα∆ là nhiệt l−ợng do không khí lạnh lọt mang vào. Nhiệt l−ợng do môi chất (hơi, n−ớc, không khí) hấp thu đ−ợc tính theo các công thức sau: - Đối với bộ quá nhiệt đối l−u và bộ quá nhiệt kiểu băng ống: Ver. 1.0 189 ( )DQ i i i QB qxg.ô bxtt '' '= − + ∆ − , kJ/kg (5-36) - Đối với bộ hâm n−ớc và vùng quá độ của lò hơi trực l−u: ( )DQ i i Btt '' '= − , kJ/kg (5-37) trong đó: D là l−u l−ợng hơi n−ớc đi qua bề mặt truyền nhiệt tính toán, kg/s; ''i và 'i lần l−ợt là entanpi của hơi (n−ớc) ở chỗ ra và chỗ vào bề mặt tính toán, kJ/kg; g.ôi∆ là l−ợng nhiệt do 1 kg hơi truyền cho n−ớc làm lạnh (ở bộ giảm ôn kiểu bề mặt), kJ/kg. - Đối với bộ sấy không khí: ( )''0Q I I2 0skkskk skk skk" '∆α⎛ ⎞= β + −⎜ ⎟⎝ ⎠ , (5-38) trong đó: skk''β là tỷ lệ giữa l−ợng không khí ở sau bộ sấy không khí và l−ợng không khí lý thuyết cần thiết ( )''skk bl bl ngβ = α −∆α −∆α ; skkα∆ là hệ số lọt không khí vào bộ sấy không khí, đ−ợc lấy bằng l−ợng rò từ phía không khí. Để xác định kích th−ớc của bề mặt truyền nhiệt hoặc l−ợng nhiệt đ−ợc truyền đi ta phải biết hệ số truyền nhiệt và độ chênh lệch nhiệt độ trung bình. 5.3.2.2. Hệ số truyền nhiệt Trong các chùm ống đối l−u sự truyền nhiệt tiến hành quá vách trụ nhiều lớp tức là qua ống có bám bẩn bên ngoài và cáu cặn bám bên trong. Khi tính nhiệt thì hệ số truyền nhiệt th−ờng đ−ợc xác định theo các công thức cho vách phẳng nhiều lớp. Điều này không gây ra sai số lớn đối với các bề mặt truyền nhiệt làm bằng các ống trơn đồng thời đơn giản rất nhiều cho việc tính toán. Hệ số truyền nhiệt đối với vách phẳng nhiều lớp đ−ợc biểu diễn bằng công thức sau: 1k 1 1tr kl c 1 tr kl c 2 = δ δ δ+ + + +α λ λ λ α , W/m2K (5-39) trong đó: 1α và 2α lần l−ợt là hệ số tỏa nhiệt từ môi tr−ờng nóng đến vách ống và từ vách ống đến môi tr−ờng đ−ợc đốt nóng, W/m2K; klδ và klλ lần l−ợt là chiều dày và hệ số dẫn nhiệt của kim loại vách ống, W/mK; tr trε = δ λ là trở lực nhiệt của lớp bẩn bám trên ống hay còn gọi là hệ số bám bẩn ống, m2K/W; c cδ λ là nhiệt trở của lớp cặn cáu bám trên bề mặt bên trong ống, m2K/W. Thông th−ờng nhiệt trở tỏa nhiệt từ khói đến vách ( )11 α và nhiệt trở đi qua lớp bám bẩn ε có trị số lớn nhất. Ver. 1.0 190 Nhiều khi trong tính toán coi rằng không có cáu cặn bám và bỏ qua nhiệt trở của vách kim loại. Nh− vậy đối với bộ quá nhiệt hệ số truyền nhiệt đ−ợc xác định theo công thức: 1 1 1 2 2 1 1 1 11 k α ε ε αα α α = = ⎛ ⎞+ + + +⎜ ⎟⎝ ⎠ , W/m2K (5-40) Công thức này đ−ợc dùng để tính bề mặt truyền nhiệt của bộ quá nhiệt. ở bộ quá nhiệt th−ờng 2 1000α ≥ W/m2K và 1 100α < W/m2K, tuy nhiên khi không kể đến nhiệt trở 21 α có thể phạm sai số trong việc xác định bề mặt đốt của bộ quá nhiệt đến 4%. ở bộ hâm n−ớc và bề mặt sinh hơi có ( ) 32 5 20 10α = ữ ì (W/m2K) nên nhiệt trở 21 α có thể bỏ qua, do đó: ( )1 1k 1= α + εα , W/m2K (5-41) ở bộ sấy không khí 1 2α ≈ α . Vì đối với bộ sấy không khí ta không có những số liệu về nhiệt trở của lớp bám bẩn ε và mức độ bọc không đều bề mặt bởi dòng khói và dòng không khí nên ảnh h−ởng đồng thời của chúng đ−ợc kể đến bằng hệ số sử dụng ξ xác định qua thực nghiệm. Do vậy hệ số truyền nhiệt đối với bộ sấy không khí đ−ợc tính theo công thức: 1 2 1 2 1 2 1k 1 1 α α= ξ = ξ α +α+α α , W/m2K (5-42) Hệ số sử dụng ξ phụ thuộc dạng nhiên liệu đốt và kiểu bộ sấy không khí. Hệ số truyền nhiệt k ở bộ sấy không khí quay (kiểu hoàn nhiệt) đ−ợc xác định theo công thức: 1 1 2 2 k 1 1 x x ξπ= +α α , W/m2K (5-43) trong đó: 1x F / Fg= là tỷ số giữa diện tích tiết diện cho khói đi và diện tích tiết diện tổng của bộ sấy không khí; 2x F / Fkk= là tỷ số giữa diện tích tiết diện cho không khí đi và diện tích tiết diện tổng của bô sấy không khí; 1α và 2α là hệ số tỏa nhiệt từ khói đến vách kim loại và từ vách kim loại cho không khí; π là hệ số kể đến ảnh h−ởng của tính không ổn định của sự trao đổi nhiệt, đ−ợc xác định phụ thuộc vào tốc độ quay của rôto nh− sau: n (vòng/phút) 0,5 1,0 1,5≥ π 0,85 0,97 1,0 Ver. 1.0 191 Hệ số tỏa nhiệt từ khói đến vách ống của chùm ống đối l−u 1α đ−ợc xác định theo công thức sau: ( )1 1 đl bxα ξ α α= + , W/m2K (5-44) trong đó 1ξ là hệ số sử dụng kể đến sự giảm l−ợng nhiệt hấp thu của bề mặt truyền nhiệt do khói bao phủ không đều. Đối với các ống đ−ợc khói bao phủ ngang ở các lò hơi hiện đại lấy hệ số 1ξ = . a. Hệ số tỏa nhiệt đối l−u đlα Hệ số tỏa nhiệt đối l−u phụ thuộc vào tốc độ và nhiệt độ dòng, kích th−ớc thẳng xác định, sự bố trí ống trong chùm, dạng bề mặt (trơn hay có cánh) và đặc điểm dòng khói bao phủ bề mặt đó (dọc, ngang hay chéo), các tính chất của môi tr−ờng chảy qua chùm ống, và trong một số tr−ờng hợp vào nhiệt độ vách ống. * Hệ số tỏa nhiệt đối l−u khi dòng khói bao phủ ngang chùm ống đặt song song và các băng ống, tính chung cho toàn bộ bề mặt truyền nhiệt và theo đ−ờng kính ngoài của ống đ−ợc xác định theo công thức: 0,2 Re Pr C C d 0,65 0,33 đl z s λα = , W/m2K (5-45) với zC đ−ợc hiệu chỉnh về số dãy ống theo đ−ờng khói đi, đ−ợc xác định tùy thuộc vào số dãy trung bình trong từng chùm nhỏ của chùm ống đ−ợc khảo sát nh− sau: ( )10 0,91 0,0125 2 10 1 2 z 2 2 z z C z z C ⎧ < → = + −⎪⎨ ≥ → =⎪⎩ , (5-45a) và sC đ−ợc hiệu chỉnh về đặc tính hình học của chùm ống, tùy thuộc vào b−ớc dọc và ngang t−ơng đối, 2σ và 1σ : ( )1 2 3 1 2 -23 2 s 1C σσ⎡ ⎤⎛ ⎞= + − −⎢ ⎥⎜ ⎟⎝ ⎠⎢ ⎥⎣ ⎦ , (5-45b) trong đó 1 1s dσ = và 2 2s dσ = . Khi 2 ≥ 2, 1 < 1,5 thì Cs =1, (5-45c) Khi 2 3 thì thay 1 = 3 vào công thức (5-45b) * Hệ số tỏa nhiệt đối l−u khi dòng khói bao phủ ngang chùm ống đặt sole đ−ợc xác định theo công thức: Re Pr C C d 0,6 0,33 đl s z' ' λα = , W/m2K (5-46) trong đó: s'C là hệ số đ−ợc xác định tùy thuộc vào b−ớc ngang t−ơng đối 1σ và vào giá trị của 1 1 1 2' σ σ −ϕ = σ − , (5-47) Ver. 1.0 192 ở đây 2'σ là b−ớc t−ơng đối trung bình theo ph−ơng đ−ờng chéo giữa các ống, và z'C là hiệu chỉnh số dãy ống theo đ−ờng khói đi. Ver. 1.0 193 * Đối với chùm ống trong đó một phần ống bố trí sole, một số ống bố trí song song thì: H H H H sole sole ss ss đl sole ss α +αα = + , W/m 2K (5-48) Nếu phần ống bố trí sole (song song) > 85% toàn bộ bề mặt truyền nhiệt thì chùm ống đó đ−ợc coi nh− là chùm ống sole (song song). * Hệ số tỏa nhiệt khi bao phủ dọc bề mặt truyền nhiệt bởi dòng rối một pha (khói, không khí, n−ớc, hơi) đ−ợc xác định theo công thức: 0,023 Re Pr C C C d 0,8 0,4 đl t d l λα = , W/m2K (5-49) trong đó: tC là hệ số hiệu chỉnh về nhiệt độ phụ thuộc vào nhiệt độ của dòng khói và nhiệt độ vách ống; dC là hệ số hiệu chỉnh về đ−ờng kính ống; lC là hệ số hiệu chỉnh về chiều dài t−ơng đối (khi (l / d) 50≥ thì 1lC = ). * Hệ số tỏa nhiệt đối l−u đối với bộ sấy không khí quay (tốc độ quay của rôto 1,5 5n = ữ vòng/phút) về phía khói và về phía không khí đ−ợc tính theo công thức sau: dA Pr C C d 0,8 0,4tđ đl t l tđ ωλ ⎛ ⎞α = ⎜ ⎟ν⎝ ⎠ , W/m 2K (5-50) ở đây: A là hệ số đ−ợc xác định bởi loại vật liệu và cách bố trí bề mặt truyền nhiệt; λ là hệ số dẫn nhiệt của khói và không khí, W/mK; tđd là đ−ờng kính t−ơng đ−ơng, m; ω l tốc độ tính toán của khói và không khí, m/s. b. Hệ số tỏa nhiệt do bức xạ của sản phẩm cháy bxα Hệ số tỏa nhiệt do bức xạ của sản phẩm cháy đ−ợc xác định theo công thức sau ( ) q t bx bx tr α = θ− , W/m 2K (5-51) 5.3.2.3. Độ chênh nhiệt độ trung bình Độ chênh nhiệt độ trung bình cho toàn bề mặt truyền nhiệt là hiệu số nhiệt độ của môi tr−ờng nóng và môi tr−ờng đ−ợc đốt nóng, phụ thuộc vào ph−ơng chuyển động t−ơng hỗ giữa hai môi tr−ờng. Hình 5.3. Sự thay đổi nhiệt độ của các môi tr−ờng dọc theo bề mặt truyền nhiệt. a - Chuyển động cùng chiều; b - Chuyển động ng−ợc chiều. Ver. 1.0 194 Trong tr−ờng hợp hai dòng chuyển động cùng chiều thuần túy và ng−ợc chiều thuần túy thì độ chênh nhiệt độ trung bình đ−ợc tính nh− là hiệu trung bình logarit các nhiệt độ môi tr−ờng nóng và môi tr−ờng đ−ợc đốt nóng (xem hình vẽ 5.3) ln t tt t t ∆ −∆∆ = ∆ ∆ l b l b , oC (5-52) trong đó: lt∆ là hiệu số nhiệt độ lớn của 2 môi tr−ờng; bt∆ là hiệu số nhiệt độ nhỏ của 2 môi tr−ờng (nóng và đ−ợc đốt nóng). Khi t 1,7 t l b ∆ ≤∆ thì với độ chính xác cho phép có thể tính t∆ nh− sau: t tt t 2 l b∆ + ∆∆ = = θ− , oC (5-53) trong đó θ và t là nhiệt độ trung bình của hai môi tr−ờng. Khi nhiệt độ của một trong hai môi chất không thay đổi cũng có thể tính t∆ theo các công thức trên. Nếu t 0,92 tth ng∆ ≥ ∆ thì độ chênh lệch nhiệt độ đối với sơ đồ phức tạp bất kỳ nào cũng có thể xác định theo công thức: t t t 2 th ng∆ + ∆∆ = , oC (5-54) trong đó tht∆ và ngt∆ lần l−ợt là độ chênh nhiệt độ trung bình khi hai dòng cùng chiều và ng−ợc chiều hoàn toàn. Đối với sơ đồ hỗn hợp song song và hỗn hợp nối tiếp ta xác định t∆ nh− sau: t tng∆ = ψ∆ , oC (5-55) với ψ là hệ số tính đổi từ sơ đồ dòng ng−ợc chiều sang sơ đồ phức tạp hơn. Hệ số ψ trong dòng cắt nhau tùy thuộc số lần cắt nhau và sự thay đổi nhiệt độ của môi tr−ờng nóng và môi tr−ờng đ−ợc đốt nóng. 5.4 Tính nhiệt thiết bị lò hơi 5.4.1 Khái niệm Tính nhiệt của lò hơi có thể là tính chế tạo hay tính kiểm tra. Ph−ơng pháp tính là chung cho cả hai tr−ờng hợp. Tính nhiệt chế tạo và tính nhiệt kiểm tra khác nhau ở mục đích tính và các đại l−ợng cần phải tìm. Tính nhiệt chế tạo nhằm xác định kích th−ớc buồng lửa và độ lớn bề mặt truyền nhiệt của mọi phần tử của lò hơi đ−ợc thiết kế, để đảm bảo nhận đ−ợc sản l−ợng hơi và các thông số định mức của hơi ứng với thành phần nhiên liệu và nhiệt độ n−ớc cấp cho tr−ớc. Trong nhiệm vụ tính toán phải cho biết sản l−ợng hơi định mức của lò, các thông số của hơi ở chỗ ra khỏi bộ quá nhiệt, nhiệt độ n−ớc cấp và đặc tính của nhiên liệu. Kiểu lò, ph−ơng pháp đốt nhiên liệu, kiểu buồng lửa, nhiệt độ khói Ver. 1.0 195 thoát và nhiệt độ không khí nóng hoặc cho tr−ớc trong nhiệm vụ thiết kế hoặc chọn tùy thuộc vào các thông số hơi, sản l−ợng hơi của lò và đặc tính của nhiên liệu. Nếu lò hơi có bộ quá nhiệt trung gian thì trong nhiệm vụ thiết kế cần cho biết l−u l−ợng và thông số của hơi quá nhiệt trung gian ở chỗ vào và ra khỏi bộ quá nhiệt trung gian. Việc tính nhiệt kiểm tra đ−ợc tiến hành cho lò hơi đã có sẵn, nh− vậy là đã biết kiểu lò hơi và buồng lửa, đặc tính hình học của các bề mặt truyền nhiệt khác của lò. Mục đích tính ở đây là xác định độ kinh tế của lò và đánh giá mức độ làm việc tin cậy của lò đối với nhiên liệu đã cho, phát hiện các đặc tính nhiệt của lò ở những phụ tải khác nhau và khả năng điều chỉnh (sự làm việc của lò hơi). Việc tính toán có thể thực hiện ở phụ tải định mức và ở phụ tải khác định mức. Tính kiểm tra cũng đ−ợc tiến hành sau khi cải tiến buồng lửa hoặc các bề mặt truyền nhiệt khác nhằm nâng cao sản l−ợng và tính kinh tế của thiết bị lò hơi. Tính kiểm tra đ−ợc thực hiện khi thay đổi nhiệt độ n−ớc cấp, nhiệt độ hơi quá nhiệt, nhiên liệu đốt có tính chất khác so với nhiên liệu dùng khi thiết kế. Các đại l−ợng cần phải tìm khi tính kiểm tra là nhiệt độ khói ở cuối buồng lửa bl''θ và trên dọc đ−ờng khói đi và xác định nhiệt độ và tốc độ khói, n−ớc, hơi, không khí ở từng phần tử của lò hơi. Sau khi tính nhiệt của lò hơi có thể trên cơ sở các số liệu nhận đ−ợc để tiến hành tính khí động, thủy động, sức bền và chế độ nhiệt độ của các ống, chế độ n−ớc và chất l−ợng hơi, động lực học của thiết bị lò hơi và toàn bộ khối lò hơi tuabin. Tiếp sau đó tính hệ thống chuẩn bị nhiên liệu và các phần tử của lò nh− vòi phun chính, vòi phun phụ,  5.4.2 Những ph−ơng trình cơ bản Thiết bị lò hơi bao gồm một số l−ợng lớn các bề mặt truyền nhiệt đặt nối tiếp nhau dọc đ−ờng khói đi. Sự làm việc của từng bề mặt truyền nhiệt và của toàn bộ lò hơi đ−ợc mô tả bằng một hệ các ph−ơng trình: Cân bằng vật chất, cân bằng năng l−ợng, trao đổi nhiệt và trao đổi chất, trạng thái và chuyển động. 1. Ph−ơng trình cân bằng vật chất Ph−ơng trình cân bằng vật chất đ−ợc viết cả cho chất tải nhiệt và cho khói. Đối với chất tải nhiệt ta có: D D Dh ncấp xả= + , kg/s (5-56) Đối với khói ta có: ( )V V 1 V0 0k k kk= + α − , (5-57) 2. Ph−ơng trình cân bằng năng l−ợng a. Ph−ơng trình liên hệ giữa l−ợng nhiệt sinh ra và l−ợng nhiệt sử dụng trong thiết bị lò hơi: ( ) ( ) ( )BQ D i i D i i D i ilv r vt lò qn nc trg trg trg xả nc'η = − + − + − , (5-58) với 6 i i 2 1 qlò = η = −∑ , % Ver. 1.0 196 b. Ph−ơng trình biểu diễn sự cân bằng giữa l−ợng nhiệt nhận đ−ợc từ sản phẩm cháy cộng với l−ợng lọt không khí lạnh và nhiệt l−ợng truyền cho môi chất và toả vào môi tr−ờng xung quanh: ( )B I I Q D itt lọt'' '⎡ ⎤ϕ − + ∆ = ∆⎣ ⎦ , (5-59) 3. Ph−ơng trình trạng thái Khói là một hỗn hợp nhiều chất khí khác nhau. Quan hệ giữa thể tích khói và nhiệt độ đ−ợc thể hiện qua ph−ơng trình trạng thái của khí lý t−ởng. Nhiệt dung riêng của từng chất khí thành phần trong khói phụ thuộc vào nhiệt độ và cho trong các bảng. Sự liên hệ giữa các thông số của chất tải nhiệt (ph−ơng trình trạng thái) đ−ợc cho d−ới dạng bảng (bảng các tính chất vật lý nhiệt của n−ớc và lò hơi). 4. Ph−ơng trình trao đổi nhiệt Đ−ợc viết riêng cho từng bề mặt truyền nhiệt. Khi tính toán ta giải ph−ơng trình này cùng với các ph−ơng trình cân bằng vật chất và cân bằng năng l−ợng viết cho từng bề mặt truyền nhiệt. Ph−ơng trình cân bằng vật chất của bề mặt truyền nhiệt diễn tả sự không thay đổi l−u l−ợng của chất tải nhiệt và của khói theo thời gian. Đối với chất tải nhiệt thì điều đó có nghĩa là có thể có sự thay đổi l−u l−ợng chất tải ở đầu hay cuối bề mặt truyền nhiệt, còn trong phạm vi bề mặt truyền nhiệt l−u l−ợng không thay đổi D = const (5-60a) Đối với đ−ờng khói ta coi rằng có lọt không khí lạnh ở đầu và cuối bề mặt truyền nhiệt, bản thân bề mặt truyền nhiệt làm việc với l−ợng lọt không đổi và đ−ợc tính bằng giá trị trung bình số học: BVk = const (5-60b) Đối với bề mặt truyền nhiệt đối l−u và nửa bức xạ ph−ơng trình trao đổi nhiệt có dạng D i kH t∆ = ∆ , (5-60c) trong đó t∆ là độ chênh lệch nhiệt độ trung bình logarit. Hệ các ph−ơng trình (5-60a) - (5-60c) đ−ợc viết cho từng bề mặt truyền nhiệt. 5.4.3. Thứ tự tính toán 1. Thứ tự tính nhiệt thiết kế lò hơi có bao hơi (có tuần hoàn tự nhiên) Phác thảo kiểu dáng lò hơi; - Tính toán thể tích không khí lý thuyết cần thiết và thể tích sản phẩm cháy. Xác định thể tích thực của không khí và sản phẩm cháy (khói); - Xác định entanpi của sản phẩm cháy và của không khí; - Tiến hành cân bằng nhiệt của lò hơi, xác định các tổn thất nhiệt 2q , 3q , 4q , 5q , 6q , tính hiệu suất của lò hơi, tính l−ợng nhiên liệu tiêu hao thực tế và l−ợng nhiên liệu tiêu hao tính toán; - Thiết kế buồng lửa: Chọn tiết diện buồng lửa dựa vào nhiệt thế diện tích tiết diện ngang của buồng lửa fq (kW/m 2), chọn sơ bộ nhiệt độ khói ra khỏi buồng lửa Ver. 1.0 197 θ bl'' , sau đó xác định diện tích toàn bộ các t−ờng của buồng lửa vF (m2), diện tích bề mặt hấp thu nhiệt bằng bức xạ của các dàn ống sinh hơi đặt trong buồng lửa. Việc tính toán nhiệt buồng lửa đ−ợc kết thúc bằng việc kiểm tra sự phù hợp của nhiệt thế thể tích của buồng lửa vq (kW/m 3), giá trị của nó không đ−ợc v−ợt giá trị giới hạn cho trong các bảng; - Tính nhiệt pheston hoặc bộ quá nhiệt kiểu băng ống đặt ở cửa ra buồng lửa; - Phân phối nhiệt l−ợng cho các bề mặt truyền nhiệt đặt sau buồng lửa; - Thiết kế bộ quá nhiệt đối l−u; - Thiết kế bộ hâm n−ớc; - Thiết kế bộ sấy không khí. 2. Thứ tự tính nhiệt kiểm tra lò hơi Việc tính nhiệt kiểm tra lò hơi đ−ợc thực hiện bằng ph−ơng pháp gần đúng liên tiếp. Lúc đầu cho sơ bộ nhiệt độ khói thải ra khỏi lò hơi thảiθ , trên cơ sở đó thực hiện tính nhiệt của lò hơi và tính toán chính xác giá trị của thảiθ . Tiếp đó xác định hiệu suất của lò hơi lòη và tính các l−ợng nhiên liệu tiêu hao B , ttB . Sau khi chọn sơ bộ giá trị của nhiệt độ không khí nóng KKNt có thể tính nhiệt của buồng lửa và các bề mặt truyền nhiệt khác. Nhiệm vụ của việc tính buồng lửa là xác định nhiệt độ thực của khói ở cửa ra buồng lửa θ bl'' . Tr−ớc hết cho sơ bộ một giá trị của θ bl'' và sẽ làm chính xác sau đó theo công thức: 0,6 T 273 a1 M Bo a bl bl ''θ = −⎛ ⎞+ ⎜ ⎟⎝ ⎠ , oC (5-61) Khi có sự sai khác lớn (trên 100 oC) phải chọn giá trị khác của bl''θ và tính lại. Việc tính các bề mặt truyền nhiệt đối l−u đặt sau buồng lửa cũng theo ph−ơng pháp gần đúng liên tiếp. Tính CBQ về phía khói hay về phía môi chất sau đó so sánh CBQ với TNQ . ở pheston sai khác giữa CBQ và TNQ cho phép đến 5%, đối với các bề mặt truyền nhiệt đối l−u khác cho phép sai khác giữa CBQ và TNQ là 2%. Việc tính toán đ−ợc coi là kết thúc nếu giá trị của nhiệt độ khói thải thảiθ chọn sơ bộ và giá trị tính toán sai khác nhau bằng hoặc nhỏ hơn 10± oC và nhiệt độ không khí nóng chọn và tính sai khác nhau nhỏ hơn hay bằng 40± oC. Nếu không thỏa mãn những yêu cầu trên phải tính lại bằng việc chọn giá trị mới của thảiθ . Ngày nay có thể ứng dụng những thành tựu của công nghệ thông tin vào việc giải bài toán tính nhiệt của lò hơi. Muốn vậy tr−ớc hết phải xây dựng mô hình toán của lò hơi, lập trình để giải trên máy tính điện tử. Thời gian giải bài toán tính nhiệt lò hơi trên máy tính điện tử khoảng d−ới 10 phút.